JP4033173B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、内燃機関に要求される目標トルクを実現するために燃料噴射量、吸入空気量等を制御する内燃機関の制御装置に関するものである。

運転者のアクセルペダルの操作等を通じて要求されるトルクを目標トルクとして求め、内燃機関の出力トルクがこの目標トルクとなるように燃料噴射量、吸入空気量等を制御する、いわゆるトルクデマンド制御が知られている。この制御では、運転者によるアクセル操作量、機関回転速度等に基づき目標トルクが算出され、これにフリクショントルクが加算されることにより目標トルクが補正される。フリクショントルクの多くは、スロットルバルブ、ＥＧＲバルブ等の吸気抵抗分である圧力損失（ポンピングロス）によって占められる。そのほかにも、フリクショントルクには、内燃機関の摺動部分等で損失される摩擦損失である機械損失、及びオルタネータ、エアコン等の補機を駆動するために損失される補機駆動損失が含まれる。

こうしたトルクデマンド制御として、例えば特許文献１では、空燃比がリーンであるとき燃焼室に多くの空気が吸入されて吸気圧が高く、ポンピングロスが低減されることに着目し、吸気管圧力（吸気圧）又はそれに関連するパラメータ、例えばシリンダ内総ガス量に基づいてポンピングロストルクを算出している。
特開平１１−６２６５８号公報

ところが、上記特許文献１のように吸気圧やシリンダ内総ガス量のみに基づいてポンピングロストルクを求めた場合、そうでない場合に比べてポンピングロストルクの算出精度が向上するものの、その算出精度が十分なレベルまで高まっているとは言い難く、未だ改善の余地がある。例えば、平地での機関運転時と高地での機関運転時とではポンピングロストルクが異なる。しかし、上記特許文献１では、こうした相違を考慮したポンピングロストルクを算出することができない。

本発明はこのような実情に鑑みてなされたものであって、その目的は、ポンピングロストルクを一層高い精度で求め、内燃機関に、要求される目標トルクにより近い出力トルクを発生させることのできる内燃機関の制御装置を提供することにある。

以下、上記目的を達成するための手段及びその作用効果について記載する。
請求項１に記載の発明では、空気及び燃料の混合気を燃焼室で燃焼させることにより、気筒内でピストンを往復動させて出力軸を回転駆動する内燃機関に用いられるものであって、前記ピストンの往復動に伴い生ずるポンピングロスによる前記出力軸の出力トルクの損失分をポンピングロストルクとして算出するポンピングロストルク算出手段を備え、前記内燃機関に要求されるトルクを目標トルクとし、この目標トルクに少なくとも前記ポンピングロストルク算出手段によるポンピングロストルクを加算し、その加算後の目標トルクに基づき、前記出力トルクに影響を及ぼすパラメータを制御するようにした内燃機関の制御装置において、前記ポンピングロストルク算出手段は、前記ピストンの往復動方向についての両側から同ピストンに作用するクランク室内圧と吸気圧との差圧に基づいて前記ポンピングロストルクを算出するものであるとする。

上記の構成によれば、内燃機関の制御に際し、ピストンの往復動に伴い生ずるポンピングロスによる出力軸の出力トルクの損失分（ポンピングロストルク）がポンピングロストルク算出手段によって算出される。そして、内燃機関に要求される目標トルクに少なくとも上記ポンピングロストルクが加算されることで目標トルクが補正される。この加算後の目標トルクに基づき、出力トルクに影響を及ぼすパラメータが制御される。従って、内燃機関の運転に伴いポンピングロストルクが発生するが、内燃機関からは、要求される目標トルクに相当する出力トルクが発生される。

ところで、上記ポンピングロストルクは、ピストンが下降して燃焼室内に空気を吸入する際に発生するため、基本的には燃焼室内の圧力（吸気圧）から大きく影響を受ける。しかし、このピストンが下降する際、クランク室の圧力が高い場合は、低い場合に比べピストンの下降を妨げ、ポンピングロストルクを小さくさせる方向に作用する。従って、ポンピングロストルクは、正確には、燃焼室内の圧力（吸気圧）だけでなくクランク室内圧からも影響を受ける。

この点、請求項１に記載の発明では、ピストンの往復動方向についての両側から同ピストンに作用してポンピングロストルクに影響を及ぼすクランク室内圧と吸気圧とが用いられ、それらの差圧に基づいてポンピングロストルクが算出される。このため、単に吸気圧又はシリンダ内総ガス量のみに基づく場合に比べ、ポンピングロストルクをより高い精度で算出することが可能となる。これに伴い、内燃機関に要求される目標トルクにより近い出力トルクを発生させることができる。

ここで、一般にクランク室内圧は大気圧に近いため、この大気圧をクランク室内圧の相当値として用いることができる。そこで、請求項２に記載の発明によるように、請求項１に記載の発明において、前記ポンピングロストルク算出手段は、大気圧を前記クランク室内圧の相当値として用いて前記ポンピングロストルクを算出するものであってもよい。

また、クランク室内圧は内燃機関の運転状態に応じて変化し得るため、大気圧を内燃機関の運転状態に基づいて補正し、その補正後の値（推定値）をクランク室内圧として用いることができる。そこで、請求項３に記載の発明によるように、請求項１又は２に記載の発明において、前記内燃機関の運転状態に基づいて大気圧を補正することにより前記クランク室内圧を推定するクランク室内圧推定手段をさらに備え、前記ポンピングロストルク算出手段は、前記クランク室内圧推定手段による推定値を前記クランク室内圧として用いて前記ポンピングロストルクを算出するものであってもよい。このようにすれば、上述した大気圧をクランク室内圧の相当値とする場合よりも高い精度でポンピングロストルクを算出することが可能となる。

さらに、請求項４に記載の発明によるように、請求項１に記載の発明において、前記クランク室内圧を検出するクランク室内圧検出手段をさらに備え、前記ポンピングロストルク算出手段は、前記クランク室内圧検出手段による検出値を前記クランク室内圧として用いて前記ポンピングロストルクを算出するものであってもよい。このようにすれば、上述した大気圧や推定値をクランク室内圧の相当値とする場合よりも高い精度でポンピングロストルクを算出することが可能となる。

請求項５に記載の発明では、請求項１〜４のいずれか１つに記載の発明において、前記ポンピングロストルク算出手段は、前記ポンピングロストルクの算出に際し、前記ピストンの頂面面積又はその相当値に基づいて前記差圧を補正するものであるとする。

ここで、頂面面積の相当値としては、例えばピストンが往復動する気筒（シリンダ）の内径（ボア径）が挙げられる。一般に、こうした頂面面積やボア径が大きくなるに従い、差圧が作用する面積が増え、同じ差圧でもピストンを下降させるために必要な力が大きくなり、ポンピングロストルクが増大する。この点、請求項５に記載の発明では、ポンピングロスの算出に際し、ピストンの頂面面積又はその相当値に基づいて差圧が補正される。従って、こうして補正された差圧が用いられることで、より精度の高いポンピングロストルクの算出が可能となる。

請求項６に記載の発明では、請求項１〜５のいずれか１つに記載の発明において、前記ポンピングロストルク算出手段は、前記ポンピングロストルクの算出に際し、前記内燃機関の気筒数に基づいて前記差圧を補正するものであるとする。

内燃機関が複数の気筒を有するものである場合、各気筒でポンピングロスが発生するため、機関全体の総合的なポンピングロスは、１気筒当たりのポンピングロスに気筒数を乗算したものになる。この点、請求項６に記載の発明では、ポンピングロストルクの算出に際し、気筒数に基づいて差圧が補正される。従って、こうして補正された差圧が用いられることで、より精度の高いポンピングロストルクの算出が可能となる。

（第１実施形態）
以下、本発明を具体化した第１実施形態について、図面を参照して説明する。
図１及び図２に示すように、車両には、内燃機関としてガソリンエンジン（以下、単にエンジンという）１１が搭載されている。エンジン１１は、複数の気筒（シリンダ）１２を有するシリンダブロック１３を備えている。シリンダブロック１３の下側にはクランクケース１４及びオイルパン１５が取付けられ、上側にはシリンダヘッド１６が取付けられている。各シリンダ１２内にはピストン１７が往復動可能に収容されている。各ピストン１７は、コネクティングロッド１８を介し、エンジン１１の出力軸であるクランクシャフト１９に連結されている。そのため、各ピストン１７が往復動すると、その動きはコネクティングロッド１８によって回転運動に変換された後、クランクシャフト１９に伝達される。

シリンダ１２毎の燃焼室２１には、吸気通路２２及び排気通路２３がそれぞれ接続されており、エンジン１１の外部の空気が吸気通路２２を通じて燃焼室２１内に吸入されるとともに、燃焼室２１内で生じた排気ガスが排気通路２３へ排出される。シリンダヘッド１６には、吸気通路２２及び燃焼室２１間を開閉する吸気バルブ２４と、排気通路２３及び燃焼室２１間を開閉する排気バルブ２５とがそれぞれ往復動可能に設けられている。吸気バルブ２４の上方には吸気カムシャフト２６が設けられ、排気バルブ２５の上方には排気カムシャフト２７が設けられている。これらの吸・排気両カムシャフト２６，２７は、プーリ、ベルト等によりクランクシャフト１９に駆動連結されており、そのクランクシャフト１９に連動して回転する。吸気バルブ２４は吸気カムシャフト２６によって駆動され、排気バルブ２５は排気カムシャフト２７によって駆動される。

吸気通路２２の途中にはスロットルバルブ２８が回動可能に設けられている。スロットルバルブ２８にはモータ等のアクチュエータ２９が駆動連結されている。吸気通路２２を流れる空気の量は、スロットルバルブ２８の角度（スロットル開度）に応じて変化する。なお、スロットル開度は、運転者によって操作されるアクセルペダル３１の踏込み量等に応じてアクチュエータ２９が駆動されることにより調整される。

エンジン１１には、燃料噴射弁３２が各シリンダ１２に対応して取付けられている。各燃料噴射弁３２には、燃料ポンプ（図示略）から吐出された高圧の燃料が供給される。各燃料噴射弁３２は開閉制御されることにより、対応する燃焼室２１に高圧燃料を直接噴射供給する。噴射された燃料は、燃焼室２１内の空気と混ざり合って混合気となる。

なお、上記のように燃料噴射弁３２から燃焼室２１内に直接燃料が噴射されて混合気が生成されるエンジン１１は、一般に筒内噴射式エンジンと呼ばれる。このタイプに代えて、ポート噴射式エンジンが本発明の適用対象とされてもよい。このタイプのエンジンでは、吸気通路２２の途中に配置された燃料噴射弁から吸気ポート下流に向けて燃料が噴射される。この燃料は、吸気通路２２を流れる空気と混ざり合って混合気となる。

エンジン１１には点火プラグ３３が各シリンダ１２に対応して取付けられている。点火プラグ３３は、イグナイタ３４からの点火信号に基づいて駆動される。点火プラグ３３には、点火コイル３５から出力される高電圧が印加される。そして、混合気は点火プラグ３３の火花放電によって着火され、爆発・燃焼する。このときに生じた高温高圧の燃焼ガスによりピストン１７が往復動され、クランクシャフト１９が回転されて、エンジン１１の駆動力（出力トルク）が得られる。燃焼ガスは、排気バルブ２５の開弁にともない排気通路２３に排出される。

上記エンジン１１では、圧縮行程及び膨張行程で、シリンダ１２の壁面とピストン１７との隙間からクランク室３６に気体が漏出する。この気体は圧縮行程で漏出する混合気、膨張行程で漏出する燃焼ガス等からなり、ブローバイガスと呼ばれる。ブローバイガスはエンジンオイルを劣化させ、エンジン１１の内部を錆させる原因となり得る。そこで、図２において実線の矢印で示すブローバイガスを、ブローバイガス環流装置３７によって吸気系に戻し（環流し）、燃焼室２１で再燃焼させるようにしている。なお、クランク室３６は、クランクシャフト１９が収容されている空間であり、シリンダブロック１３、クランクケース１４、オイルパン１５等によって囲まれた空間である。

ブローバイガス環流装置３７は、クランク室３６と、吸気通路２２のスロットルバルブ２８よりも下流とを繋ぐブローバイガス通路３９を備えている。ブローバイガス環流装置３７では、スロットルバルブ２８の下流で発生する負圧（大気圧を基準としてそれよりも低い圧力）がブローバイガス通路３９を通じてクランク室３６に作用する。ブローバイガス通路３９の途中には、ブローバイガスの環流量を調整するためのＰＣＶバルブ４１が設けられている。

また、ブローバイガス環流装置３７は、クランク室３６内のブローバイガスの濃度を下げるべく、図２において波線の矢印で示すように、エンジン１１の外部の空気（新気ともいう）をクランク室３６内に導入するための空気導入通路４２を備えている。空気導入通路４２の一端は吸気通路２２のスロットルバルブ２８よりも上流に接続され、他端はシリンダヘッド１６上のヘッドカバー４３、シリンダヘッド１６、シリンダブロック１３等を通ってクランク室３６に接続されている。

図１に示すように、エンジン１１には、排気通路２３を流れる排気ガスの一部を、吸気通路２２に環流させるための排気環流（以下「ＥＧＲ」という）装置４４が設けられている。ＥＧＲ装置４４は、環流に伴い吸入空気に混合された排気ガス（ＥＧＲガス）により、混合気中の不活性ガスの割合を増やして燃焼最高温度を下げ、窒素酸化物（ＮＯｘ）の生成を抑制し、排気エミッションの低減を図るものである。

ＥＧＲ装置４４は、排気通路２３と吸気通路２２のスロットルバルブ２８よりも下流とを繋ぐＥＧＲ通路４５を備えるとともに、ＥＧＲ通路４５の途中に設けられたＥＧＲバルブ４６を備える。このＥＧＲ装置４４では、吸気通路２２のスロットルバルブ２８下流の負圧が、ＥＧＲ通路４５を介して排気通路２３に作用する。そのため、排気通路２３から排出された排気ガスの一部は、ＥＧＲガスとして、ＥＧＲ通路４５を通じて吸気通路２２に環流される。環流されるＥＧＲガスの流量は、ＥＧＲバルブ４６の開き具合（ＥＧＲ開度）に応じて変化する。

エンジン１１には各種補機（図示略）が取付けられている。これらの補機としては、例えば、オルタネータ、パワーステアリング用ポンプ、エアコン用コンプレッサ、エンジンオイルポンプ、エンジンウォータポンプ等が挙げられる。各補機の出力軸は、プーリ、ベルト等によりクランクシャフト１９に駆動連結されており、同クランクシャフト１９から動力を受けて回転する。

車両には、エンジン１１の運転状態を含む各部の状態を検出するために各種センサが設けられている。例えば、クランクシャフト１９の近傍には、そのクランクシャフト１９が一定角度回転する毎にパルス状の信号を発生するクランク角センサ５１が設けられている。クランク角センサ５１の信号は、クランクシャフト１９の回転角度であるクランク角、単位時間当たりのクランクシャフト１９の回転速度であるエンジン回転速度等の算出に用いられる。

吸気通路２２内のスロットルバルブ２８よりも下流には、吸入空気の圧力である吸気圧ｅｐｉｍ（絶対圧）を検出する吸気圧センサ５２が設けられている。車室内には、標高（例えば、海岸と山岳地）、天候等により変化する大気圧ｅｐａを検出する大気圧センサ５３が設けられている。アクセルペダル３１又はその近傍には、運転者によるアクセルペダル３１の踏込み量を検出するアクセルセンサ５４が設けられている。

前述した各種センサ５１〜５４等の検出値に基づき、エンジン１１の各部を制御するために、マイクロコンピュータを中心として構成された電子制御装置５６が設けられている。電子制御装置５６では、中央処理装置（ＣＰＵ）が、読出し専用メモリ（ＲＯＭ）に記憶されている制御プログラムや初期データに従って演算処理を行い、その演算結果に基づいて各種制御を実行する。ＣＰＵによる演算結果は、ランダムアクセスメモリ（ＲＡＭ）において一時的に記憶される。

電子制御装置５６が行う制御の１つに、エンジン１１の出力トルクが、運転者の要求するトルク（目標トルクＴｔ）となるように、出力トルクに影響を及ぼすパラメータを制御する「出力トルク制御」（トルクデマンド制御とも呼ばれる）がある。ここで、目標トルクＴｔは、基本的には運転者によるアクセル操作量、エンジン回転速度等に基づいて算出される。しかし、エンジン１１の運転に伴うフリクション（摩擦損失）があるため、この目標トルクを指令値とすると、実際に発生する出力トルクは目標トルクＴｔよりも低くなる。そこで、出力トルクについてフリクションにより消費される分（フリクショントルクＴｆ）を加算することにより目標トルクＴｔを増量補正し、その補正後の値を最終的な目標トルク（最終目標トルクＴ）として、出力トルクに影響を及ぼすパラメータを制御することが行われる。

ここで、フリクションは、大別すると、スロットルバルブ２８、ＥＧＲバルブ４６等の吸気抵抗による圧力損失（吸気圧損）である「ポンピングロス」と、エンジン１１の摺動部分等における摩擦による損失である「機械損失」と、各種補機を駆動するために損失される「補機駆動損失」とからなる。上記のうち機械損失及び補機駆動損失は、オイルの粘度等によって一義的に決まるものである。オイルの粘度は時間とともに徐々に変化するものであり、常時変化するものではない。このことから、機械損失及び補機駆動損失はオイルの粘度に関連するパラメータである油温、水温等によって比較的容易に推定可能である。これに対し、スロットルバルブ２８やＥＧＲバルブ４６は基本的には常時作動し得るものであることから、ポンピングロスは常時変化しているといえる。そのため、ポンピングロスは機械損失や補機駆動損失に比べて、その算出（推定）が困難である。従って、目標トルクＴｔを実現するうえでは、フリクショントルクＴｆを精度よく求めることが重要となってくる。

次に、上記フリクショントルクＴｆを算出する処理、及びそのフリクショントルクＴｆに基づいてエンジン１１の出力トルクを制御する処理について、図３及び図４のフローチャートを参照して説明する。

最初に図３のフリクショントルク算出ルーチンについて説明する。このルーチンでは電子制御装置５６は、まずステップ１１０，１２０でポンピングロストルクＴｐを求める。ステップ１１０では、吸気圧ｅｐｉｍとクランク室３６内の圧力（以下、クランク室内圧ｅｐｃｒという）との差圧ΔＰを算出する。吸気圧ｅｐｉｍとしては吸気圧センサ５２の検出値を用いることができる。

ここで、ポンピングロストルクＴｐの算出に吸気圧ｅｐｉｍを用いているのは次の理由による。一般に、スロットル開度が小さいときにはポンピングロスが大きく、同スロットル開度が大きくなる（スロットルバルブ２８が開弁する）に従いポンピングロスが小さくなる傾向にある。このことから、ポンピングロストルクＴｐを求める一手法として、スロットル開度とポンピングロストルクＴｐとの関係を規定したマップを予め作成しておき、このマップを参照して、その時々のスロットル開度に対応するポンピングロストルクＴｐを求めることも考えられる。しかし、この手法では、例えばスロットルバルブ２８に付着するデポジットの堆積量が増大して吸入空気の抵抗となった場合、スロットル開度とポンピングロストルクＴｐとの関係が、マップに規定した当初の関係から乖離してくる。こうした乖離は、上述したデポジット以外の経時変化や、スロットルバルブ２８の個体差等によっても起こり得る。

また、ＥＧＲ開度とポンピングロストルクＴｐとの間にも上記と同様の関係がみられることから、ポンピングロストルクＴｐを求める別の手法として、ＥＧＲ開度とポンピングロストルクＴｐとの関係を規定したマップを予め作成しておき、このマップを参照してその時々のＥＧＲ開度に対応するポンピングロストルクＴｐを求めることも考えられる。しかし、この手法でもＥＧＲバルブ４６の個体差、経時変化等により上記スロットルバルブ２８の場合と同様の問題が起こり得る。

さらに、上述したように各マップを参照することで、スロットル開度及びＥＧＲ開度の各々からポンピングロストルクＴｐを算出することは一応可能である。しかし、実際にはスロットル開度及びＥＧＲ開度の両方のパラメータが同時に変化して、それらに対応するポンピングロストルクＴｐが複合したものとなることもある。この場合、ポンピングロストルクＴｐは、各々の開度に対応するポンピングロストルクＴｐを単に加減算したものとは異なった値となる。

これに対し、吸気圧ｅｐｉｍは、スロットル開度及びＥＧＲ開度の影響を受ける。そのほかにも吸気圧ｅｐｉｍは、上記両開度が同時に変化した場合の複合的な影響や、スロットルバルブ２８、ＥＧＲバルブ４６等の個体差、経時変化等の影響も受ける。吸気圧ｅｐｉｍはこれらの全ての影響を受けた後の状態を総合的に示すパラメータである。そのため、吸気圧ｅｐｉｍをポンピングロストルクＴｐの算出に用いることで、スロットル開度やＥＧＲ開度についてのマップ値を用いた場合に起こる上記不具合を解消することが可能である。こうした事情により、本実施形態ではポンピングロストルクＴｐの算出に、上記マップ値に代えて吸気圧ｅｐｉｍを用いることとしている。

また、ポンピングロストルクＴｐの算出にクランク室内圧ｅｐｃｒを用いているのは次の理由による。それは、ピストン１７が下降する際、クランク室３６の圧力が高い場合は、低い場合に比べピストン１７の下降を妨げ、ポンピングロストルクを小さくさせる方向に作用する。従って、ポンピングロストルクＴｐは、正確には、燃焼室２１内の圧力（吸気圧ｅｐｉｍ）だけでなくクランク室内圧ｅｐｃｒからも影響を受ける。

ここで、ブローバイガス環流装置３７では、ブローバイガスを吸気系に環流させるために、スロットルバルブ２８の下流の負圧をクランク室３６に作用させているにすぎず、クランク室内圧ｅｐｃｒは大気圧ｅｐａに近い値になっている。そのため、本実施形態では、大気圧センサ５３によって検出された大気圧ｅｐａをクランク室内圧ｅｐｃｒの相当値として用いている。

次のステップ１２０では、次式（ｉ）に従ってポンピングロストルクＴｐを算出する。
Ｔｐ＝ΔＰ＊Ｃ＊Ｋ ・・・（ｉ）
上記式（ｉ）中のＣは、圧力（差圧ΔＰ）をトルクに変換するための係数である。また、Ｋは、差圧ΔＰ以外のパラメータがポンピングロストルクＴｐに及ぼす影響分を、同ポンピングロストルクＴｐの算出に反映するための補正係数である。ここでの補正係数Ｋは、例えばブローバイガスがポンピングロストルクＴｐに及ぼす影響分に対応した基本補正項ｋ１からなる。

続いて、ステップ１３０において、上記ポンピングロストルクＴｐに、機械損失トルクＴｍ及び補機駆動損失トルクＴａをそれぞれ加算することにより、フリクショントルクＴｆを算出する。ここで、機械損失トルクＴｍ及び補機駆動損失トルクＴａとしては、別のルーチンにおいて、上述したようにオイルの粘度に関連するパラメータである油温、水温等によって推定されたものが用いられる。そして、ステップ１３０の処理を経た後に、フリクショントルク算出ルーチンを終了する。

上記フリクショントルク算出ルーチンにおける電子制御装置５６によるステップ１１０，１２０の処理はポンピングロストルク算出手段に相当する。
続いて、図４の出力トルク制御ルーチンについて説明する。電子制御装置５６は、まずステップ２１０において、前記フリクショントルク算出ルーチンで算出されたフリクショントルクＴｆを読み込む。また、運転者がアクセルペダル３１の踏込み操作を通じて要求しているトルクである目標トルクＴｔを読み込む。目標トルクＴｔは、例えば別途のルーチンにおいてアクセルペダル３１の踏込み量及びエンジン回転速度に基づいて算出されたものである。

続いて、ステップ２２０において、前記ステップ２１０での目標トルクＴｔにフリクショントルクＴｆを加算することで、同目標トルクＴｔを補正する。補正後の目標トルクＴｔを最終目標トルクＴとして設定する。

そして、ステップ２３０において、前記ステップ２２０での最終目標トルクＴを実現すべく、エンジン１１の出力トルクに影響を及ぼすパラメータを制御する。このパラメータとしては、エンジン１１の種類にもよるが、本実施形態のようなガソリンエンジン１１の場合には、吸入空気量、燃料噴射量、点火時期等が該当する。そして、例えば最終目標トルクＴを実現するために必要なスロットル開度、燃料噴射量、点火時期等を所定のマップ、演算式等によって求め、これらに基づいてアクチュエータ２９、燃料噴射弁３２、イグナイタ３４等を制御する。これらの制御に応じたエンジン１１の作動に伴い出力トルクが発生するが、このときにはフリクションも発生する。そのため、このフリクションによる損失分だけ、最終目標トルクＴよりも少ない出力トルクが発生する。このようにして、運転者の要求するトルクである目標トルクＴｔに近い出力トルクが発生する。そして、ステップ２３０の処理を経た後に、出力トルク制御ルーチンを終了する。

以上詳述した第１実施形態によれば、次の効果が得られる。
（１）スロットル開度やＥＧＲ開度の影響分を含んだ吸気圧ｅｐｉｍを、ポンピングロストルクＴｐを算出する際のパラメータとして用いている（ステップ１１０）。このため、スロットルバルブ２８、ＥＧＲバルブ４６等の個体差、経時変化等により吸気の流量が変化しても、それらを加味した精度の高いポンピングロストルクＴｐを算出することが可能となる。

（２）ピストン１７の往復動方向についての両側（図１の上下）から作用して、ポンピングロストルクＴｐに影響を及ぼすパラメータであるクランク室内圧ｅｐｃｒと吸気圧ｅｐｉｍとを用い、それらの差圧ΔＰに基づいてポンピングロストルクＴｐを算出するようにしている。このため、単に吸気圧又はシリンダ内総ガス量のみに基づく場合（特許文献１）に比べ、ポンピングロストルクＴｐをより高い精度で算出することができる。これに伴い補正後の目標トルクの精度が高まり、車両が平地−高地間を走行する等して大気圧が変化するような状況であっても、エンジン１１に、目標トルクＴｔにより近い出力トルクを発生させることができる。

（３）差圧ΔＰ以外のパラメータがポンピングロストルクＴｐに及ぼす影響分を同ポンピングロストルクＴｐの算出に反映すべく補正係数Ｋを設定し、この補正係数Ｋを差圧ΔＰに乗算している。この乗算により、一層精度の高いポンピングロストルクＴｐを算出することが可能となる。

（第２実施形態）
次に、本発明を具体化した第２実施形態について説明する。第２実施形態では、上述したフリクショントルク算出ルーチン（図３）における処理の内容が第１実施形態と若干異なっている。具体的には、ステップ１２０における補正係数Ｋを次式（ii）に従って算出している。

Ｋ＝ｋ１＋ｋ２ ・・・（ii）
上記式（ii）中、ｋ１は既述した基本補正項である。ｋ２は、１気筒当たりのポンピングロストルクを算出するための補助補正項であり、ピストン１７において燃焼室２１内の圧力が作用する頂面の面積（頂面面積Ｓ）の関数によって決定される。ここで、一般に、頂面面積Ｓが大きくなるに従い、差圧ΔＰが作用する面積が増え、同じ差圧ΔＰでもピストン１７を下降させるために必要な力が大きくなり、ポンピングロストルクＴｐが増大する。そのため、補助補正項ｋ２は頂面面積Ｓが大きくなるほど大きな値を採るように設定されている。上記以外の処理については第１実施形態と同様である。

従って、第２実施形態によると、上述した（１）〜（３）の効果に加え、次の効果が得られる。
（４）ポンピングロストルクＴｐに影響を及ぼすピストン１７の頂面面積Ｓに対応する補正項（補助補正項ｋ２）を補正係数Ｋに加味している。そのため、補助補正項ｋ２を加味しない場合（第１実施形態）に比べ、ポンピングロストルクＴｐをより高い精度で算出することができる。

（５）複数種類のエンジンについてポンピングロストルクＴｐを算出する際、それらのエンジンが頂面面積Ｓの異なるものであっても、頂面面積Ｓに対応した補助補正項ｋ２を用いることで、補正係数Ｋを容易に決定することができ、適合工数を大幅に削減することが可能になる。

（第３実施形態）
次に、本発明を具体化した第３実施形態について説明する。第３実施形態では、上述したフリクショントルク算出ルーチン（図３）における処理の内容が第２実施形態と若干異なっている。具体的には、ステップ１２０における補正係数Ｋを次式（iii ）に従って算出している。

Ｋ＝ｋ１＋（ｋ２＊ｎ） ・・・（iii ）
上記式（iii ）中のｎは、エンジン１１が有する気筒の数（気筒数）である。このように気筒数ｎを乗算するのは、多気筒を有するエンジン１１の場合、各気筒でポンピングロスが発生するため、エンジン１１全体の総合的なポンピングロスは、１気筒当たりのポンピングロスに気筒数ｎを乗算したものとなるからである。上記以外の処理については第１実施形態と同様である。

従って、第３実施形態によると、上述した（１）〜（５）の効果に加え、次の効果が得られる。
（６）ポンピングロストルクＴｐに影響を及ぼす気筒数ｎを上記補助補正項ｋ２に乗算している。そのため、第２実施形態に比べ、ポンピングロストルクＴｐをより高い精度で算出することができる。

（７）複数種類のエンジン１１についてポンピングロストルクＴｐを算出する際、それらのエンジンが頂面面積Ｓ及び気筒数ｎが異なるものであっても、補助補正項ｋ２に気筒数ｎを乗算することで、補正係数Ｋを容易に決定することができ、適合工数を大幅に削減することが可能になる。

（第４実施形態）
次に、本発明を具体化した第４実施形態について説明する。第４実施形態では、上述したフリクショントルク算出ルーチン（図３）のステップ１１０におけるクランク室内圧ｅｐｃｒとして推定値を用いている。

クランク室内圧ｅｐｃｒの推定に際しては次の点を考慮している。一般に、エンジン回転速度、エンジン負荷等の運転状態が変化すると、それに応じて、吸気通路２２のスロットルバルブ２８よりも下流での負圧が変化する。この負圧はブローバイガス通路３９を通じてクランク室３６に作用するため、クランク室内圧ｅｐｃｒが負圧から受ける影響の度合いも変わってくる。

そこで、第４実施形態では、エンジン回転速度及びエンジン負荷に基づき、これらがクランク室内圧ｅｐｃｒに及ぼす影響度合い（影響係数Ｌ）を求める。この影響係数Ｌの算出に際しては、例えば、エンジン回転速度及びエンジン負荷と影響係数Ｌとの関係を予め定めたマップを用いる。このマップには、エンジン回転速度及びエンジン負荷の種々の組合わせについて、影響係数Ｌとして、クランク室内圧ｅｐｃｒが大気圧ｅｐａに対し何％程度変化するかが設定されている。

上記のようにしてマップから求めた影響係数Ｌと、大気圧センサ５３によって検出された大気圧ｅｐａとに基づき、次式（iv）に基づいてクランク室内圧ｅｐｃｒを推定する。
ｅｐｃｒ＝ｅｐａ＊Ｌ ・・・（iv）
電子制御装置５６による上記クランク室内圧ｅｐｃｒの推定処理は、クランク室内圧推定手段に相当する。

そして、上記式（iv）に従って算出（推定）したクランク室内圧ｅｐｃｒをステップ１１０での差圧ΔＰの算出に用いる。上記以外の処理については第１実施形態〜第３実施形態と同様である。

従って、第４実施形態によると、上述した（１）〜（７）の効果に加え、次の効果が得られる。
（８）大気圧ｅｐａに影響係数Ｌを乗算することによりクランク室内圧ｅｐｃｒを推定し、その推定値を差圧ΔＰの算出に用いている。そのため、単に大気圧ｅｐａをクランク室内圧ｅｐｃｒとして用いた場合に比べ、ポンピングロストルクＴｐをより高い精度で算出することが可能となる。

なお、本発明は次に示す別の実施形態に具体化することができる。
・第２実施形態における補助補正項ｋ２を、頂面面積Ｓの相当値、例えばシリンダ１２の内径（ボア径）や、ピストン１７の直径、さらにはそれらの関数によって決定してもよい。

・第４実施形態とは異なる方法で、クランク室内圧ｅｐｃｒを推定してもよい。例えば、クランク室３６の容積が一定であることから、ブローバイガスの発生量が多くなれば、その多くなった分、クランク室内圧ｅｐｃｒが上昇する。また、エンジン負荷に応じて、ブローバイガスを吸引する負圧が変化して、クランク室内圧ｅｐｃｒが変化する。一般に、エンジン負荷が高くなるに従い負圧が小さくなる。従って、これらのブローバイガスの発生量やエンジン負荷は、クランク室内圧ｅｐｃｒに影響を及ぼすパラメータであるといえる。この点に着目し、クランク室３６の容積、ブローバイガスの発生量、エンジン負荷等に基づき、所定の演算式によってクランク室内圧ｅｐｃｒを推定するようにしてもよい。

・図１において二点鎖線で示すように、クランク室３６内の圧力を直接検出する圧力センサ６１をクランク室内圧検出手段として設け、この圧力センサ６１の検出値を第１〜第３実施形態におけるクランク室内圧ｅｐｃｒとして用いてもよい。こうすることで、大気圧ｅｐａ（第１実施形態）や推定値（第４実施形態等）をクランク室内圧ｅｐｃｒとして用いる場合に比べ、ポンピングロストルクＴｐの算出精度を一層高めることができる。

・図３のフリクショントルクＴｆの算出（ステップ１３０）においては、ポンピングロストルクＴｐが最小限必要である。それ以外の項（機械損失トルクＴｍ、補機駆動損失トルクＴａを含む）については適宜変更可能である。例えば、新たに別の損失トルクの項を加えてもよい。

・本発明は前述したガソリンエンジン以外にも、ディーゼルエンジン等のほかのタイプのエンジンにも適用可能である。また、本発明はブローバイガス環流装置３７を具備しないタイプのエンジンにも適用可能である。

本発明を具体化した第１実施形態におけるエンジンの制御装置の構成を示す略図。 ブローバイガス環流装置の構成を示す略図。 フリクショントルクを算出する手順を示すフローチャート。 エンジンの出力トルクを制御する手順を示すフローチャート。

符号の説明

１１…エンジン（内燃機関）、１２…気筒（シリンダ）、１７…ピストン、１９…クランクシャフト（出力軸）、２１…燃焼室、３６…クランク室、５６…電子制御装置（ポンピングロストルク算出手段、クランク室内圧推定手段）、６１…圧力センサ（クランク室内圧検出手段）、ｅｐａ…大気圧、ｅｐｉｍ…吸気圧、ｅｐｃｒ…クランク室内圧、ｎ…気筒数、ΔＰ…差圧、Ｓ…頂面面積、Ｔｐ…ポンピングロストルク、Ｔｔ…目標トルク。

Claims (6)

1. 空気及び燃料の混合気を燃焼室で燃焼させることにより、気筒内でピストンを往復動させて出力軸を回転駆動する内燃機関に用いられるものであって、
   前記ピストンの往復動に伴い生ずるポンピングロスによる前記出力軸の出力トルクの損失分をポンピングロストルクとして算出するポンピングロストルク算出手段を備え、
   前記内燃機関に要求されるトルクを目標トルクとし、この目標トルクに少なくとも前記ポンピングロストルク算出手段によるポンピングロストルクを加算し、その加算後の目標トルクに基づき、前記出力トルクに影響を及ぼすパラメータを制御するようにした内燃機関の制御装置において、
   前記ポンピングロストルク算出手段は、前記ピストンの往復動方向についての両側から同ピストンに作用するクランク室内圧と吸気圧との差圧に基づいて前記ポンピングロストルクを算出することを特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 前記ポンピングロストルク算出手段は、大気圧を前記クランク室内圧の相当値として用いて前記ポンピングロストルクを算出する請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
3. 前記内燃機関の運転状態に基づいて大気圧を補正することにより前記クランク室内圧を推定するクランク室内圧推定手段をさらに備え、
   前記ポンピングロストルク算出手段は、前記クランク室内圧推定手段による推定値を前記クランク室内圧として用いて前記ポンピングロストルクを算出する請求項１又は２に記載の内燃機関の制御装置。
4. 前記クランク室内圧を検出するクランク室内圧検出手段をさらに備え、
   前記ポンピングロストルク算出手段は、前記クランク室内圧検出手段による検出値を前記クランク室内圧として用いて前記ポンピングロストルクを算出する請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
5. 前記ポンピングロストルク算出手段は、前記ポンピングロストルクの算出に際し、前記ピストンの頂面面積又はその相当値に基づいて前記差圧を補正する請求項１〜４のいずれか１つに記載の内燃機関の制御装置。
6. 前記ポンピングロストルク算出手段は、前記ポンピングロストルクの算出に際し、前記内燃機関の気筒数に基づいて前記差圧を補正する請求項１〜５のいずれか１つに記載の内燃機関の制御装置。

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