JPH10231749A - Control device for internal combustion engine - Google Patents
Control device for internal combustion engineInfo
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- JPH10231749A JPH10231749A JP9192837A JP19283797A JPH10231749A JP H10231749 A JPH10231749 A JP H10231749A JP 9192837 A JP9192837 A JP 9192837A JP 19283797 A JP19283797 A JP 19283797A JP H10231749 A JPH10231749 A JP H10231749A
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- fuel ratio
- air
- misfire
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- Electrical Control Of Air Or Fuel Supplied To Internal-Combustion Engine (AREA)
- Combined Controls Of Internal Combustion Engines (AREA)
- Electrical Control Of Ignition Timing (AREA)
Abstract
Description
【０００１】[0001]
【発明の属する技術分野】本発明は、内燃機関の制御装
置、特に少なくとも所定運転状態において空燃比を理論
空燃比よりリーン側に制御する内燃機関の制御装置に関
する。BACKGROUND OF THE INVENTION 1. Field of the Invention The present invention relates to a control apparatus for an internal combustion engine, and more particularly to a control apparatus for an internal combustion engine that controls an air-fuel ratio to be leaner than a stoichiometric air-fuel ratio at least in a predetermined operating state.
【０００２】[0002]
【従来の技術】燃料消費率を低減するために、少なくと
も所定運転状態において理論空燃比よりリーンな空燃比
で燃焼を行う希薄燃焼内燃機関が公知である。希薄燃焼
において、空燃比をリーンにするほどＮＯX 発生量が少
なくなり、さらなる燃料消費率の低減も実現されるため
に、燃焼が悪化しない程度に空燃比をリーンとすること
が好ましい。2. Description of the Related Art To reduce the fuel consumption rate, there is known a lean burn internal combustion engine which performs combustion at least in a predetermined operating state with an air-fuel ratio leaner than a stoichiometric air-fuel ratio. In lean combustion, the less the more NO X generation amount to the air-fuel ratio to lean, in order to be implemented further reduction in fuel consumption rate, it is preferable that the air-fuel ratio lean to the extent that combustion is not deteriorated.
【０００３】それにより、希薄燃焼内燃機関において、
各気筒におけるトルク変動量を監視し、各気筒のトルク
変動量の平均値を目標トルク変動量にするように空燃比
を緩やかに制御することによって、可能な限り空燃比を
リーンにするリーンリミット制御が提案されている。こ
のようなリーンリミット制御においては、各気筒毎の正
確なトルク変動量を把握することが必要である。そのた
めには、各気筒毎に燃焼圧センサを設ければよいが、か
なりのコストアップとなる。[0003] Accordingly, in a lean burn internal combustion engine,
Lean limit control that monitors the amount of torque fluctuation in each cylinder and controls the air-fuel ratio gently so that the average value of the amount of torque fluctuation in each cylinder becomes the target torque fluctuation, thereby making the air-fuel ratio as lean as possible Has been proposed. In such lean limit control, it is necessary to grasp an accurate torque fluctuation amount for each cylinder. For this purpose, a combustion pressure sensor may be provided for each cylinder, but this considerably increases the cost.
【０００４】特公平７−３３８０９号公報には、高価な
燃焼圧センサを使用することなく、内燃機関の一般的な
制御に必要とされるクランク角センサを利用して各気筒
毎の正確なトルク変動を算出し、前述のリーンリミット
燃料噴射量制御を実施することが開示されている。Japanese Patent Publication No. 33809/73 discloses an accurate torque for each cylinder using a crank angle sensor required for general control of an internal combustion engine without using an expensive combustion pressure sensor. It is disclosed that the fluctuation is calculated and the above-described lean limit fuel injection amount control is performed.
【０００５】[0005]
【発明が解決しようとする課題】前述の従来技術によれ
ば、通常時であれば、燃料消費率及びＮＯX 発生量が大
巾に低減された希薄燃焼を、高価な燃焼圧センサを使用
することなく実現することができる。しかしながら、希
薄燃焼では失火が発生し易く、例えば、一つの気筒で燃
焼が途中で終了するような軽度の失火が発生した場合
に、各気筒のトルク変動量の平均値に応じた緩やかな空
燃比制御では、このような失火を抑制することができな
いだけでなく、全く燃焼が起こらない重度の失火に発展
させる可能性もある。According to the 0005] The foregoing prior art, if the normal time, fuel consumption and NO X generation amount of reduced lean combustion by a large margin, the use of expensive combustion pressure sensor It can be realized without. However, in lean combustion, misfires are likely to occur. The control cannot not only suppress such a misfire, but also may lead to a severe misfire in which no combustion occurs.
【０００６】従って、本発明の目的は、クランク角セン
サを使用して失火を確実に検出すると共に、この失火を
確実に抑制可能な内燃機関の制御装置を提供することで
ある。SUMMARY OF THE INVENTION Accordingly, an object of the present invention is to provide a control device for an internal combustion engine capable of reliably detecting a misfire using a crank angle sensor and reliably suppressing the misfire.
【０００７】[0007]
【課題を解決するための手段】本発明による請求項１に
記載の内燃機関の制御装置は、少なくとも所定運転状態
において空燃比を理論空燃比よりリーン側に制御する内
燃機関の制御装置において、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前記第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前記第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前記第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、前記
第１の角速度および前記第２の角速度に基づき少なくと
も一つの気筒が発生する駆動力変動量を演算する駆動力
変動量演算手段と、前記駆動力変動量演算手段により演
算された前記駆動力変動量の大きさに応じて失火レベル
を判定する失火レベル判定手段と、前記失火レベル判定
手段により判定された失火レベルに応じて空燃比を制御
する空燃比制御手段とを具備することを特徴とする。According to a first aspect of the present invention, there is provided a control apparatus for an internal combustion engine for controlling an air-fuel ratio to be leaner than a stoichiometric air-fuel ratio in at least a predetermined operating state. A first crank angle range is set in a crank angle region from the end of the stroke to an early stage of the explosion stroke, and a second crank angle region in a middle stage of the explosion stroke separated by a certain crank angle from the first crank angle range. Setting a crank angle range to detect a first angular velocity of the crankshaft within the first crank angle range and detecting a second angular velocity of the crankshaft within the second crank angle range; Driving force fluctuation amount calculating means for calculating a driving force fluctuation amount generated by at least one cylinder based on the angular velocity and the second angular velocity; A misfire level determining means for determining a misfire level in accordance with the magnitude of the driving force variation calculated by the driving force variation calculating means; and an air-fuel ratio in accordance with the misfire level determined by the misfire level determining means. Air-fuel ratio control means for controlling.
【０００８】また、本発明による請求項２に記載の内燃
機関の制御装置は、少なくとも所定運転状態において空
燃比を理論空燃比よりリーン側に制御する内燃機関の制
御装置において、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
ると共に前記第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前記第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
すると共に前記第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、前記第１の角速
度および前記第２の角速度に基づき各気筒が発生する駆
動力変動量を演算する駆動力変動量演算手段と、前記駆
動力変動量演算手段により演算された各気筒の前記駆動
力変動量の平均値が目標駆動力変動量となるように空燃
比を制御する第１空燃比制御手段と、前記駆動力変動量
演算手段により演算された少なくとも一つの気筒の前記
駆動力変動量の大きさに応じて失火レベルを判定する失
火レベル判定手段と、失火が発生して前記失火レベル判
定手段により判定された前記失火レベルが第１レベルを
越えるときには、前記第１空燃比制御手段による空燃比
制御を中止し、前記失火レベルに応じて空燃比を制御す
る第２空燃比制御手段とを具備することを特徴とする。According to a second aspect of the present invention, there is provided a control apparatus for an internal combustion engine for controlling an air-fuel ratio to be leaner than a stoichiometric air-fuel ratio at least in a predetermined operating state. A first crank angle range is set within a crank angle region up to the initial stage of the stroke, and a second crank angle region is set within a middle crank angle region of the middle of the explosion stroke separated by a certain crank angle from the first crank angle range.
And detecting a first angular velocity of the crankshaft within the first crank angle range, and detecting a second angular velocity of the crankshaft within the second crank angle range. Driving force variation calculating means for calculating the driving force variation generated by each cylinder based on the first angular velocity and the second angular velocity; and the driving force variation of each cylinder calculated by the driving force variation calculating means First air-fuel ratio control means for controlling the air-fuel ratio so that the average value of the driving force fluctuation amount becomes the target driving force fluctuation amount, and the magnitude of the driving force fluctuation amount of at least one cylinder calculated by the driving force fluctuation amount calculating means And a misfire level judging means for judging a misfire level in accordance with the following. When a misfire occurs and the misfire level judged by the misfire level judgment means exceeds a first level, Serial stops the air-fuel ratio control by the first air-fuel ratio control means, characterized by comprising a second air-fuel ratio control means for controlling the air-fuel ratio in response to the misfire level.
【０００９】また、本発明による請求項３に記載の内燃
機関の制御装置は、請求項２に記載の内燃機関の制御装
置において、前記失火レベル判定手段により判定された
前記失火レベルが前記第１レベルより大きな第２レベル
を越えたときには、その後、前記第１空燃比制御手段又
は前記第２空燃比制御手段による空燃比制御において前
記失火レベルが前記第２レベルを越えたときの空燃比よ
りリーンとならないようにガードするガード手段をさら
に具備することを特徴とする。According to a third aspect of the present invention, in the control device for an internal combustion engine according to the second aspect, the misfire level determined by the misfire level determining means is equal to the first misfire level. When the misfire level exceeds the second level, the air-fuel ratio is leaner than the air-fuel ratio when the misfire level exceeds the second level in the air-fuel ratio control by the first air-fuel ratio control means or the second air-fuel ratio control means. It is further characterized by further comprising a guard means for guarding against occurrence.
【００１０】また、本発明による請求項４に記載の内燃
機関の制御装置は、少なくとも所定運転状態において空
燃比を理論空燃比よりリーン側に制御する内燃機関の制
御装置において、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
ると共に前記第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前記第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
すると共に前記第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、前記第１の角速
度および前記第２の角速度に基づき各気筒が発生する駆
動力変動量を演算する駆動力変動量演算手段と、前記駆
動力変動量演算手段により演算された各気筒の前記駆動
力変動量の平均値が目標駆動力変動量となるように空燃
比を制御する空燃比制御手段と、機関運転状態に基づき
算出された最適点火時期となるように点火時期を制御す
る点火時期制御手段と、前記駆動力変動量演算手段によ
り演算された少なくとも一つの気筒の前記駆動力変動量
の大きさに応じて失火レベルを判定する失火レベル判定
手段と、前記失火レベル判定手段により判定された前記
失火レベルに応じて前記最適点火時期を補正する点火時
期補正手段とを具備することを特徴とする。According to a fourth aspect of the present invention, there is provided a control apparatus for an internal combustion engine for controlling an air-fuel ratio to be leaner than a stoichiometric air-fuel ratio at least in a predetermined operating state. A first crank angle range is set within a crank angle range up to the beginning of the stroke, and a second crank angle range is set within a middle crank angle range of an explosion stroke separated by a certain crank angle from the first crank angle range.
And detecting a first angular velocity of the crankshaft within the first crank angle range and detecting a second angular velocity of the crankshaft within the second crank angle range. Driving force variation calculating means for calculating a driving force variation generated by each cylinder based on the first angular velocity and the second angular velocity; and the driving force variation of each cylinder calculated by the driving force variation calculating means Air-fuel ratio control means for controlling the air-fuel ratio so that the average value of the target driving force fluctuation amount, and ignition timing control means for controlling the ignition timing so as to be the optimal ignition timing calculated based on the engine operating state, Misfire level determining means for determining a misfire level in accordance with the magnitude of the driving force fluctuation of at least one cylinder calculated by the driving force fluctuation calculating means; Depending on the misfire level determined by Bell determining means characterized by comprising an ignition timing correction means for correcting the optimum ignition timing.
【００１１】[0011]
【発明の実施の形態】図１を参照すると、１は１番気筒
＃１、２番気筒＃２、３番気筒＃３、４番気筒＃４から
なる４つの気筒を具備した機関本体を示す。各気筒＃
１，＃２，＃３，＃４は夫々対応する吸気枝管２を介し
てサージタンク３に連結され、各吸気枝管２内には夫々
対応する吸気ポート内に向って燃料を噴射する燃料噴射
弁４が取付けられる。サージタンク３は吸気ダクト５お
よびエアフローメータ６を介してエアクリーナ７に連結
され、吸気ダクト５内にはスロットル弁８が配置され
る。一方、各気筒＃１，＃２，＃３，＃４は排気マニホ
ルド９および排気管１０を介してＮＯx 吸収剤１１を内
蔵したケーシング１２に連結される。このＮＯx 吸収剤
１１は空燃比がリーンのときに排気ガス中に含まれるＮ
Ｏx を吸収し、空燃比が理論空燃比又はリッチになると
吸収したＮＯx を放出しかつ還元する機能を有する。DETAILED DESCRIPTION OF THE PREFERRED EMBODIMENTS Referring to FIG. 1, reference numeral 1 denotes an engine main body having four cylinders including a first cylinder # 1, a second cylinder # 2, a third cylinder # 3, and a fourth cylinder # 4. . Each cylinder #
The fuel tanks # 1, # 2, # 3, and # 4 are connected to the surge tank 3 through the corresponding intake branch pipes 2 and inject fuel into the corresponding intake ports in the respective intake branch pipes 2. 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.
【００１２】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 at all times, which are interconnected 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.
【００１３】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。一方、出力ポート２７は対応する駆動回路２
９を介して各燃料噴射弁４に接続される。４０は、各気
筒に配置された点火プラグである。出力ポート２７は対
応する駆動回路３０を介して各点火プラグ４０に接続さ
れ、点火時期制御が実施される。The air flow meter 6 generates an output voltage proportional to the amount of intake air, and the 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 the 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. On the other hand, the output port 27 is connected to the corresponding drive circuit 2
9 is connected to each fuel injection valve 4. Reference numeral 40 denotes a spark plug arranged in each cylinder. The output port 27 is connected to each ignition plug 40 via the corresponding drive circuit 30, and the ignition timing is controlled.
【００１４】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.
【００１５】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 an injection time required to make the air-fuel ratio a 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 making the air-fuel ratio a lean air-fuel ratio. The lean correction coefficient FLEAN is stored in the ROM 22 in advance 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 in
【００１６】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。The 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.
【００１７】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.
【００１８】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 the air-fuel ratio is maintained at a lean air-fuel ratio in this operating region. Is done. 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.
【００１９】一方、空燃比を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Ｆ
ＬＬＦＢとにより空燃比がリーン限界の空燃比に制御さ
れる。On the other hand, when the air-fuel ratio is to be maintained at the 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 lean correction coefficient FLEAN and lean limit feedback correction coefficient F
The air-fuel ratio is controlled to the lean-limit air-fuel ratio by the LLFB.
【００２０】次に図３を参照しつつリーンリミットフィ
ードバック制御について説明する。図３は機関出力トル
ク変動量およびＮＯx 発生量と空燃比との関係を示して
いる。空燃比がリーンになるほど燃料消費率は小さくな
り、また空燃比がリーンになるほどＮＯx の発生量が少
なくなる。従ってこれらの点からみると空燃比はできる
だけリーンにすることが好ましいことになる。ところが
空燃比が或る程度以上リーンになると燃焼が不安定とな
り、その結果図３に示されるようにトルク変動量が大き
くなる。そこで本発明による実施例では図３に示される
ようにトルク変動が増大し始める空燃比制御領域内に空
燃比を維持するようにしている。Next, the lean limit feedback control will be described with reference to FIG. Figure 3 shows the relationship between the engine output torque variation amount and NO x generation amount and the air-fuel ratio. Fuel consumption rate as the air-fuel ratio is lean becomes small, and the generation amount of the more NO x air-fuel ratio becomes lean is reduced. Therefore, from these points, it is preferable that the air-fuel ratio be as lean as possible. However, when the air-fuel ratio becomes lean to a certain degree or more, combustion becomes unstable, and as a result, the amount of torque fluctuation increases as shown in FIG. Therefore, in the embodiment according to the present invention, as shown in FIG. 3, the air-fuel ratio is maintained within the air-fuel ratio control region where the torque fluctuation starts to increase.
【００２１】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 becomes large, 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 reduced, 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.
【００２２】なお、リーンリミットフィードバック補正
係数ＦＬＬＦＢはリーン補正係数ＦＬＥＡＮが定められ
ている機関運転領域をカバーするように設定されてい
る。トルク変動量が図３に示されるトルク変動制御領域
内に制御されると良好な車両の運転性を確保しつつ燃料
消費率およびＮＯx の発生量を大巾に低減することがで
きる。ただし、このようにトルク変動量をトルク変動制
御領域内に制御するためにはトルク変動量を検出しなけ
ればならない。Note that the lean limit feedback correction coefficient FLLFB is set so as to cover the engine operating region in which the lean correction coefficient FLEAN is determined. Can amount of torque fluctuation is reduced by a large margin the generation amount of the fuel consumption rate and NO x while ensuring the operation of the good vehicle when it is controlled to within the torque fluctuation control region shown in FIG. However, in order to control the amount of torque fluctuation within the torque fluctuation control region, the amount of torque fluctuation must be detected.
【００２３】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、
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
内の第１の角速度ωａの２乗と、爆発行程中期のクラン
ク角度領域内の第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. A typical example is a method of mounting a combustion pressure sensor in a combustion chamber and calculating a torque fluctuation amount based on an output signal of the combustion pressure sensor,
The amount of torque fluctuation based on the difference between the square of the first angular velocity ωa in the crank angle region from the end of the compression stroke to the early stage of the explosion stroke and the square of the second angular velocity ωb in the crank angle region in the middle of the explosion stroke. Is calculated.
【００２４】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。そこで本実施形態にお
いては、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 that a combustion pressure sensor is required. 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 embodiment, 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.
【００２５】次に機関の出力変動およびトルク変動を算
出するための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、本実施形態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 method for calculating the output fluctuation and the torque fluctuation of the engine will be described. First, FIG. 6 shows a time of steady operation in which the engine drive system does not generate torsional vibration.
A method of calculating the driving force generated by each cylinder and the torque generated by each cylinder will be described with reference to (A) and (B). As described above, the crank angle sensor 15 generates an output pulse every time the crankshaft rotates by 30 ° crank angle.
The output pulses are generated at the compression top dead center TDC of # 2, # 3, and # 4. Accordingly, the crank angle sensor 15 generates an output pulse every 30 ° crank angle from the compression top dead center TDC of each of the cylinders # 1, # 2, # 3, and # 4. The ignition sequence of the internal combustion engine used in the present embodiment is 1-3-4-2.
【００２６】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 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.
【００２７】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 is started 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 greater than when the combustion pressure is low, and therefore the angular velocity ω is increased. 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.
【００２８】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.
【００２９】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. 6A and 6B slightly differ depending on the engine. Therefore, the crank angle range for detecting the first angular velocity ωa and the crank angle for detecting the second angular velocity ωb 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.
°.
【００３０】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, in general terms, how to detect each of the angular velocities ωa and ωb is as follows. 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. 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.
【００３１】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。If the angular velocities ωa and ωb are detected as described above, 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 is generated by the explosion effect sequentially performed in each cylinder, and when the torsional vibration is generated in the engine drive system, 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.
【００３２】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 which is 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.
【００３３】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.
【００３４】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.
【００３５】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１３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Ｔｂ（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, a cylinder in which torsional vibration of the crankshaft 13 itself hardly occurs, for example, a third cylinder #
In FIG. 3, from Ta (3) to Tb (3) as shown in FIG.
, The elapsed time decreases gradually from Ta (1) to Tb (1) in the first cylinder # 1, and Tb (1) due to torsional vibration of the crankshaft itself. The elapsed time becomes longer. As a result, for the first cylinder # 1, the detected elapsed time Ta
Even if the driving force or torque generated by the first cylinder # 1 is determined based on (1) and Tb (1), the true driving force or torque cannot be determined, and thus the true engine output fluctuation or The torque fluctuation cannot be determined.
【００３６】そこで本実施形態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１３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算出方法を採用している。次に
この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 embodiment, even if torsional vibration of the engine drive system occurs, or even if torsional vibration of the crankshaft 13 itself occurs, a calculation method capable of calculating a true engine output fluctuation or torque fluctuation. Is adopted. Next, this calculation method will be described with reference to FIG. In FIG. 10, Ta (1) j-1 and Tb (1) j-1 are 1
The elapsed time of the first cylinder # 1 during the previous combustion is shown, and Ta (1) j and Tb (1) j represent the elapsed time of the first cylinder # 1 during the next combustion. On the other hand, Ta
(3) j-1 represents the elapsed time at the time of the preceding combustion of the third cylinder # 3, which is performed subsequent to the combustion of the first cylinder # 1, and Ta (3) j is the third cylinder # 3 represents the elapsed time at the time of the next combustion.
【００３７】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Ｔａ（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 Ta (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.
【００３８】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。 Ｋｂ（１）＝（２ＤＴａ（１）＋ＤＴａ（３））／３As 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. Kb (1) = (2DTa (1) + DTa (3)) / 3
【００３９】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
ＮＳ（１）は次式で表される。 ＤＮＳ（１）＝｛３０°／Ｔｂ′（１）j ｝2 −｛３０°／Ｔａ（１）j ｝2 ＝｛３０°／（Ｔｂ（１）j-1 ＋Ｋｂ（１））｝2 −｛３０°／Ｔａ（１）j ｝2 By the way, 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, the virtual elapsed time Tb '(1) of the first cylinder # 1
j is represented 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
NS (1) is represented by the following equation. DNS (1) = {30 ° / Tb ′ (1) j ｝ 2 − {30 ° / Ta (1) j ｝ 2 = {30 ° / (Tb (1) j−1 + Kb (1))} 2 − ｛30 ° / Ta (1) j ｝ 2
【００４０】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。 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ＤＮＳ
（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。 ＤＬＮ（ｉ）＝ＤＮＳ（ｉ）−ＤＮ（ｉ）＝｛３０°／
Ｔｂ′（ｉ）｝2−｛３０°／Ｔｂ（ｉ）｝2 On the other hand, when the actual output torque is calculated using the actual elapsed time Tb (1) j from ATDC60 ° to ATDC90 ° during the next combustion of the first cylinder # 1, this output torque DN (1) becomes It is expressed by the following equation. DN (1) = {30 ° / Tb (1) j } 2 − {30 ° /
Ta (1) j ｝ 2 In this case, the virtual output torque DNS 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. DLN (i) = DNS (i) −DN (i) = {30 ° /
Tb ′ (i)｝ 2 − {30 ° / Tb (i)} 2
【００４１】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。That is, the torque fluctuation amount of the i-th cylinder is the square of the virtual second angular velocity of the i-th cylinder and the actual second angular velocity of the second cylinder.
It is obtained from the deviation from the power. 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.
【００４２】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.
【００４３】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.
【００４４】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.
【００４５】具体的に云うと、本発明による実施例では
７２０°クランク角範囲（ｊ−１），（ｊ）…における
４気筒の経過時間Ｔａ（ｉ）の平均値ＴａＡＶj-1 ｛＝
（Ｔａ（１）j-1 ＋Ｔａ（３）j-1 ＋Ｔａ（４）j-1 ＋
Ｔａ（２）j-1 ）／４｝，ＴａＡＶj ｛＝（Ｔａ（１）
j ＋Ｔａ（３）j ＋Ｔａ（４）j ＋Ｔａ（２）j ）／
４｝，…を順次算出する。次いで各経過時間Ｔａ（４）
j-1 ，Ｔａ（２）j-1 ，Ｔａ（１）j ，Ｔａ（３）j が
平均値ＴａＡＶj-1 から平均値ＴａＡＶj まで平均的な
一定の増大率でもって増大したと考え、平均的な一定の
増大率でもって増大したと考えたときの各気筒について
の経過時間ＡＡＶ（４），ＡＡＶ（２），ＡＡＶ
（１），ＡＡＶ（３）を次式より求める。 ＡＡＶ（４）＝（ＴａＡＶj −ＴａＡＶj-1 ）・（１／
８）＋ＴａＡＶj-1 ＡＡＶ（２）＝（ＴａＡＶj −ＴａＡＶj-1 ）・（３／
８）＋ＴａＡＶj-1 ＡＡＶ（１）＝（ＴａＡＶj −ＴａＡＶj-1 ）・（５／
８）＋ＴａＡＶj-1 ＡＡＶ（３）＝（ＴａＡＶj −ＴａＡＶj-1 ）・（７／
８）＋ＴａＡＶj-1 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 have increased at an average constant increase rate
(1), AAV (3) is obtained from the following equation. 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
【００４６】次いで次式に基づき各気筒についてこれら
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Ｔａ
（４） j-1 ，Ｔａ（２）j-1 ，Ｔａ（１）j ，Ｔａ
（３）j のずれ割合ＫＡＦＣ（４），ＫＡＦＣ（２），
ＫＡＦＣ（１），ＫＡＦＣ（３）を求める。 ＫＡＦＣ（４）＝｛Ｔａ（４）j-1 −ＡＡＶ（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, based on the following equation, these
Elapsed time AAV (4), AAV (2), AAV (1),
Elapsed time Ta actually detected for AAV (3)
(4) j-1, Ta (2)j-1, Ta (1)j, Ta
(3)jKAFC (4), KAFC (2),
KAFC (1) and KAFC (3) are obtained. KAFC (4) = ｛Ta (4)j-1−AAV (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)
【００４７】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。 ＫＴａＢ（ｉ）＝ＫＴａ（ｉ）j-1 −ＫＡＦＣ（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。 ｔＫＴａＭ＝｛ＫＴａＢ（１）＋ＫＴａＢ（２）＋ＫＴ
ａＢ（３）＋ＫＴａＢ（４）｝／４Next, the basic correction coefficient KTaB is calculated using the following equation.
(I) is obtained for each cylinder. KTaB (i) = KTa (i) j-1 -KAFC (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. tKTaM = ｛KTaB (1) + KTaB (2) + KT
aB (3) + KTaB (4)｝ / 4
【００４８】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。 ＫＴａ（ｉ）＝ＫＴａＢ（ｉ）−ｔＫＴａＭNext, the correction coefficient KTa (i) for each cylinder is calculated by subtracting the average value tKTaM from each basic correction coefficient KTaB (i) as shown in the following equation. KTa (i) = KTaB (i) -tKTaM
【００４９】上述したように補正係数ＫＴａ（ｉ）j-1
をずれ割合ＫＡＦＣ（ｉ）に基づいて直接補正せず、一
旦基本補正係数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ＫＡＦＣ（１）が存在し、このずれ割合ＫＡＦ
Ｃ（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。As described above, the correction coefficient KTa (i) j-1
Is not directly corrected based on the deviation ratio KAFC (i), and the basic correction coefficient KTaB (i) is once obtained for the following reason. For example, there is a deviation ratio KAFC (1) only for the first cylinder # 1, and this deviation ratio KAF
The correction coefficient KTa of the first cylinder # 1 based on C (1)
It is assumed that only (1) is corrected. In this case, the first cylinder # 1
Only the elapsed time Ta (1) is increased or decreased. However, the elapsed time Ta of only the first cylinder # 1
When (1) is increased or decreased, the correction coefficients KTa (2) and KTa of the remaining cylinders # 2, # 3, and # 4 are changed.
(3), KTa (4) is shifted.
【００５０】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 calculated. 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 correction coefficient KTa (1) of the remaining cylinders # 2, # 3, and # 4 increases. Correction coefficient 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.
【００５１】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ＡＡＶ（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 AAV (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.
【００５２】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 the AMP of FIG.
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.
【００５３】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.
【００５４】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.
【００５５】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。次いでリーンリミットフィードバック補正係数Ｆ
ＬＬＦＢの算出に用いる機関回転数平均値および吸入空
気量平均値の算出ルーチンに進む。このルーチンは図２
４に示されている。Next, a routine for obtaining the torque fluctuation amount 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, the lean limit feedback correction coefficient F
The routine proceeds to a routine for calculating the average engine speed and the average intake air amount used for calculating LLFB. This routine is shown in FIG.
It is shown in FIG.
【００５６】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 routine for calculating 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.
【００５７】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.
【００５８】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, if it is determined in step 103 that the ATDC of the i-th cylinder is 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.
【００５９】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.
【００６０】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) is done. Next, the routine proceeds to step 111. In the embodiment according to the present invention, as described above, the ignition order is 1-3-4-2.
Therefore, 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, as shown in FIG. 25, when the final elapsed time Ta (3) is calculated, the flag XCAL (1) is set, and when the final elapsed time Ta (4) is calculated, the flag XCAL (3) is calculated. Is set, and when the final elapsed time Ta (2) is calculated, the flag XCAL (4) is set.
【００６１】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, if 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.
【００６２】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.
【００６３】一方、ステップ１０７において現在２番気
筒＃２のＡＴＤＣ３０°であると判別されたときにはス
テップ１０８に進んで次式に基づき図１２の７２０°ク
ランク角度範囲（ｊ）における経過時間Ｔａ（ｉ）の平
均値ＴａＡＶj が算出される。 ＴａＡＶj ＝（Ｔａ（１）＋Ｔａ（３）＋Ｔａ（４）＋
Ｔａ（２））／４ ここでＴａ（１），Ｔａ（３），Ｔａ（４），Ｔａ
（２）は図１２におけるＴａ（１）j ，Ｔａ（３）j ，
Ｔａ（４）j ，Ｔａ（２）j に夫々相当する。次いでス
テップ１０９の補正係数ＫＴａ（ｉ）の算出ルーチンに
進む。このルーチンは図１７に示されている。On the other hand, if it is determined in step 107 that the ATDC of the second cylinder # 2 is currently 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.
【００６４】図１７を参照するとまず初めにステップ１
２０において減速運転中の燃料供給停止時であるか否か
が判別される。減速運転中の燃料供給停止時でないとき
には処理サイクルを完了し、減速運転中の燃料供給停止
時にはステップ１２１に進む。ステップ１２１ではステ
ップ１０８において算出された経過時間Ｔａ（ｉ）の平
均値ＴａＡＶj と、既に算出されている図１２の７２０
°クランク角度範囲（ｊ−１）における経過時間Ｔａ
（ｉ）の平均値ＴａＡＶj-1 （＝（Ｔａ（１）＋Ｔａ
（３）＋Ｔａ（４）＋Ｔａ（２））／４）（ここでＴａ
（１），Ｔａ（３），Ｔａ（４），Ｔａ（２）は夫々図
１２に示されるＴａ（１）j-1 ，Ｔａ（３） j-1 ，Ｔａ
（４）j-1 ，Ｔａ（２）j-1 に相当する）から、平均的
な一定の増大率でもって増大したと考えたときの図１２
に示す経過時間ＡＡＶ（４），ＡＡＶ（２），ＡＡＶ
（１），ＡＡＶ（３）が次のようにして算出される。 ＡＡＶ（４）＝（ＴａＡＶj −ＴａＡＶj-1 ）・（１／
８）＋ＴａＡＶj-1 ＡＡＶ（２）＝（ＴａＡＶj −ＴａＡＶj-1 ）・（３／
８）＋ＴａＡＶj-1 ＡＡＶ（１）＝（ＴａＡＶj −ＴａＡＶj-1 ）・（５／
８）＋ＴａＡＶj-1 ＡＡＶ（３）＝（ＴａＡＶj −ＴａＡＶj-1 ）・（７／
８）＋ＴａＡＶj-1 Referring to FIG. 17, first, in step 1
In 20 whether or not the fuel supply is stopped during deceleration operation
Is determined. When fuel supply is not stopped during deceleration operation
Completes the processing cycle and stops fuel supply during deceleration operation
Sometimes the process proceeds to step 121. Step 121
Of the elapsed time Ta (i) calculated in step 108
Average value TaAVjAnd 720 of FIG. 12 which has already been calculated.
° Elapsed time Ta in crank angle range (j-1)
Average value TaAV of (i)j-1(= (Ta (1) + Ta
(3) + Ta (4) + Ta (2)) / 4) (where Ta
(1), Ta (3), Ta (4), Ta (2)
Ta (1) shown in 12j-1, Ta (3) j-1, Ta
(4)j-1, Ta (2)j-1Is equivalent to)
FIG. 12 when it is considered that the increase has occurred at a certain constant increase rate.
Elapsed time AAV (4), AAV (2), AAV
(1), AAV (3) is calculated as follows. AAV (4) = (TaAVj-TaAVj-1) ・ (1 /
8) + TaAVj-1 AAV (2) = (TaAVj-TaAVj-1) ・ (3 /
8) + TaAVj-1 AAV (1) = (TaAVj-TaAVj-1) ・ (5 /
8) + TaAVj-1 AAV (3) = (TaAVj-TaAVj-1) ・ (7 /
8) + TaAVj-1
【００６５】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），Ｋ
ＡＦＣ（１），ＫＡＦＣ（３）が算出される。ここでＴ
ａＯ（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 ，Ｔａ（１）j ，Ｔａ（３）j に相当する。 ＫＡＦＣ（４）＝｛ＴａＯ（４）−ＡＡＶ（４）｝／Ａ
ＡＶ（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, at step 122, these elapsed times AAV (4), AAV (2), AAV
(1) Elapsed time TaO (4), TaO (2), Ta (1), Ta actually detected for AAV (3)
(3) Deviation ratio KAFC (4), KAFC (2), K
AFC (1) and KAFC (3) are calculated. Where T
aO (4), TaO (2), Ta (1) and Ta (3) are Ta (4) j-1 and Ta shown in FIG. 12, respectively.
(2) j-1 , Ta (1) j , and Ta (3) j . KAFC (4) = {TaO (4) -AAV (4)} / A
AV (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)
【００６６】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に進んでずれ割
合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ＣＫ
ＡＦＣがクリアされる。Next, at step 123, the correction coefficient KTa
It is determined whether the learning condition of (i) is satisfied.
For example, when a certain period of 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 (i) shown in FIG. When the amplitude AMP does not exceed the set value, it is determined that the learning condition is satisfied. When the learning condition is not satisfied, the routine proceeds to step 128, where the integrated value KAFCI (i) of the deviation ratio KAFC (i) is made zero, and then at step 129, the integrated count value CK
AFC is cleared.
【００６７】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割合Ｋ
ＡＦＣ（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Ｃ
ＫＡＦＣ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ＣＫ
ＡＦＣが８になるとステップ１２７に進んで補正係数Ｋ
Ｔａ（ｉ）が算出される。即ち、各気筒についてずれ割
合ＫＡＦＣ（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 ratio K for each cylinder is determined.
AFC (i) is added to the corresponding integrated value KAFCI (i), and then at step 125, the integrated count value C
KAFC 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 CK
When AFC reaches 8, the routine proceeds to step 127, where the correction coefficient K
Ta (i) is calculated. That is, when the deviation ratio KAFC (i) is integrated eight times for each cylinder, the routine proceeds to step 127, where the correction coefficient KTa (i) is calculated.
【００６８】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。 ｔＫＴａＭ＝（ＫＴａＢ（１）＋ＫＴａＢ（２）＋ＫＴ
ａＢ（３）＋ＫＴａＢ（４））／４In 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. tKTaM = (KTaB (1) + KTaB (2) + KT
aB (3) + KTaB (4)) / 4
【００６９】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。Next, the correction coefficient KTa (i) is updated by correcting the basic correction coefficient KTaB (i) with its average value tKTaM as shown in the following equation. KTa (i) = KTaB (i) -tKTaM In this way, the correction coefficient KTa (i) for each cylinder is updated when fuel injection is stopped during deceleration operation.
【００７０】一方、図１６のステップ１１４において現
在２番気筒＃２のＡＴＤＣ９０°であると判別されたと
きにはステップ１１５に進んでＴａＡＶj を求めたとき
と同じ方法により次式に基づいて７２０°クランク角度
範囲における経過時間Ｔｂ（ｉ）の平均値ＴｂＡＶj が
算出される。 ＴｂＡＶj ＝（Ｔｂ（１）＋Ｔｂ（３）＋Ｔｂ（４）＋
Ｔｂ（２））／４ 次いでステップ１１６の補正係数ＫＴｂ（ｉ）の算出ル
ーチンに進む。このルーチンは図１８に示されている。On the other hand, if it is determined in step 114 of FIG. 16 that the ATDC of the second cylinder # 2 is 90 ° at present, the routine proceeds to step 115, and the 720 ° crank angle is obtained in the same manner as when TaAV j is obtained based on the following equation. average TbAV j of the elapsed time in the angular range Tb (i) is calculated. TbAV j = (Tb (1) + Tb (3) + Tb (4) +
Tb (2)) / 4 Next, the routine proceeds to a routine for calculating the correction coefficient KTb (i) in step 116. This routine is shown in FIG.
【００７１】図１８を参照するとまず初めにステップ１
３０において減速運転中の燃料供給停止時であるか否か
が判別される。減速運転中の燃料供給停止時でないとき
には処理サイクルを完了し、減速運転中の燃料供給停止
時にはステップ１３１に進む。ステップ１３１ではステ
ップ１１５において算出された経過時間Ｔｂ（ｉ）の平
均値ＴｂＡＶj と、一つ前の７２０°クランク角度範囲
における経過時間Ｔｂ（ｉ）の平均値ＴｂＡＶj-1 （＝
（Ｔｂ（１）＋Ｔｂ（３）＋Ｔｂ（４）＋Ｔｂ（２））
／４）から、平均的な一定の増大率でもって増大したと
考えたときの経過時間ＢＡＶ（４），ＢＡＶ（２），Ｂ
ＡＶ（１），ＢＡＶ（３）が算出される。 ＢＡＶ（４）＝（ＴｂＡＶj −ＴｂＡＶj-1 ）・（１／
８）＋ＴｂＡＶj-1 ＢＡＶ（２）＝（ＴｂＡＶj −ＴｂＡＶj-1 ）・（３／
８）＋ＴｂＡＶj-1 ＢＡＶ（１）＝（ＴｂＡＶj −ＴｂＡＶj-1 ）・（５／
８）＋ＴｂＡＶj-1 ＢＡＶ（３）＝（ＴｂＡＶj −ＴｂＡＶj-1 ）・（７／
８）＋ＴｂＡＶj-1 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), B
AV (1) and BAV (3) are calculated. 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
【００７２】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），Ｋ
ＢＦＣ（１），ＫＢＦＣ（３）が算出される。 ＫＢＦＣ（４）＝｛ＴｂＯ（４）−ＢＡＶ（４）｝／Ｂ
ＡＶ（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 132, these elapsed times BAV (4), BAV (2), BAV
(1), elapsed times TbO (4), TbO (2), Tb (1), Tb actually detected for BAV (3)
(3) Deviation ratio KBFC (4), KBFC (2), K
BFC (1) and KBFC (3) are calculated. KBFC (4) = {TbO (4) -BAV (4)} / B
AV (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)
【００７３】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１３
８に進んでずれ割合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ＣＫＢＦＣがクリアされる。Next, at step 133, the correction coefficient KTb
It is determined whether the learning condition of (i) is satisfied.
As described above, for example, a certain time has elapsed since the fuel supply was stopped, and the engine speed is within a predetermined range,
When the vehicle is not traveling on a rough road, for example, when the amplitude AMP of the elapsed time difference DTa (i) shown in FIG. 13 does not exceed the set value, it is determined that the learning condition is satisfied. Step 13 when the learning condition is not satisfied
Proceeding to 8, the integrated value KBFCI of the deviation ratio KBFC (i)
(I) is set to zero, and then at step 139, the integrated count value CKBFC is cleared.
【００７４】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割合Ｋ
ＢＦＣ（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Ｃ
ＫＢＦＣ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ＣＫ
ＢＦＣが８になるとステップ１３７に進んで補正係数Ｋ
Ｔｂ（ｉ）が算出される。即ち、各気筒についてずれ割
合ＫＢＦＣ（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 ratio K for each cylinder is determined.
BFC (i) is added to the corresponding integrated value KBFCI (i), and then at step 135, the integrated count value C
KBFC 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 CK
When BFC reaches 8, the routine proceeds to step 137, where the correction coefficient K
Tb (i) is calculated. That is, when the deviation ratio KBFC (i) is integrated eight times for each cylinder, the routine proceeds to step 137, where the correction coefficient KTb (i) is calculated.
【００７５】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。 ｔＫＴｂＭ＝（ＫＴｂＢ（１）＋ＫＴｂＢ（２）＋ＫＴ
ｂＢ（３）＋ＫＴｂＢ（４））／４In 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) increases 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. tKTbM = (KTbB (1) + KTbB (2) + KT
bB (3) + KTbB (4)) / 4
【００７６】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。Next, as shown in the following equation, the correction coefficient KTb (i) is updated by correcting the basic correction coefficient KTbB (i) with its average value tKTbM. 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.
【００７７】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 variation 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.
【００７８】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.
【００７９】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.
【００８０】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（ＸＭＸＲＥＣ＝
０）されているときにはステップ２１５にジャンプし、
これに対してＤＴ３０ｍａｘ＞ＤＴａ（ｉ）でかつＸＭ
ＸＲＥＣ＝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 DTa (i) and XMXREC = 1. DT30max ≦ DTa (i) or the increase flag XMXREC is reset (XMXREC =
0) If it is, jump to step 215,
On the other hand, if DT30max> DTa (i) and XM
When XREC = 1, the process proceeds to step 209.
【００８１】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。[0081] 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 process 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.
【００８２】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２
１３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２１５に
ジャンプする。これに対してＡＭＰ≧Ａ 0 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ＸＮＯ
ＣＡＬ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、Ｄ
Ｔａ（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。At step 209, the maximum elapsed time difference DT3
0max is set to TMXREC. Then step 21
At 0, the minimum elapsed time difference from the maximum elapsed time difference TMXREC
TMNREC (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, when the minimum time elapses
The initial value of the difference DT30min is set to DTa (i).
Next, at step 212, the increase flag XMXREC is reset.
Set (XMXREC ← 0). Then step 2
At 13 the amplitude AMP is equal to the set value A0Is greater than
Is determined. AMP <A0At step 215
Jump. On the other hand, AMP ≧ A 0When
Proceeding to step 214, the torque fluctuation calculation prohibition flag XNO
CAL is set (XNOCAL ← 1). That is,
22 time tTwoIn the interrupt routine performed in
As described above, the torque fluctuation amount of the first cylinder # 1 is calculated.
You. Therefore, in this interrupt routine, AMP ≧ A0When
And the torque fluctuation calculation prohibition flag XNOCAL is set.
Then, the calculation of the torque fluctuation amount of the first cylinder # 1, that is, D
Calculation of the torque fluctuation amount of the cylinder that maximizes Ta (i) is prohibited.
Is stopped.
【００８３】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ＸＭＮＲＥ
Ｃ＝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 (i) and XMNREC = 1. If DT30min ≧ DTa (i) or the decrease flag XMNREC is reset (XMNREC = 0), the process jumps to step 222, whereas DT30min <DTa (i) and XMNRE
When C = 1, the process proceeds to step 216.
【００８４】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。[0084] 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.
【００８５】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ＡＭＰ≧
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、Ｄ
Ｔａ（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).
Then whether step 220 the amplitude AMP is greater than the set value A 0 is judged. At the time of the AMP <A 0 jumps to step 222. AMP ≧
Torque fluctuation calculation prohibition flag XNOCAL proceeds to step 221 when the A 0 is set (XNOCAL ← 1)
Is done. 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 calculation of AMP ≧ A 0 becomes, when the torque fluctuation calculation prohibition flag XNOCAL is set 1 cylinder # 1 of the amount of torque fluctuation in this interrupt routine, i.e., D
Calculation of the torque fluctuation amount of the cylinder in which Ta (i) is minimized is prohibited.
【００８６】ステップ２２２およびステップ２２３では
経過時間差ＤＴａ（ｉ）が急変した気筒についてのトル
ク変動量の算出が禁止される。即ち、ステップ２２２で
は｜ＤＴａ（ｉ−２）−ＤＴａ（ｉ−１）｜がＫo ・｜
ＤＴａ（ｉ−１）−ＤＴａ（ｉ）｜よりも大きいか否か
が判別される。ここで定数Ｋo は３．０から４．０程度
の値である。ステップ２２２において｜ＤＴａ（ｉ−
２）−ＤＴａ（ｉ−１）｜＜Ｋo ・｜ＤＴａ（ｉ−１）
−ＤＴａ（ｉ）｜であると判別されたときには処理ルー
チンを完了し、｜ＤＴａ（ｉ−２）−ＤＴａ（ｉ−１）
｜≧Ｋo ・｜ＤＴａ（ｉ−１）−ＤＴａ（ｉ）｜である
と判別されたときにはステップ２２３に進んでトルク変
動算出禁止フラグＸＮＯＣＡＬがセットされる。In steps 222 and 223, the calculation of the torque fluctuation amount for the cylinder in which the elapsed time difference DTa (i) has suddenly changed is prohibited. That is, at step 222 | DTa (i-2) -DTa (i-1) | is K o · |
DTa (i-1) -DTa (i) | is determined. Here, the constant Ko is a value of about 3.0 to 4.0. In step 222, | DTa (i−
2) -DTa (i-1) | <K o · | DTa (i-1)
-DTa (i) |, the processing routine is completed, and | DTa (i-2) -DTa (i-1).
| ≧ K o · | DTa ( i-1) -DTa (i) | a is judged to be the torque fluctuation calculation prohibition flag XNOCAL proceeds to step 223 when the are set.
【００８７】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）｜≧Ｋo ・｜ＤＴａ（２）−ＤＴａ（１）
｜であるか否かが判別される。図２２に示されるように
ＤＴａ（４）に対してＤＴａ（２）が急変すると｜ＤＴ
ａ（４）−ＤＴａ（２）｜はＫo ・｜ＤＴａ（２）−Ｄ
Ｔａ（１）｜よりも大きくなる。このときトルク変動算
出禁止フラグがセットされ、経過時間差ＤＴａ（ｉ）が
急変した２番気筒＃２のトルク変動量の算出が禁止され
る。[0087] That is, when an interrupt routine at time t 3 now Figure 22 at this time | DTa (4) -
DTa (2) | ≧ 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.
【００８８】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ＸＣＡＬ
（ｉ−１）＝１のとき、即ちフラグＸＣＡＬ（ｉ−１）
がセットされているときにはステップ３０２に進んでフ
ラグＸＣＡＬ（ｉ−１）がリセットされ、次いでステッ
プ３０３に進む。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 XCAL
When (i-1) = 1, that is, the flag XCAL (i-1)
Is set, the process proceeds to step 302, where the flag XCAL (i-1) is reset, and then proceeds to step 303.
【００８９】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３１
１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, it is determined whether or not a prohibition flag XNOCAL for prohibiting the calculation of the torque fluctuation amount for the cylinder in which combustion was performed immediately before has been reset (XNOCAL = 0). When this prohibition flag is set (XNOCAL = 1), step 31
Proceeding to 1, 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.
【００９０】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。 ＤＮ（ｉ−１）＝｛３０°／Ｔｂ（ｉ−１）｝2−｛３
０°／Ｔａ（ｉ−１）｝2 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. DN (i−1) = {30 ° / Tb (i−1)} 2 − ｛3
0 ° / Ta (i-1)｝ 2
【００９１】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。 ＤＬＮ（ｉ−１）＝ＤＮＳ（ｉ−１）−ＤＮ（ｉ−１）Next, at step 306, the virtual output torque DNS (i-1) of the (i-1) th cylinder in which combustion was performed immediately before is calculated based on the following equation. DNS (i-1) = {30 ° / (TbO (i-1) + K
b (i-1)) 2- {30 / Ta (i-1)} 2 Then, in 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. DLN (i-1) = DNS (i-1) -DN (i-1)
【００９２】即ち、例えば今３番気筒＃３のＡＴＤＣ３
０°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３０７において１番気筒＃１のトルク変動量Ｄ
ＬＮ（１）が算出される。That is, for example, the ATDC3 of the third cylinder # 3
If it is 0 ° and the flag XCAL (1) is set, a virtual elapsed time difference Kb (1) with respect to the first cylinder # 1 is calculated in step 304, and then in step 305, the actual time difference Kb (1) of the first cylinder # 1 is calculated. Output torque DN
(1) is calculated, and in step 306, the first cylinder #
The virtual output torque DNS (1) of the first cylinder # 1 is then calculated at step 307.
LN (1) is calculated.
【００９３】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。 ＧＮＳ（ｉ−１）＝｛３０°／（ＴｂＯ（ｉ−１）＋Ｋ
ｂ（ｉ−１））｝−｛３０°／Ｔａ（ｉ−１）｝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. GNS (i−1) = ｛30 ° / (TbO (i−1) + K
b (i-1))｝-{30 ° / Ta (i-1)}
【００９４】次いでステップ３０７ではトルク変動量Ｄ
ＬＮ（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。Next, at step 307, the torque variation D
Instead of obtaining LN (i-1), the output fluctuation amount GLN (i-1) is calculated based on the following equation. 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) is done. 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, and therefore, when DLN (i-1) <0, DLN (i-1) is set to zero as described above.
【００９５】次に図２４を参照しつつ機関回転数平均値
ＮAVE および吸入空気量平均値ＱAV E の算出について説
明する。この機関回転数平均値ＮAVE および吸入空気量
平均値ＱAVE は後に説明するリーンリミットフィードバ
ック補正係数ＦＬＬＦＢ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ＡＴＤＣ３０°であるか否かが判別
される。現在３番気筒＃３のＡＴＤＣ３０°でないとき
には処理サイクルを完了し、現在３番気筒＃３のＡＴＤ
Ｃ３０°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、
或いは吸入空気量Ｑの単位時間当りの変化量ΔＱ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。[0095] Next referring to FIG. 24 the engine speed average value N AVE and the calculation of the intake air amount average value Q AV E is described. The average engine speed N AVE and the average intake air amount Q AVE are used when calculating a lean limit feedback correction coefficient FLLFFB to be described later. Referring to FIG. 24, first, in step 401, it is determined whether or not the ATDC of the third cylinder # 3 is currently 30 °. When the ATDC of the third cylinder # 3 is not 30 °, the processing cycle is completed, and the ATD of the third cylinder # 3 is
When it is C30 °, the process proceeds to step 402. In step 402, it is determined whether a torque fluctuation value calculation condition for calculating a torque fluctuation value of the engine is satisfied.
For example, whether the condition to make the air-fuel ratio lean is not satisfied,
Alternatively, when the change amount ΔQ per unit time of the intake air amount Q is equal to or larger than a set value, or when the change amount ΔN per unit time of the engine speed is equal to or larger than the set value, the torque fluctuation value calculation condition is not satisfied. Otherwise, it is determined that the torque fluctuation value calculation condition is satisfied.
【００９６】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
９に進んで機関回転数の平均値ＮAVE および吸入空気量
Ｑの平均値ＱAVE が算出される。When it is determined in step 402 that the torque fluctuation value calculation condition is satisfied, step 40
The program proceeds to 9 where an average value N AVE of the engine speed and an average value Q AVE of the intake air amount Q are calculated.
【００９７】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４０４に進んで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Ｃ
ＤＬＮＩ（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 404, where the torque fluctuation amount DLN for each cylinder is determined.
The integrated value DLNI (i) of (i) (this integrated value is calculated in a routine described later) is cleared, and then at step 405, the integrated count value C for each cylinder is cleared.
DLNI (i) (this integrated count value is calculated in a routine described later) is cleared.
【００９８】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, a 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.
【００９９】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
ク変動値算出および失火レベル判定ルーチン（ステップ
６００）が実行される。このルーチンが図２９から図３
１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７０
０）が実行される。このルーチンが図３２から図３４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３５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。FIG. 28 shows a main routine that is repeatedly executed. In this main routine, first, a torque fluctuation value calculation and misfire level determination routine (step 600) is executed. This routine is shown in FIGS.
It is shown in FIG. Next, a routine for calculating the lean limit feedback correction coefficient FLLFB (step 70)
0) is executed. This routine is shown in FIGS. 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.
【０１００】次に図２９から図３１に示されるトルク変
動値算出および失火レベル判定ルーチンについて説明す
る。まず初めにステップ６０１においてトルク変動量Ｄ
ＬＮ（ｉ）を積算すべきことを示す積算要求フラグＸＤ
ＬＮＩ（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処理サイクルを完
了し、積算要求フラグＸＤＬＮＩ（ｉ）がセットされて
いるときはステップ６０２に進む。ステップ６０２では
積算要求フラグＸＤＬＮＩ（ｉ）がリセットされる。次
いでステップ６０３では現在においてトルク変動量の積
算を行う当該気筒番号がｉとして記憶される。次いでス
テップ６０４ではトルク変動量ＤＬＮ（ｉ）がトルク変
動量積算値ＤＬＮＩ（ｉ）に加算される。次いでステッ
プ６０５では積算カウント値ＣＤＬＮＩ（ｉ）が１だけ
インクリメントされる。即ち、例えば、ステップ６０１
において１番気筒についての積算要求フラグＸＤＬＮＩ
（１）がセットされたとするとステップ６０２において
このフラグＸＤＬＮＩ（１）がリセットされ、ステップ
６０３において気筒番号１がｉとして記憶され、ステッ
プ６０４においてトルク変動量積算値ＤＬＮＩ（１）が
算出され、ステップ６０５において積算カウント値ＣＤ
ＬＮＩ（１）が１だけインクリメントされる。Next, a description will be given of the torque fluctuation value calculation and misfire level determination routines shown in FIGS. First, at step 601, the torque fluctuation amount D
Integration request flag XD indicating that LN (i) should be integrated
It is determined whether or not LNI (i) is set (XDLNI (i) = 1). Integration request flag XDLNI
When (i) is not set, the processing cycle is completed, and when the integration request flag XDLNI (i) is set, the process proceeds to step 602. In step 602, the integration request flag XDLNI (i) is reset. Next, at step 603, the cylinder number for which the torque variation is currently integrated is stored as i. Next, at step 604, the torque variation DLN (i) is added to the torque variation integrated value DLNI (i). Next, at step 605, the integrated count value CDLNI (i) is incremented by one. That is, for example, step 601
, The integration request flag XDLNI for the first cylinder
If (1) is set, the flag XDLNI (1) is reset in step 602, the cylinder number 1 is stored as i in step 603, and the torque variation integrated value DLNI (1) is calculated in step 604. In 605, the accumulated count value CD
LNI (1) is incremented by one.
【０１０１】次いでステップ６０６では当該気筒番号ｉ
が１であるか否かが判別される。当該気筒番号が１でな
いときにはステップ６０８にジャンプするが、当該気筒
番号が１であるときにはステップ６０７に進む。ステッ
プ６０７では１番気筒の積算カウント値ＣＤＬＮＩ
（１）のインクリメント中における各気筒毎のトルク変
動量ＤＬＮ（ｉ）の最大値がＤＬＮＭＸ（ｉ）として記
憶される。このトルク変動量の最大値ＤＬＮＭＸ（ｉ）
は、詳しくは後述されるように失火レベルを判定するの
に使用されるために、例えば、１番気筒のトルク変動量
が積算されるタイミングにおいて同一時期における各気
筒毎のトルク変動量の最大値が記憶されるようになって
いる。次いでステップ６０８では積算カウント値ＣＤＬ
ＮＩ（ｉ）が１６になったか否かが判別される。ＣＤＬ
ＮＩ（ｉ）が１６でないときには処理サイクルを完了
し、ＣＤＬＮＩ（ｉ）が１６になるとステップ６０９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）｝／４Next, at step 606, the cylinder number i
Is 1 or not. If the cylinder number is not 1, the process jumps to step 608. If the cylinder number is 1, the process proceeds to step 607. In step 607, the integrated count value CDLNI of the first cylinder
The maximum value of the torque fluctuation amount DLN (i) for each cylinder during the increment of (1) is stored as DLNMX (i). The maximum value DLNMX (i) of this torque fluctuation amount
Is used to determine the misfire level as will be described in detail later. For example, the maximum value of the torque fluctuation amount of each cylinder at the same time at the time when the torque fluctuation amount of the first cylinder is integrated Is stored. Next, at step 608, the integrated count value CDL
It is determined whether NI (i) has become 16 or not. CDL
When NI (i) is not 16, the processing cycle is completed. When CDLNI (i) becomes 16, the routine proceeds to step 609, where the torque fluctuation value DLNISM of each cylinder is obtained from the following equation.
(I) is calculated. DLNISM (i) = DLNISM (i) + ｛DLNI
(I) -DLNISM (i)｝ / 4
【０１０２】次いでステップ６１０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６１１では積算カウント値ＣＤＬＮＩ（ｉ）
がリセットされる。Next, at step 610, the integrated torque variation DLNI (i) for each cylinder is cleared, and then at step 611, the integrated count value CDLNI (i).
Is reset.
【０１０３】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１６になるとステップ６０９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 16, the torque fluctuation value DLNISM (1) is calculated in step 609.
【０１０４】次いでステップ６１２ではステップ６０６
と同様に当該気筒番号ｉが１であるか否かが判別され
る。当該気筒番号が１でないときには処理サイクルを完
了するが、当該気筒番号が１であるときにはステップ６
１３に進んで各気筒毎のトルク変動量の最大値ＤＬＮＭ
Ｘ（ｉ）のうちの最大値がＤＬＮＭＡＸとして記憶され
る。即ち、１番気筒についてトルク変動量ＤＬＮ（１）
が１６回積算されるまでに、いずれかの気筒で発生した
最大のトルク変動量がＤＬＮＭＡＸとして記憶されるこ
とになる。Next, at step 612, step 606 is executed.
It is determined whether or not the cylinder number i is 1 in the same manner as described above. When the cylinder number is not 1, the processing cycle is completed. When the cylinder number is 1, the processing cycle is completed.
Proceeding to 13, the maximum value DLNM of the torque fluctuation amount for each cylinder
The maximum value of X (i) is stored as DLNMAX. That is, the torque fluctuation amount DLN (1) for the first cylinder
Is accumulated 16 times, the maximum amount of torque fluctuation generated in any cylinder is stored as DLNMAX.
【０１０５】次いでステップ６１４ではこの最大トルク
変動量ＤＬＮＭＡＸが設定値ＬＶＬＭＦ以下であるか否
かが判別され、最大トルク変動量ＤＬＮＭＡＸが設定値
ＬＶＬＭＦより大きいときには、失火によって燃焼悪化
より大きなトルクの落ち込みが発生しているとしてステ
ップ６１５に進む。ステップ６１５では最大トルク変動
量ＤＬＮＭＡＸが設定値ＬＶＬＭＦの２．５倍以下であ
るか否かが判別される。失火には、程度によって、全く
燃焼が行われずに運転者にも感じ取れるほどの大きなト
ルクの落ち込みが発生する場合（以下、大失火と称す
る）や、燃焼が途中で終了し運転者には感じ取れないが
燃焼悪化よりは大きなトルクの落ち込みが発生する場合
（以下、小失火と称する）があり、最大トルク変動量Ｄ
ＬＮＭＡＸが設定値ＬＶＬＭＦの２．５倍より大きいと
きには、大失火が発生しているとして、ステップ６１８
において失火発生フラグＸＭＦＩＲＥがセットされる
（ＸＭＦＩＲＥ←１）と共に、大失火発生フラグＸＭＦ
ＩＲＥＨがセットされる（ＸＭＦＩＲＥＨ←１）。Next, at step 614, it is determined whether or not the maximum torque fluctuation amount DLNMAX is equal to or less than the set value LVLMF. When the maximum torque fluctuation amount DLNMAX is larger than the set value LVLMF, a drop in torque larger than combustion deterioration due to misfire is determined. Proceed to step 615 as it has occurred. In step 615, it is determined whether or not the maximum torque fluctuation amount DLNMAX is equal to or less than 2.5 times the set value LVLMF. Depending on the degree of misfire, depending on the degree, there is a case where a large drop in torque occurs that is not perceived by the driver without any combustion (hereinafter, referred to as a large misfire), or combustion is terminated on the way and cannot be perceived by the driver May cause a larger torque drop than combustion deterioration (hereinafter, referred to as a small misfire), and the maximum torque fluctuation amount D
If LNMAX is greater than 2.5 times the set value LVLMF, it is determined that a large misfire has occurred and step 618 is executed.
, The misfire occurrence flag XMFIRE is set (XMFIRE ← 1), and the large misfire occurrence flag XMF
IREH is set (XMFIREH ← 1).
【０１０６】一方、最大トルク変動量ＤＬＮＭＡＸが設
定値ＬＶＬＭＦより大きいがその２．５倍以下であると
きには、ステップ６１７において失火発生フラグＸＭＦ
ＩＲＥがセット（ＸＭＦＩＲＥ←１）されるが、大失火
発生フラグＸＭＦＩＲＥＨはリセット（ＸＭＦＩＲＥＨ
←０）される。また、最大トルク変動量ＤＬＮＭＡＸが
設定値ＬＶＬＭＦ以下であるときには、ステップ６１６
において失火発生フラグＸＭＦＩＲＥ及び大失火発生フ
ラグＸＭＦＩＲＥＨはいずれもリセットされる（ＸＭＦ
ＩＲＥ←０，ＸＭＦＩＲＥＨ←０）。On the other hand, when the maximum torque fluctuation amount DLNMAX is larger than the set value LVLMF but is smaller than 2.5 times the set value LVLMF, in step 617, the misfire occurrence flag XMF
The IRE is set (XMFIRE ← 1), but the large misfire occurrence flag XMFIREH is reset (XMFIREH).
← 0). On the other hand, when the maximum torque fluctuation amount DLNMAX is equal to or smaller than the set value LVLMF, step 616 is executed.
, The misfire occurrence flag XMFIRE and the large misfire occurrence flag XMFIREH are both reset (XMF
IRE ← 0, XMFIREH ← 0).
【０１０７】このようにして機関の失火レベルが判定さ
れ、次いでステップ６１９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）＋ＤＬＮＩＳＭ
（２）＋ＤＬＮＩＳＭ（３）＋ＤＬＮＩＳＭ（４）｝／
４）が算出される。即ち、１番気筒についてトルク変動
量ＤＬＮ（１）が１６回積算されて１番気筒のトルク変
動値ＤＬＮＩＳＭ（１）が算出されたときの各気筒のト
ルク変動値ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）の平均値が算出される。
１番気筒のトルク変動量ＤＬＮ（１）が１６回積算され
る間において、１番気筒のトルク変動量の算出が禁止さ
れた回数以上にトルク変動量の算出が禁止された気筒に
ついてのトルク変動値ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）は、ステップ
６０９において新たに算出されていないために、平均ト
ルク変動値ＤＬＮＩＳＭの算出には以前の値が使用され
る。Thus, the misfire level of the engine is determined, and then the routine proceeds to step 619, where the average torque fluctuation value DLNISM (= ｛DLNISM (1) + DLNISM), which is the average of the torque fluctuation values DLNISM (i) of each cylinder.
(2) + DLNISM (3) + DLNISM (4)｝ /
4) is calculated. That is, the average value of the torque fluctuation values DLNISM (i) of the respective cylinders when the torque fluctuation amount DLNSM (1) for the first cylinder is calculated 16 times and the torque fluctuation value DLNISM (1) of the first cylinder is calculated. Is calculated.
While the torque fluctuation amount DLN (1) of the first cylinder is accumulated 16 times, the torque fluctuation of the cylinder in which the calculation of the torque fluctuation amount is prohibited more than the number of times the calculation of the torque fluctuation amount of the first cylinder is prohibited. Since the value DLNISM (i) has not been newly calculated in step 609, the previous value is used for calculating the average torque fluctuation value DLNISM.
【０１０８】次いでステップ６２０では失火発生フラグ
ＸＭＦＩＲＥがセット（ＸＭＦＩＲＥ＝１）されている
か否かが判別され、失火発生フラグＸＭＦＩＲＥがセッ
トされていないときにはステップ６２５に進んで失火発
生間隔カウント値ＣＭＦＩＮＴが１５以上でかつ平均ト
ルク変動値ＤＬＮＩＳＭが目標トルク変動値ＬＶＬＬＦ
Ｂより大きいか否かが判別される。失火発生間隔カウン
ト値ＣＭＦＩＮＴは、以下のステップ６２８を通過する
毎に１だけインクリメントされる値であり、即ち、前述
のように機関の失火レベルが判定された結果、いずれの
気筒においても失火は発生していないときに１だけイン
クリメントされる。目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢは、
機関負荷Ｑ／Ｎと機関回転数Ｎから図２６（Ｂ）に示す
マップに基づいて算出される。失火発生間隔カウント値
ＣＭＦＩＮＴが１５以上でかつ平均トルク変動値ＤＬＮ
ＩＳＭが目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢより大きいとき
には、ステップ６２６に進んで失火警告フラグＸＭＦＩ
ＲＥＷはリセットされ（ＸＭＦＩＲＥＷ←０）、ステッ
プ６２７においてリーン補正実行カウント値ＣＮＯＭＦ
が１だけインクリメントされ、ステップ６２８において
失火発生間隔カウント値ＣＭＦＩＮＴが１だけインクリ
メントされる。一方、失火発生間隔カウント値ＣＭＦＩ
ＮＴが１５より小さく又は平均トルク変動値ＤＬＮＩＳ
Ｍが目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢ以下であるときに
は、失火警告フラグＸＭＦＩＲＥＷをリセットすること
なくステップ６２７にジャンプする。失火警告フラグＸ
ＭＦＩＲＥＷおよびリーン側補正実行カウント値ＣＮＯ
ＭＦは、図３２から図３４に示されているＦＬＬＦＢ算
出ル−チンで使用されるものであり、このルーチンで説
明される。次いでステップ６２９においてトルク変動タ
イミングフラグＸＨＥＮＤＯがセット（ＸＨＥＮＤＯ←
１）され処理サイクルが完了する。このトルク変動タイ
ミングフラグＸＨＥＮＤＯに関しては後述される。本ル
ーチンにおいて使用されるトルク変動量ＤＬＮ（ｉ）
は、前述のトルク変動算出ルーチンによって機関駆動系
の捩じり振動およびクランクシャフト自体の捩じり振動
を考慮して算出された非常に正確なものである。しかし
ながら、制御を簡素化するために、トルク変動量ＤＬＮ
（ｉ）として、これらの捩じり振動の一方又は両方を考
慮することなく算出されたトルク変動量を使用しても、
ある程度の失火レベルの判定は可能である。Next, at step 620, it is determined whether or not the misfire occurrence flag XMFIRE is set (XMFIRE = 1). If the misfire occurrence flag XMFIRE is not set, the routine proceeds to step 625, where the misfire occurrence interval count value CMFINT is set to 15 Above and the average torque fluctuation value DLNISM is equal to the target torque fluctuation value LVLLLF.
It is determined whether it is larger than B or not. The misfire occurrence interval count value CMFINT is a value that is incremented by 1 every time the following step 628 is passed. If not, it is incremented by one. The target torque fluctuation value LVLLFB is
It is calculated from the engine load Q / N and the engine speed N based on the map shown in FIG. The misfire occurrence interval count value CMFINT is 15 or more and the average torque fluctuation value DLN
When the ISM is larger than the target torque fluctuation value LVLLFB, the routine proceeds to step 626, where the misfire warning flag XMFI
REW is reset (XMFIREW ← 0), and in step 627, the lean correction execution count value CNOMF
Is incremented by one, and in step 628, the misfire occurrence interval count value CMFINT is incremented by one. On the other hand, the misfire occurrence interval count value CMFI
NT is less than 15 or average torque fluctuation value DLNIS
When M is equal to or smaller than the target torque fluctuation value LVLLFB, the routine jumps to step 627 without resetting the misfire warning flag XMFIREW. Misfire warning flag X
MFIREW and lean-side correction execution count value CNO
The MF is used in the FLLB calculation routine shown in FIGS. 32 to 34, and will be described in this routine. Next, at step 629, the torque fluctuation timing flag XHENDO is set (XHENDO ←
1) The processing cycle is completed. The torque variation timing flag XHENDO will be described later. Torque fluctuation amount DLN (i) used in this routine
Is very accurate calculated in consideration of the torsional vibration of the engine drive system and the torsional vibration of the crankshaft itself by the aforementioned torque fluctuation calculation routine. However, in order to simplify the control, the torque variation DLN
As (i), even if the torque variation calculated without considering one or both of these torsional vibrations is used,
It is possible to determine a certain level of misfire.
【０１０９】一方、ステップ６２０において失火発生フ
ラグＸＭＦＩＲＥがセットされているときには、ステッ
プ６２１に進んで失火発生間隔カウント値ＣＭＦＩＮＴ
が３以下であるか否かが判別され、失火発生間隔カウン
ト値ＣＭＦＩＮＴが３以下であるときにはステップ６２
２に進んで失火警告フラグＸＭＦＩＲＥＷをセット（Ｘ
ＭＦＩＲＥＷ←１）してステップ６２３に進み、失火発
生間隔カウント値ＣＭＦＩＮＴが３より大きいときには
失火警告フラグＸＭＦＩＲＥＷをセットすることなくス
テップ６２３に進む。ステップ６２３ではリーン側補正
実行カウント値ＣＮＯＭＦをリセット（ＣＮＯＭＦ←
０）し、ステップ６２４において失火発生間隔カウント
値ＣＭＦＩＮＴをリセット（ＣＭＦＩＮＴ←０）し、次
いでステップ６２９においてトルク変動タイミングフラ
グＸＨＥＮＤＯがセット（ＸＨＥＮＤＯ←１）され処理
サイクルが完了する。On the other hand, when the misfire occurrence flag XMFIRE is set in step 620, the routine proceeds to step 621, where the misfire occurrence interval count value CMFINT is set.
Is determined to be 3 or less, and when the misfire occurrence interval count value CMFINT is 3 or less, step 62 is executed.
2 to set the misfire warning flag XMFIREW (X
MFIREW ← 1), and proceeds to step 623. If the misfire occurrence interval count value CMFINT is greater than 3, the routine proceeds to step 623 without setting the misfire warning flag XMFIREW. In step 623, the lean-side correction execution count value CNOMF is reset (CNOMF ←
0), the misfire occurrence interval count value CMFINT is reset (CMFINT ← 0) in step 624, and then the torque fluctuation timing flag XHENDO is set (XHENDO ← 1) in step 629, and the processing cycle is completed.
【０１１０】次に図３２から図３４に示されたＦＬＬＦ
Ｂ算出ルーチンについて説明する。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、前述のトルク変動値算出および失火レベル
判定ルーチンにおいてトルク変動タイミングフラグＸＨ
ＥＮＤＯがセットされていないとき（ＸＨＥＮＤＯ＝
０）、或いは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７０２に進む。Next, the FLLF shown in FIGS.
The B calculation routine will be described. 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, in the aforementioned torque fluctuation value calculation and misfire level determination routine, the torque fluctuation timing flag XH
When ENDO is not set (XHENDO =
0), or during the warm-up operation, 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. Is determined to be. When the update condition is not satisfied, the processing cycle is completed, and when the update condition is satisfied, the process proceeds to step 702.
【０１１１】ステップ７０２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ＬＶＬＬＦＢが算出される。次いでステッ
プ７０３およびステップ７０４では目標トルク変動値Ｌ
ＶＬＬＦＢ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ＬＶ
ＬＨ（ｎ），ＬＶＬＬ（ｎ）が算出される。 ＬＶＬＨ（ｎ）＝ＬＶＬＬＦＢ＋ＤＨ（ｎ） ＬＶＬＬ（ｎ）＝ＬＶＬＬＦＢ＋ＤＬ（ｎ）In step 702, a target torque fluctuation value LVLLFB is calculated from the engine load Q / N and the engine speed N based on the map shown in FIG. Next, at step 703 and step 704, the target torque fluctuation value L
Variation discrimination value DH (n), DL according to VLLFB
Based on (n), the torque fluctuation level LV represented by the following equation
LH (n) and LVLL (n) are calculated. LVLH (n) = LVLLFB + DH (n) LVLL (n) = LVLLFB + DL (n)
【０１１２】ここで、変動量判別値ＤＨ（ｎ）およびＤ
Ｌ（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ＬＶＬＬＦＢ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ＬＶＬ
ＬＦＢが大きくなるにつれて次第に増大する。Here, the variation discrimination values DH (n) and D
L (n) is predetermined as shown in FIG. That is, as can be seen from FIG.
For (n), three positive values are defined, and DH
(3)> DH (2)> DH (1). Further, DH (1), DH (2), and DH (3) gradually increase as the target torque fluctuation value LVLLFB increases. On the other hand, three negative values are defined for DL (n), and DL (1)> DL (2)> DL (3)
Has the relationship Furthermore, these DL (1), DL
The absolute values of (2) and DL (3) are the target torque fluctuation values LVL
It gradually increases as the LFB increases.
【０１１３】ところで今、ステップ７０２において算出
された目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢが破線で示される
値だったとする。この場合、ステップ７０３では破線上
のＤＨ（１），ＤＨ（２），ＤＨ（３）を目標トルク変
動値ＬＶＬＬＦＢに加算した値が夫々トルク変動レベル
ＬＶＬＨ（１），ＬＶＬＨ（２），ＬＶＬＨ（３）とさ
れ、ステップ７０４では破線上のＤＬ（１），ＤＬ
（２），ＤＬ（３）を目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢに
加算した値が夫々トルク変動レベルＬＶＬＬ（１），Ｌ
ＶＬＬ（２），ＬＶＬＬ（３）とされる。Now, suppose that the target torque fluctuation value LVLLFB calculated in step 702 is a value indicated by a broken line. In this case, in step 703, the values obtained by adding the DH (1), DH (2), and DH (3) on the broken line to the target torque fluctuation value LVLFB are the torque fluctuation levels LVLH (1), LVLH (2), LVLH ( 3), and in step 704, 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).
【０１１４】一方、図２７（Ｂ）に示されるように各ト
ルク変動レベルＬＶＬＨ（ｎ），ＬＶＬＬ（ｎ）間の領
域に対してフィードバック補正値＋ａ1 ，＋ａ2 ，＋ａ
3 ，＋ａ4 ，−ｂ1 ，−ｂ2 ，−ｂ3 ，−ｂ4 が予め定
められており、例えばトルク変動レベルがＬＶＬＨ
（１）とＬＶＬＨ（２）の間の領域に対してはフィード
バック補正値は＋ａ2 となる。これらフィードバック補
正値は＋ａ4 ＞＋ａ3 ＞＋ａ2 ＞＋ａ1 でありかつ−ｂ
1 ＞−ｂ2 ＞−ｂ3 ＞−ｂ4 である。図２７（Ｂ）に示
す各フィードバック補正値＋ａ1 ，＋ａ2 ，＋ａ3 ，＋
ａ4 ，−ｂ1 ，−ｂ 2 ，−ｂ3 ，−ｂ4 が図２７（Ａ）
の対応する領域に示されている。On the other hand, as shown in FIG.
Area between the torque fluctuation levels LVLH (n) and LVLL (n)
Feedback correction value + a1, + ATwo, + A
Three, + AFour, -B1, -BTwo, -BThree, -BFourIs predetermined
For example, when the torque fluctuation level is LVLH
Feed for the area between (1) and LVLH (2)
The back correction value is + aTwoBecomes These feedback supplements
Positive value is + aFour> + AThree> + ATwo> + A1And -b
1> -BTwo> -BThree> -BFourIt is. As shown in FIG.
Each feedback correction value + a1, + ATwo, + AThree, +
aFour, -B1, -B Two, -BThree, -BFourIs shown in FIG.
In the corresponding area.
【０１１５】ステップ７０３およびステップ７０４にお
いて夫々トルク変動レベルＬＶＬＨ（ｎ），ＬＶＬＬ
（ｎ）が算出されるとステップ７０５に進んで図２４に
示す機関回転数平均値および吸入空気量平均値の算出ル
ーチンのステップ４０９において求められた機関回転数
の平均値ＮAVE および吸入空気量の平均値ＱAVE に基づ
いて更新すべきリーンリミットフィードバック補正係数
ＦＬＬＦＢijが図５に示されるどの学習領域のリーンリ
ミットフィードバック補正係数であるかが決定される。
次いでステップ７０７においてトルク変動タイミングフ
ラグＸＨＥＮＤＯがリセット（ＸＨＥＮＤＯ←０）さ
れ、前述のルーチンにおいて新たなトルク変動値の算出
および新たな失火レベルの判定が実施されるまでは、ス
テップ７０１における更新条件が成立しないようになっ
ている。In steps 703 and 704, the torque fluctuation levels LVLH (n) and LVLL are respectively
When (n) is calculated, the routine proceeds to step 705, where the average engine speed N AVE and the intake air amount obtained in step 409 of the routine for calculating the average engine speed and the average intake air amount shown in FIG. The lean limit feedback correction coefficient FLLFB ij to be updated is determined based on the average value Q AVE of the learning region shown in FIG.
Next, at step 707, the torque fluctuation timing flag XHENDO is reset (XHENDO ← 0), and the update condition at step 701 is satisfied until a new torque fluctuation value is calculated and a new misfire level is determined in the above-described routine. Not to be.
【０１１６】次いでステップ７０８において失火発生フ
ラグＸＭＦＩＲＥがセット（ＸＭＦＩＲＥ＝１）されて
いるか否かが判別され、失火発生フラグＸＭＦＩＲＥが
リセットされている（ＸＭＦＩＲＥ＝０）とき、即ち、
前述のトルク変動値算出および失火レベル判定ルーチン
で失火が発生していないと判定されているときには、ス
テップ７０９に進んで前述のトルク変動値算出および失
火レベル判定ルーチンで算出された平均トルク変動値Ｄ
ＬＮＩＳＭが図２７（Ｂ）に示されるどのトルク変動レ
ベルＬＶＬＨ（ｎ），ＬＶＬＬ（ｎ）の間にあるかが判
別される。次いでステップ７１０では対応するフィード
バック補正量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ＤＬＮ
ＩＳＭが図２７（Ｂ）のＬＶＬＨ（１）とＬＶＬＨ
（２）との間である場合、即ち目標トルク変動値ＬＶＬ
ＬＦＢ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。Next, at step 708, it is determined whether or not the misfire occurrence flag XMFIRE is set (XMFIRE = 1). When the misfire occurrence flag XMFIRE is reset (XMFIRE = 0), that is,
If it is determined in the aforementioned torque fluctuation value calculation and misfire level determination routine that no misfire has occurred, the routine proceeds to step 709, where the average torque fluctuation value D calculated in the aforementioned torque fluctuation value calculation and misfire level determination routine is obtained.
It is determined which of the torque fluctuation levels LVLH (n) and LVLL (n) shown in FIG. Next, at step 710, the corresponding feedback correction amount 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 DLN
ISM is LVLH (1) and LVLH in FIG.
(2), that is, the target torque fluctuation value LVL
The deviation of the average torque fluctuation value DLNISM with respect to LFB is DH (1) and DH (2) on the broken line in FIG.
In the case where the feedback correction value DLFB is between
are a 2.
【０１１７】次いでステップ７１１において平均トルク
変動値ＤＬＮＩＳＭが目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢ以
上であるか否かが判別され、平均トルク変動値ＤＬＮＩ
ＳＭが目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢ以上であるときに
はステップ７１５に進んでリーンリミットフィードバッ
ク補正係数ＦＬＬＦＢijにはステップ７１０において算
出されたプラス側のフィードバック補正値ＤＬＦＢ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。Next, at step 711, it is determined whether or not the average torque fluctuation value DLNISM is equal to or larger than the target torque fluctuation value LVLLFB, and the average torque fluctuation value DLNIB is determined.
When SM is equal to or greater than the target torque fluctuation value LVLLFB, the routine proceeds to step 715, where the plus side feedback correction value DLFB calculated in step 710 is added to the lean limit feedback correction coefficient FLLFB ij . As a result, the air-fuel ratio becomes smaller, so that the torque fluctuation amount of each cylinder is reduced.
【０１１８】一方、ステップ７１１において平均トルク
変動値ＤＬＮＩＳＭが目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢよ
り小さいときにはステップ７１２に進んで前述のトルク
変動値算出および失火レベル判定ルーチンで失火警告フ
ラグＸＭＦＩＲＥＷがリセットされているか否かが判別
される。失火警告フラグＸＭＦＩＲＥＷがリセットされ
ており、即ち、平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭが目標ト
ルク変動値ＬＶＬＬＦＢより大きくなっても失火は十分
な期間（例えば、２４０サイクル）発生しておらず、か
つ、平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭが目標トルク変動値
ＬＶＬＬＦＢより小さいときには、ステップ７１６に進
んでリーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢ
ijにはステップ７１０において算出されたマイナス側の
フィードバック補正値ＤＬＦＢ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。On the other hand, if the average torque fluctuation value DLNISM is smaller than the target torque fluctuation value LVLLFB in step 711, the flow advances to step 712 to determine whether or not the misfire warning flag XMFIREW has been reset in the aforementioned torque fluctuation value calculation and misfire level determination routine. Is determined. If the misfire warning flag XMFIREW is reset, that is, even if the average torque fluctuation value DLNISM becomes larger than the target torque fluctuation value LVLLFB, a misfire has not occurred for a sufficient period (for example, 240 cycles), and the average torque fluctuation has not occurred. When the value DLNISM is smaller than the target torque fluctuation value LLLFB, the routine proceeds to step 716, where the lean limit feedback correction coefficient FLLFFB is performed.
The negative feedback correction value DLFB calculated in step 710 is added to ij. As a result, the air-fuel ratio increases, so that the amount of torque fluctuation in each cylinder is increased.
【０１１９】一方、ステップ７１２において、失火警告
フラグＸＭＦＩＲＥＷがセットされているときはステッ
プ７１３に進んでステップ７１０で算出されたフィード
バック補正値ＤＬＦＢが−ｂ2 以下であり、かつ、前述
のトルク変動値算出および失火レベル判定ルーチンでリ
ーン側補正実行カウント値ＣＮＯＭＦが８以上であるか
否かが判別される。失火警告フラグＸＭＦＩＲＥＷがセ
ットされており、即ち、現在において失火は発生してい
ないが、過去において失火が比較的短い間隔（例えば、
４８サイクル以下）で連続して発生しており、フィード
バック補正値ＤＬＦＢが−ｂ2 以下であり、即ち、現在
における平均トルク変動値が目標トルク変動値に対して
比較的小さく、かつ、リーン側補正実行カウント値ＣＮ
ＯＭＦが８以上であるとき、即ち、ある程度の期間（例
えば、１２８サイクル）失火が発生していないときに
は、ステップ７１７に進んでリーンリミットフィードバ
ック補正係数ＦＬＬＦＢijには（１−β）が乗算され、
ステップ７１９においてリーン側補正実行カウント値Ｃ
ＮＯＭＦはリセット（ＣＮＯＭＦ←０）される。即ち、
過去において失火が比較的短い間隔で連続して発生して
も、１２８サイクルの間失火が発生しておらず、平均ト
ルク変動値ＤＬＮＩＳＭが目標トルク変動値に対して比
較的小さい時には、リーンリミットフィードバック補正
係数ＦＬＬＦＢ ijは１２８サイクル毎にβ％（例えば、
０．０４％）だけ減少させられ、空燃比は徐々にリーン
に補正されるようになっている。On the other hand, in step 712, a misfire warning
If the flag XMFIREW is set,
Go to step 713 and feed calculated in step 710
The back correction value DLFB is -bTwoThe following and
The torque fluctuation value calculation and misfire level judgment routine
The side correction execution count value CNOMF is 8 or more
It is determined whether or not it is. The misfire warning flag XMFIREW
That is, a misfire has occurred
No, but in the past misfires were relatively short intervals (for example,
(48 cycles or less)
The back correction value DLFB is -bTwoIs the current
The average torque fluctuation value at
Relatively small and lean-side correction execution count value CN
When the OMF is 8 or more, that is, for a certain period (eg,
For example, 128 cycles) when misfire has not occurred
Proceeds to step 717 and proceeds to lean limit feedback.
Correction coefficient FLLFBijIs multiplied by (1-β),
In step 719, the lean-side correction execution count value C
NOMF is reset (CNOMF ← 0). That is,
In the past, misfires occurred continuously at relatively short intervals
No misfire occurred for 128 cycles, and the average
The torque fluctuation value DLNISM is compared with the target torque fluctuation value.
When relatively small, lean limit feedback compensation
Coefficient FLLFB ijIs β% every 128 cycles (eg,
0.04%), and the air-fuel ratio gradually becomes lean.
Is corrected.
【０１２０】一方、ステップ７０８において失火発生フ
ラグＸＭＦＩＲＥがセットされている（ＸＭＦＩＲＥ＝
１）ときには、ステップ７１４に進んでリーンリミット
フィードバック補正係数ＦＬＬＦＢijには（１＋α）が
乗算され、ステップ７１８において失火発生フラグＸＭ
ＦＩＲＥはリセット（ＸＭＦＩＲＥ←０）される。即
ち、失火が発生している時には、リーンリミットフィー
ドバック補正係数ＦＬＬＦＢijは１６サイクル毎にα％
（例えば、０．８％）だけ増大させられ、空燃比は大き
くリッチ側に補正されるようになっている。On the other hand, in step 708, the misfire occurrence flag XMFIRE is set (XMFIRE =
In step 1), the routine proceeds to step 714, where the lean limit feedback correction coefficient FLLFB ij is multiplied by (1 + α).
FIRE is reset (XMFIRE ← 0). That is, when a misfire has occurred, the lean limit feedback correction coefficient FLLFB ij becomes α% every 16 cycles.
(For example, 0.8%), and the air-fuel ratio is largely corrected to the rich side.
【０１２１】次に、ステップ７２０に進んで大失火発生
フラグＸＭＦＩＲＥＨがセット（ＸＭＦＩＲＥＨ＝１）
されているか否かが判別される。大失火が発生していな
いときにはステップ７２５にジャンプするが、大失火が
発生したときにはステップ７２１に進んでステップ７１
４と同様にリーンリミットフィードバック補正係数ＦＬ
ＬＦＢijには（１＋α）が乗算される。このように、大
失火が発生したときには、リーンリミットフィードバッ
ク補正係数ＦＬＬＦＢijは、ステップ７１４に加えてさ
らに１６サイクル毎にα％（例えば、０．８％）だけ増
大させられ、即ち、結果的に約１．６％増大させられ、
空燃比はかなり大きくリッチ側に補正されるようになっ
ている。Next, the routine proceeds to step 720, where the large misfire occurrence flag XMFIREH is set (XMFIREH = 1).
It is determined whether or not it has been performed. If no major misfire has occurred, the process jumps to step 725.
4 as well as the lean limit feedback correction coefficient FL
LFB ij is multiplied by (1 + α). Thus, when a large misfire occurs, the lean limit feedback correction coefficient FLLFB ij is increased by α% (for example, 0.8%) every 16 cycles in addition to step 714, that is, as a result, About 1.6% increased,
The air-fuel ratio is corrected to a considerably large value on the rich side.
【０１２２】次いでステップ７２２に進んで大失火が発
生したときのリーンリミットフィードバック補正係数Ｆ
ＬＬＦＢijが、対応する下限ガード値ＦＬＬＦＢＭＩＮ
ijより大きいか否かが判別される。下限ガード値ＦＬＬ
ＦＢＭＩＮijは各リーンリミットフィードバック補正係
数ＦＬＬＦＢij毎に設定されている。このリーンリミッ
トフィードバック補正係数は、ステップ７１４において
リッチ側に補正させる以前の値ＦＬＬＦＢk-2 であり、
下限ガード値ＦＬＬＦＢＭＩＮijより大きいときには、
ステップ７２３に進んでこの下限ガード値ＦＬＬＦＢＭ
ＩＮijは、大失火が発生したときのリーンリミットフィ
ードバック補正係数ＦＬＬＦＢijとされ、ステップ７２
４に進む。一方、大失火が発生したときのリーンリミッ
トフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢijが、対応する下
限ガード値ＦＬＬＦＢＭＩＮij以下であるときにはステ
ップ７２４にジャンプする。次いでステップ７２４では
大失火発生フラグＸＭＦＩＲＥＨはリセットされ、ステ
ップ７２５に進む。Next, the routine proceeds to step 722, where the lean limit feedback correction coefficient F when a large misfire occurs
LLFB ij is the corresponding lower guard value FLLFBMIN
It is determined whether it is greater than ij . Lower guard value FLL
FBMIN ij is set for each lean limit feedback correction coefficient FLLFB ij . This lean limit feedback correction coefficient is a value FLLFB k−2 before correction to the rich side in step 714,
When the lower guard value FLLFBMIN ij is larger than
Proceeding to step 723, the lower guard value FLLFBM
IN ij is a lean limit feedback correction coefficient FLLFB ij when a large misfire occurs.
Proceed to 4. On the other hand, when the lean limit feedback correction coefficient FLLFB ij at the time of the occurrence of the large misfire is equal to or smaller than the corresponding lower limit guard value FLLFBMIN ij , the routine jumps to step 724. Next, at step 724, the large misfire occurrence flag XMFIREH is reset, and the routine proceeds to step 725.
【０１２３】ステップ７２５では、本ルーチンにおいて
算出されたリーンリミットフィードバック補正係数ＦＬ
ＬＦＢijが、対応する上限ガード値ＦＬＬＦＢＭＡＸij
より大きいか否かが判別され、リーンリミットフィード
バック補正係数ＦＬＬＦＢijが、対応する上限ガード値
ＦＬＬＦＢＭＡＸijより大きいときにはステップ７２６
に進んでリーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬ
ＦＢijは、対応する上限ガード値ＦＬＬＦＢＭＡＸijと
され処理ルーチンを完了する。一方、ステップ７２５に
おいて、本ルーチンで算出されたリーンリミットフィー
ドバック補正係数ＦＬＬＦＢijが、対応する上限ガード
値ＦＬＬＦＢＭＡＸij以下であるときには、ステップ７
２７に進んでリーンリミットフィードバック補正係数Ｆ
ＬＬＦＢ ijが、対応する下限ガード値ＦＬＬＦＢＭＩＮ
ijより小さいか否かが判別され、リーンリミットフィー
ドバック補正係数ＦＬＬＦＢijが、対応する下限ガード
値ＦＬＬＦＢＭＩＮij以上であるときには、処理ルーチ
ンを完了するが、リーンリミットフィードバック補正係
数ＦＬＬＦＢijが、対応する下限ガード値ＦＬＬＦＢＭ
ＩＮijより小さいときには、ステップ７２８に進んでリ
ーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢijは、
対応する下限ガード値ＦＬＬＦＢＭＩＮijとされ処理ル
ーチンを完了する。In step 725, in this routine
The calculated lean limit feedback correction coefficient FL
LFBijIs the corresponding upper guard value FLLFFBMAXij
Is greater than or equal to the lean limit feed.
Back correction coefficient FLLFBijIs the corresponding upper guard value
FLLFBMAXijIf greater, step 726
To the lean limit feedback correction coefficient FLL
FBijIs the corresponding upper guard value FLLFFBMAXijWhen
And the processing routine is completed. On the other hand, to step 725
The lean limit fee calculated in this routine
Dbackback correction coefficient FLLFBijBut the corresponding upper limit guard
Value FLLFBMAXijIf not, step 7
Proceeding to 27, the lean limit feedback correction coefficient F
LLFB ijIs the corresponding lower guard value FLLFBMIN
ijIt is determined whether it is smaller than
Dbackback correction coefficient FLLFBijBut the corresponding lower guard
Value FLLFBMINijIf it is more than the processing routine
Completed, but the lean limit feedback
Number FLLFFBijIs the corresponding lower guard value FLLFBM
INijIf smaller, proceed to step 728 to reset
Limit feedback correction coefficient FLLFBijIs
Corresponding lower guard value FLLFBMINijTo be processed
Complete the routine.
【０１２４】このように、一度大失火が発生すると、下
限ガード値ＦＬＬＦＢＭＩＮijは大失火発生時における
リーンリミットフィードバック補正係数の値まで引き上
げられ、その後において失火が発生しなくなってステッ
プ７１６又は７１７においてリーンリミットフィードバ
ック補正係数ＦＬＬＦＢijが小さくされても大失火発生
時におけるリーンリミットフィードバック補正係数より
下回ることは防止され、即ち、空燃比は大失火発生時に
おける空燃比よりリーンとされることはなく、再び大失
火が発生することを防止することができる。失火の発生
し易さは、機関運転中の気象条件等によって大きく変化
するために、このように引き上げられた下限ガード値
は、機関運転中は保持され、機関停止後に初期値に戻さ
れるようになっている。なお、上記では下限ガード値を
大失火発生時におけるリーンリミットフィードバック補
正係数の値まで引き上げるようにしたが、下限ガード値
をステップ７１４又はステップ７２１において補正され
た後のリーンリミットフィードバック補正係数まで引き
上げることで、再び大失火が発生することをさらに確実
に防止することができる。As described above, once a large misfire occurs, the lower limit guard value FLLFBMIN ij is raised to the value of the lean limit feedback correction coefficient at the time of the large misfire, and thereafter the misfire does not occur. Even if the limit feedback correction coefficient FLLFB ij is reduced, it is prevented from being lower than the lean limit feedback correction coefficient when a large misfire occurs, that is, the air-fuel ratio is not made leaner than the air-fuel ratio when a large misfire occurs, and It is possible to prevent a large misfire from occurring. Since the likelihood of misfire greatly changes depending on weather conditions during engine operation, the lower guard value thus raised is maintained during engine operation and returned to the initial value after the engine stops. Has become. In the above description, the lower limit guard value is raised to the value of the lean limit feedback correction coefficient when a large misfire occurs. However, the lower limit guard value is raised to the lean limit feedback correction coefficient corrected in step 714 or step 721. Thus, it is possible to more reliably prevent the occurrence of a large misfire again.
【０１２５】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 calculation condition of the torque fluctuation value is not satisfied as shown in the routine shown in FIG. 24, at step 407, the DLNISM for all the cylinders is set.
(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 FLLFB ij is not updated.
【０１２６】次に図３５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３５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。 ＴＡＵ＝ＴＰ・ＦＬＥＡＮ・ＦＬＬＦＢ・ＦＡＦ＋ＴＡ
ＵＶNext, a routine for calculating the fuel injection time will be described with reference to FIG. Referring to FIG. 35, 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. 4, and then in step 805, the lean limit feedback correction coefficient FLLFFB 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. TAU = TP ・ FLEAN ・ FLLFB ・ FAF + TA
UV
【０１２７】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。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, step 806 is executed.
Then, the lean correction coefficient FLEAN is fixed at 1.0, and then at step 807, the lean limit feedback correction coefficient FLLFB is fixed at 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.
【０１２８】図３６は、前述した本実施形態によるリー
ン運転時の空燃比制御におけるトルク変動量ＤＬＮの変
化に対するリーンリミットフィードバック補正係数ＦＬ
ＬＦＢの変化を示すタイムチャートである。これを以下
に説明する。トルク変動量ＤＬＮが設定値ＬＶＬＭＦの
２．５倍より大きくなると（Ｔ１）、大失火が発生した
と判定され、リーンリミットフィードバック補正係数Ｆ
ＬＬＦＢは約１．６％増大される。この時点では、失火
警告フラグＸＭＦＩＲＥＷはリセットされており、ＦＬ
ＬＦＢ算出ルーチンのステップ７１５又は７１７におい
て平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭに基づき決定されるフ
ィードバック補正値によってリーンリミットフィードバ
ック補正係数が更新される。FIG. 36 shows a lean limit feedback correction coefficient FL for a change in the torque fluctuation DLN in the air-fuel ratio control during the lean operation according to the present embodiment described above.
It is a time chart which shows a change of LFB. This will be described below. When the torque fluctuation amount DLN becomes larger than 2.5 times the set value LVLMF (T1), it is determined that a large misfire has occurred, and the lean limit feedback correction coefficient F
LLFB is increased by about 1.6%. At this point, the misfire warning flag XMFIREW has been reset and FL
In step 715 or 717 of the LFB calculation routine, the lean limit feedback correction coefficient is updated by the feedback correction value determined based on the average torque fluctuation value DLNISM.
【０１２９】次いでトルク変動量ＤＬＮが設定値ＬＶＬ
ＭＦの２．５倍より小さいが設定値ＬＶＬＭＦより大き
くなると（Ｔ２）、小失火が発生したと判定され、リー
ンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢは約０．
８％増大される。約４８サイクル以下の比較的短い期間
で再び小失火が発生すると（Ｔ３）、リーンリミットフ
ィードバック補正係数ＦＬＬＦＢは約０．８％増大さ
れ、失火警告フラグＸＭＦＩＲＥＷがセットされる。そ
の後、平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭが目標トルク変動
値ＬＶＬＬＦＢ以上であれば、ＦＬＬＦＢ算出ルーチン
のステップ７１５において平均トルク変動値ＤＬＮＩＳ
Ｍに基づき決定されるフィードバック補正値によってリ
ーンリミットフィードバック補正係数が増大されるが、
平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭが目標トルク変動値ＬＶ
ＬＬＦＢより小さければ、ＦＬＬＦＢ算出ルーチンのス
テップ７１６における処理によってリーンリミットフィ
ードバック補正係数ＦＬＬＦＢは約１２８サイクル毎に
０．０４％減少される。Next, the torque variation DLN is set to the set value LVL.
If it is smaller than 2.5 times the MF but larger than the set value LVLMF (T2), it is determined that a small misfire has occurred, and the lean limit feedback correction coefficient FLLFB is set to about 0.5.
8% increase. When a small misfire occurs again in a relatively short period of about 48 cycles or less (T3), the lean limit feedback correction coefficient FLLFB is increased by about 0.8%, and the misfire warning flag XMFIREW is set. Thereafter, if the average torque fluctuation value DLNISM is equal to or larger than the target torque fluctuation value LVLLFB, the average torque fluctuation value DLNIS is determined in step 715 of the FLLLFB calculation routine.
The lean limit feedback correction coefficient is increased by the feedback correction value determined based on M,
Average torque fluctuation value DLNISM is equal to target torque fluctuation value LV.
If it is smaller than LLFB, the lean limit feedback correction coefficient FLLFB is reduced by 0.04% approximately every 128 cycles by the processing in step 716 of the FLLFB calculation routine.
【０１３０】その後、再び小失火が発生すれば（Ｔ
４）、リーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦ
Ｂは約０．８％増大され、その後、平均トルク変動値Ｄ
ＬＮＩＳＭが目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢより小さけ
れば、リーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦ
Ｂは約１２８サイクル毎に０．０４％減少される。この
ようなリーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦ
Ｂの減少によって平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭが目標
トルク変動値ＬＶＬＬＦＢより大きくなっても約２４０
サイクル以上失火が発生しないときには（Ｔ５）、失火
警告フラグＸＭＦＩＲＥＷはリセットされ、ＦＬＬＦＢ
算出ルーチンのステップ７１５又は７１７において平均
トルク変動値ＤＬＮＩＳＭに基づき決定されるフィード
バック補正値によってリーンリミットフィードバック補
正係数が更新される。このリーンリミットフィードバッ
ク補正係数ＦＬＬＦＢの更新および前述の０．０４％減
少において、リーンリミットフィードバック補正係数Ｆ
ＬＬＦＢは、大失火発生時（Ｔ１）のフィードバック補
正係数ＦＬＬＦＢＭＩＮによって下限ガードされてい
る。Thereafter, if a small misfire occurs again (T
4), lean limit feedback correction coefficient FLLF
B is increased by about 0.8%, after which the average torque variation D
If LNISM is smaller than the target torque fluctuation value LLLFB, the lean limit feedback correction coefficient FLLF
B is reduced by 0.04% about every 128 cycles. Such a lean limit feedback correction coefficient FLLF
Even if the average torque fluctuation value DLNISM becomes larger than the target torque fluctuation value LVLLFB due to the decrease of B, approximately 240
When the misfire does not occur for more than one cycle (T5), the misfire warning flag XMFIREW is reset and FLLFB
In step 715 or 717 of the calculation routine, the lean limit feedback correction coefficient is updated by the feedback correction value determined based on the average torque fluctuation value DLNISM. When the lean limit feedback correction coefficient FLLFB is updated and the aforementioned 0.04% decrease, the lean limit feedback correction coefficient F
LLFB is guarded at the lower limit by the feedback correction coefficient FLLFBMIN at the time of the occurrence of the large misfire (T1).
【０１３１】このような空燃比制御に対して、点火時期
制御は、一般的なものであり、図３８に示すマップから
機関負荷Ｑ／Ｎおよび機関回転数Ｎに基づき最適点火時
期ＩＧmnが読み込まれて実施される。最適点火時期は、
一般的にＭＢＴと称され、最大トルクを発生する最も遅
角側の点火時期であり、図３８に示すマップにおいて
は、機関負荷Ｑ／Ｎおよび機関回転数Ｎにより定まる機
関運転状態毎に、この時の空燃比を考慮して設定されて
いる。こうして、失火レベルに応じた空燃比制御によ
り、失火を確実に抑制することができるが、失火は、点
火時期の制御によっても抑制可能であり、このような点
火時期制御を以下に説明する。In contrast to the air-fuel ratio control, the ignition timing control is general. The optimum ignition timing IGmn is read from the map shown in FIG. 38 based on the engine load Q / N and the engine speed N. It is implemented. The optimal ignition timing is
Generally referred to as MBT, it is the ignition timing on the most retarded side that generates the maximum torque. In the map shown in FIG. 38, this ignition timing is determined for each engine operating state determined by the engine load Q / N and the engine speed N. It is set in consideration of the air-fuel ratio at the time. Thus, the misfire can be reliably suppressed by the air-fuel ratio control according to the misfire level, but the misfire can also be suppressed by controlling the ignition timing. Such an ignition timing control will be described below.
【０１３２】図３７は、このための点火時期算出ルーチ
ンを示している。このルーチンでは、まず、ステップ９
０１において、図３８に示すマップから機関負荷Ｑ／Ｎ
および機関回転数Ｎに基づき最適点火時期ＩＧmnが読み
込まれ、次いでステップ９０２において、図３９に示す
マップから吸入空気量Ｑおよび機関回転数Ｎに基づき点
火時期補正係数Ｋijが読み込まれ、次いでステップ９０
３において、最適点火時期ＩＧmnに点火時期補正係数Ｋ
ijが乗算されて実際の点火時期ＩＧとされるようになっ
ている。FIG. 37 shows an ignition timing calculation routine for this purpose. In this routine, first, step 9
01, the engine load Q / N from the map shown in FIG.
And engine speed on the basis of the N optimum ignition timing IGmn are read, then in step 902, the ignition timing correction coefficient K ij based on the intake air amount Q and engine speed N from the map shown in FIG. 39 is read, then steps 90
In 3, the ignition timing correction coefficient K is set to the optimum ignition timing IG mn.
ij is multiplied to obtain the actual ignition timing IG.
【０１３３】図３９の点火時期補正係数Ｋijのマップ
は、図５に示すリーンリミットフィードバック補正係数
ＦＬＬＦＢのマップと同様な各学習領域毎に対して夫々
点火時期補正係数Ｋijが設定されているものである。ま
た、全学習領域の外側の領域、すなわち、理論空燃比で
の運転が実施される領域にも点火時期補正係数Ｋ00が設
定されている。当初、全ての点火時期補正係数Ｋは１と
されている。理論空燃比での運転が実施される領域の点
火時期補正係数Ｋ00が更新されずに１に維持されるため
に、理論空燃比での運転の場合には、図３７の点火時期
算出ルーチンにおいて、最適点火時期ＩＧmnは補正され
ることなく、そのまま実際の点火時期とされる。In the map of the ignition timing correction coefficient K ij shown in FIG. 39, the ignition timing correction coefficient K ij is set for each learning region similar to the map of the lean limit feedback correction coefficient FLLFB shown in FIG. Things. The ignition timing correction coefficient K00 is also set in a region outside the entire learning region, that is, in a region where the operation at the stoichiometric air-fuel ratio is performed. Initially, all the ignition timing correction coefficients K are set to 1. For ignition timing correction coefficient K 00 of the area operated at the stoichiometric air-fuel ratio is performed is maintained to 1 without being updated, in the case of the operation at the stoichiometric air-fuel ratio, the ignition timing calculating routine shown in FIG. 37 , The optimum ignition timing IGmn is used as the actual ignition timing without correction.
【０１３４】一方、リーン運転を実施する領域の各点火
時期補正係数Ｋijは、図４０から４２に示すＦＬＬＦ
Ｂ，Ｋの算出ルーチンによって１から更新されるように
なっており、それにより、図３７の点火時期算出ルーチ
ンにおいて、最適点火時期ＩＧ mnは進角側（点火時期補
正係数Ｋijが１より大きく更新された場合）又は遅角側
（点火時期補正係数Ｋijが１より小さく更新された場
合）に補正される。図４０から４２に示すＦＬＬＦＢ，
Ｋの算出ルーチンは、図３２から３４の前述したＦＬＬ
ＦＢ算出ルーチンの代わりに実施されるものであり、対
応するステップは、ダッシュ付きの番号によって示され
ている。両方のルーチンの違いについてのみ以下に説明
する。On the other hand, each ignition in the region where the lean operation is performed
Timing correction coefficient KijIs the FLLF shown in FIGS.
Be updated from 1 by the calculation routine of B and K
The ignition timing calculation routine shown in FIG.
At the optimal ignition timing IG mnIs the advance side (ignition timing supplement
Positive coefficient KijIs updated to be greater than 1) or the retard side
(Ignition timing correction coefficient KijIs updated to less than 1
Is corrected. FLLFFB shown in FIGS. 40 to 42,
The calculation routine of K is based on the FLL described above with reference to FIGS.
This is performed instead of the FB calculation routine.
The corresponding steps are indicated by numbers with dashes.
ing. Only the differences between the two routines are described below
I do.
【０１３５】本ＦＬＬＦＢ，Ｋの算出ルーチンでは、ス
テップ７１３’において、失火警告フラグＸＭＦＩＲＥ
Ｗがセットされており、即ち、現在において失火は発生
していないが、過去において失火が比較的短い間隔（例
えば、４８サイクル以下）で連続して発生しており、フ
ィードバック補正値ＤＬＦＢが−ｂ2 以下であり、即
ち、現在における平均トルク変動値が目標トルク変動値
に対して比較的小さく、かつ、リーン側補正実行カウン
ト値ＣＮＯＭＦが８以上であるとき、即ち、ある程度の
期間（例えば、１２８サイクル）失火が発生していない
ときには、ステップ７１７’に進んで点火時期補正係数
Ｋijには（１＋γ）が乗算され、ステップ７１９’にお
いてリーン側補正実行カウント値ＣＮＯＭＦはリセット
（ＣＮＯＭＦ←０）される。即ち、過去において失火が
比較的短い間隔で連続して発生しても、１２８サイクル
の間失火が発生しておらず、平均トルク変動値ＤＬＮＩ
ＳＭが目標トルク変動値に対して比較的小さい時には、
点火時期補正係数Ｋijは１２８サイクル毎にγ％だけ増
大させられ、最適点火時期ＩＧmnは進角側に補正される
ようになっている。In the routine for calculating FLFLFB, K in step 713 ', the misfire warning flag XMFIRE is set.
W is set, that is, a misfire has not occurred at present, but a misfire has occurred continuously at relatively short intervals (for example, 48 cycles or less) in the past, and the feedback correction value DLFB is -b. 2 or less, that is, when the current average torque fluctuation value is relatively smaller than the target torque fluctuation value, and when the lean side correction execution count value CNOMF is 8 or more, that is, for a certain period (for example, 128 when the cycle) misfire has not occurred, step 717 'in the ignition timing correction coefficient K ij proceeds to the multiplied (1 + gamma), the step 719' lean correction execution count CNOMF in is reset (CNOMF ← 0) You. That is, even if misfires occur continuously at relatively short intervals in the past, no misfires have occurred for 128 cycles, and the average torque fluctuation value DLNI
When SM is relatively small with respect to the target torque fluctuation value,
The ignition timing correction coefficient K ij is increased by γ% every 128 cycles, and the optimum ignition timing IGmn is corrected to the advanced side.
【０１３６】一方、ステップ７０８’において失火発生
フラグＸＭＦＩＲＥがセットされている（ＸＭＦＩＲＥ
＝１）ときには、ステップ７１４’に進んで点火時期補
正係数Ｋijには（１−δ）が乗算され、ステップ７１
８’において失火発生フラグＸＭＦＩＲＥはリセット
（ＸＭＦＩＲＥ←０）される。即ち、失火が発生してい
る時には、点火時期補正係数Ｋijは１６サイクル毎にδ
％だけ減少させられ、最適点火時期ＩＧmnは遅角側に補
正されるようになっている。On the other hand, in step 708 ', the misfire occurrence flag XMFIRE is set (XMFIRE).
= 1), the routine proceeds to step 714 ′, where the ignition timing correction coefficient K ij is multiplied by (1−δ).
At 8 ', the misfire occurrence flag XMFIRE is reset (XMFIRE ← 0). That is, when a misfire occurs, the ignition timing correction coefficient K ij becomes δ every 16 cycles.
%, And the optimum ignition timing IGmn is corrected to the retard side.
【０１３７】次に、ステップ７２０’に進んで大失火発
生フラグＸＭＦＩＲＥＨがセット（ＸＭＦＩＲＥＨ＝
１）されているか否かが判別される。大失火が発生して
いないときにはステップ７２５’にジャンプするが、大
失火が発生したときにはステップ７２１’に進んでステ
ップ７１４’と同様に点火時期補正係数Ｋijには（１−
δ）が乗算される。このように、大失火が発生したとき
には、点火時期補正係数Ｋijは、ステップ７１４’に加
えてさらに１６サイクル毎にδ％だけ減少させられ、即
ち、結果的に約２δ％減少させられ、最適点火時期ＩＧ
mnは大きく遅角側に補正されるようになっている。Next, the routine proceeds to step 720 ', in which the large misfire occurrence flag XMFIREH is set (XMFIREH =
1) It is determined whether or not it has been performed. If a large misfire has not occurred, the process jumps to step 725 ', but if a large misfire has occurred, the process proceeds to step 721', where the ignition timing correction coefficient Kij is set to ( 1--1) as in step 714 '.
δ) is multiplied. As described above, when a large misfire occurs, the ignition timing correction coefficient K ij is reduced by δ% every 16 cycles in addition to step 714 ′, that is, is reduced by about 2δ%, so that the optimum Ignition timing IG
mn is largely corrected to the retard side.
【０１３８】次いでステップ７２２’に進んで大失火が
発生したときの点火時期補正係数Ｋ ijが、対応する上限
ガード値ＫＭＡＸijより小さいか否かが判別される。上
限ガード値ＫＭＡＸijは各点火時期補正係数Ｋij毎に設
定されている。この点火時期補正係数は、ステップ７１
４’において遅角側に補正させる以前の値Ｋk-2 であ
り、上限ガード値ＫＭＡＸijより小さいときには、ステ
ップ７２３に進んでこの上限ガード値ＫＭＡＸijは、大
失火が発生したときの点火時期補正係数Ｋijとされ、ス
テップ７２４’に進む。一方、大失火が発生したときの
点火時期補正係数Ｋijが、対応する上限ガード値ＫＭＡ
Ｘij以上であるときにはステップ７２４’にジャンプす
る。次いでステップ７２４’では大失火発生フラグＸＭ
ＦＩＲＥＨはリセットされ、ステップ７２５’に進む。Next, the routine proceeds to step 722 ', where a great misfire occurs.
Ignition timing correction coefficient K when it occurs ijBut the corresponding upper limit
Guard value KMAXijIt is determined whether or not it is smaller. Up
Limit guard value KMAXijIs the ignition timing correction coefficient KijSet for each
Is defined. This ignition timing correction coefficient is calculated in step 71
4 ', the value K before correction to the retard sidek-2In
The upper limit guard value KMAXijWhen smaller,
Proceeding to step 723, this upper limit guard value KMAXijIs large
Ignition timing correction coefficient K when misfire occursijAnd
Proceed to step 724 '. On the other hand, when a major misfire
Ignition timing correction coefficient KijIs the corresponding upper guard value KMA
XijIf so, jump to step 724 '.
You. Next, at step 724 ', the large misfire occurrence flag XM
FIREH is reset and goes to step 725 '.
【０１３９】ステップ７２５’から７２８’において、
リーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢの上
限および下限ガード処理が行われた後、ステップ７２
９’において、点火時期補正係数Ｋijが、対応する上限
ガード値ＫＭＡＸijより大きいか否かが判別され、点火
時期補正係数Ｋijが、対応する上限ガード値ＫＭＡＸij
より大きいときにはステップ７３０’に進んで点火時期
補正係数Ｋijは、対応する上限ガード値ＫＭＡＸijとさ
れ処理ルーチンを完了する。一方、ステップ７２９’に
おいて、点火時期補正係数Ｋijが、対応する上限ガード
値ＫＭＡＸij以下であるときには、ステップ７３１’に
進んで点火時期補正係数Ｋijが、対応する下限ガード値
ＫＭＩＮijより小さいか否かが判別され、点火時期補正
係数Ｋijが、対応する下限ガード値ＫＭＩＮij以上であ
るときには、処理ルーチンを完了するが、点火時期補正
係数Ｋijが、対応する下限ガード値ＫＭＩＮijより小さ
いときには、ステップ７３２’に進んで点火時期補正係
数Ｋijは、対応する下限ガード値ＫＭＩＮijとされ処理
ルーチンを完了する。In steps 725 'to 728',
After the upper and lower limit guard processing of the lean limit feedback correction coefficient FLLFB is performed, step 72 is executed.
In 9 ', the ignition timing correction coefficient K ij is whether greater than the corresponding upper limit guard value KMAX ij is determined, the ignition timing correction coefficient K ij is the corresponding upper limit guard value KMAX ij
Ignition timing correction coefficient K ij proceeds to step 730 'when larger completes is a corresponding upper guard value KMAX ij routine. On the other hand, if it is determined in step 729 ′ that the ignition timing correction coefficient K ij is equal to or smaller than the corresponding upper guard value KMAX ij , the process proceeds to step 731 ′ where the ignition timing correction coefficient K ij is smaller than the corresponding lower guard value KMIN ij. If the ignition timing correction coefficient K ij is equal to or greater than the corresponding lower limit guard value KMIN ij , the processing routine is completed, but the ignition timing correction coefficient K ij is set to a value smaller than the corresponding lower limit guard value KMIN ij . when small, the ignition timing correction coefficient K ij proceeds to step 732 'completes the set to the corresponding lower limit guard value KMIN ij routine.
【０１４０】このように、一度大失火が発生すると、点
火時期補正係数Ｋの上限ガード値ＫＭＡＸijは大失火発
生時における点火時期補正係数の値まで引き下げられ、
その後において失火が発生しなくなってステップ７１
６’において点火時期補正係数Ｋijが大きくされても大
失火発生時における点火時期補正係数より上回ることは
防止され、即ち、最適点火時期は大失火発生時における
点火時期より進角側とされることはなく、再び大失火が
発生することを防止することができる。失火の発生し易
さは、機関運転中の気象条件等によって大きく変化する
ために、このように引き下げられた上限ガード値は、機
関運転中は保持され、機関停止後に初期値に戻されるよ
うになっている。なお、上記では上限ガード値を大失火
発生時における点火時期補正係数の値まで引き下げるよ
うにしたが、上限ガード値をステップ７１４’又はステ
ップ７２１’において補正された後の点火時期補正係数
まで引き下げることで、再び大失火が発生することをさ
らに確実に防止することができる。[0140] Thus, once a large misfire occurs, the upper limit guard value KMAX ij of the ignition timing correction coefficient K is pulled up to the value of the ignition timing correction coefficient at the time of large-misfiring,
After that, the misfire no longer occurs and step 71
Even if the ignition timing correction coefficient K ij is increased in 6 ′, it is prevented from exceeding the ignition timing correction coefficient at the time of the occurrence of a large misfire, that is, the optimal ignition timing is advanced to the ignition timing at the time of the occurrence of the large misfire. It is possible to prevent the occurrence of a large misfire again. Since the likelihood of misfire greatly changes depending on weather conditions during operation of the engine, the lowered upper guard value is maintained during operation of the engine and returned to the initial value after the engine stops. Has become. In the above description, the upper limit guard value is reduced to the value of the ignition timing correction coefficient when a large misfire occurs, but the upper limit guard value is reduced to the ignition timing correction coefficient corrected in step 714 ′ or 721 ′. Thus, it is possible to more reliably prevent the occurrence of a large misfire again.
【０１４１】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点火時期補正係数Ｋijの更新は
行われない。When the calculation condition of the torque fluctuation value is not satisfied, as shown in the routine shown in FIG. 24, at step 407, the DLNISM for all the cylinders is set.
(I) is LVLLFB, and thus the average torque fluctuation value DLNISM is also the target torque fluctuation value LVLLFB. Accordingly, at this time, the ignition timing correction coefficient K ij is not updated.
【０１４２】こうして、リーンリミットフィードバック
補正係数ＦＬＬＦＢは、トルク変動値ＤＬＮＩＳＭに応
じて更新され、前述同様、空燃比が制御されると共に、
失火発生の際には、リーンリミットフィードバック補正
係数ＦＬＬＦＢを更新して空燃比をリッチ側に補正する
ことに代えて、前述同様な考え方に基づいて点火時期を
遅角側に補正するようになっており、空燃比のリッチ化
による燃料消費率の悪化を伴うことなく失火を確実に抑
制することが可能となる。As described above, the lean limit feedback correction coefficient FLLFB is updated in accordance with the torque fluctuation value DLNISM.
In the event of a misfire, instead of updating the lean limit feedback correction coefficient FLLFB to correct the air-fuel ratio to the rich side, the ignition timing is corrected to the retard side based on the same concept as described above. Thus, it is possible to reliably suppress misfire without deteriorating the fuel consumption rate due to the enrichment of the air-fuel ratio.
【０１４３】[0143]
【発明の効果】本発明による内燃機関の空燃比制御装置
によれば、少なくとも一つの気筒が発生する駆動力変動
量の大きさに応じて失火レベルが判定され、失火を確実
に検出することができると共に、この失火レベルに応じ
て空燃比又は点火時期が制御されるために、失火を確実
に抑制することができる。According to the air-fuel ratio control apparatus for an internal combustion engine according to the present invention, the misfire level is determined in accordance with the magnitude of the driving force fluctuation generated by at least one cylinder, and the misfire can be reliably detected. In addition, since the air-fuel ratio or the ignition timing is controlled according to the misfire level, misfire can be reliably suppressed.
【図１】内燃機関の全体図である。FIG. 1 is an overall view of an internal combustion engine.
【図２】基本燃料噴射時間のマップを示す図である。FIG. 2 is a diagram showing a map of a basic fuel injection time.
【図３】ＮＯx の発生量とトルク変動を示す図である。3 is a diagram showing a generation amount and the torque fluctuation of the NO x.
【図４】リーン補正係数のマップを示す図である。FIG. 4 is a diagram showing a map of a lean correction coefficient.
【図５】リーンリミットフィードバック補正係数のマッ
プを示す図である。FIG. 5 is a diagram showing a map of a lean limit feedback correction coefficient.
【図６】３０°クランク角度の経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔ
ｂ（ｉ）の変化を示すタイムチャートである。FIG. 6 shows elapsed times Ta (i) and T of a 30 ° crank angle.
It is a time chart which shows the change of b (i).
【図７】３０°クランク角度の経過時間Ｔａ（ｉ）の変
化を示すタイムチャートである。FIG. 7 is a time chart showing a change in elapsed time Ta (i) at a 30 ° crank angle.
【図８】３０°クランク角度の経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔ
ｂ（ｉ）の変化を示すタイムチャートである。FIG. 8 shows elapsed times Ta (i) and T of a 30 ° crank angle.
It is a time chart which shows the change of b (i).
【図９】３０°クランク角度の経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔ
ｂ（ｉ）の変化を示すタイムチャートである。FIG. 9 shows elapsed times Ta (i) and T of a 30 ° crank angle.
It is a time chart which shows the change of b (i).
【図１０】３０°クランク角度の経過時間Ｔａ（ｉ）の
変化を示すタイムチャートである。FIG. 10 is a time chart showing changes in elapsed time Ta (i) at a 30 ° crank angle.
【図１１】経過時間差ＤＴａ（ｉ）とＫｂ（ｉ）との関
係を示す図である。FIG. 11 is a diagram showing a relationship between elapsed time differences DTa (i) and Kb (i).
【図１２】減速運転時における経過時間Ｔａ（ｉ）の変
化を示すタイムチャートである。FIG. 12 is a time chart showing changes in elapsed time Ta (i) during deceleration operation.
【図１３】経過時間差ＤＴａ（ｉ）の変化を示すタイム
チャートである。FIG. 13 is a time chart showing changes in the elapsed time difference DTa (i).
【図１４】割込みルーチンを示すフローチャートであ
る。FIG. 14 is a flowchart showing an interrupt routine.
【図１５】経過時間差ＤＴａ（ｉ）および経過時間Ｔｂ
（ｉ）を算出するためのフローチャートである。FIG. 15 shows an elapsed time difference DTa (i) and an elapsed time Tb.
It is a flowchart for calculating (i).
【図１６】経過時間差ＤＴａ（ｉ）および経過時間Ｔｂ
（ｉ）を算出するためのフローチャートである。FIG. 16 shows an elapsed time difference DTa (i) and an elapsed time Tb.
It is a flowchart for calculating (i).
【図１７】ＫＴａ（ｉ）を算出するためのフローチャー
トである。FIG. 17 is a flowchart for calculating KTa (i).
【図１８】ＫＴｂ（ｉ）を算出するためのフローチャー
トである。FIG. 18 is a flowchart for calculating KTb (i).
【図１９】トルク変動量算出の許可をチェックするため
のフローチャートである。FIG. 19 is a flowchart for checking permission for calculating a torque fluctuation amount.
【図２０】トルク変動量算出の許可をチェックするため
のフローチャートである。FIG. 20 is a flowchart for checking permission for calculating a torque fluctuation amount.
【図２１】トルク変動量算出の許可をチェックするため
のフローチャートである。FIG. 21 is a flowchart for checking permission of calculation of a torque fluctuation amount.
【図２２】経過時間差ＤＴａ（ｉ）の変化とフラグＸＭ
ＸＲＥＣ，ＸＭＮＲＥＣの変化を示すタイムチャートで
ある。FIG. 22 shows changes in elapsed time difference DTa (i) and flag XM.
It is a time chart which shows a change of XREC and XMREC.
【図２３】トルク変動量を算出するためのフローチャー
トである。FIG. 23 is a flowchart for calculating a torque fluctuation amount.
【図２４】機関回転数平均値および吸入空気量平均値を
算出するためのフローチャートである。FIG. 24 is a flowchart for calculating an average engine speed and an average intake air amount.
【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と共に失火レベルを
判定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 and determining a misfire level.
【図３０】トルク変動値を算出すると共に失火レベルを
判定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 and determining a misfire level.
【図３１】トルク変動値を算出すると共に失火レベルを
判定するためのフローチャートである。FIG. 31 is a flowchart for calculating a torque fluctuation value and determining a misfire level.
【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】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. 33 is a flowchart for calculating a lean limit feedback correction coefficient.
【図３４】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. 34 is a flowchart for calculating a lean limit feedback correction coefficient.
【図３５】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. 35 is a flowchart for calculating a fuel injection time.
【図３６】リーン運転時の空燃比制御におけるトルク変
動量の変化に対するリーンリミットフィードバック補正
係数の変化を示すタイムチャートである。FIG. 36 is a time chart showing changes in the lean limit feedback correction coefficient with respect to changes in the amount of torque fluctuation in air-fuel ratio control during lean operation.
【図３７】点火時期を算出するためにフローチャートで
ある。FIG. 37 is a flowchart for calculating an ignition timing.
【図３８】最適点火時期のマップを示す図である。あ
る。FIG. 38 is a view showing a map of an optimum ignition timing. is there.
【図３９】点火時期補正係数のマップを示す図である。FIG. 39 is a diagram showing a map of an ignition timing correction coefficient.
【図４０】リーンリミットフィードバック補正係数およ
び点火時期補正係数を算出するためのフローチャートで
ある。FIG. 40 is a flowchart for calculating a lean limit feedback correction coefficient and an ignition timing correction coefficient.
【図４１】リーンリミットフィードバック補正係数およ
び点火時期補正係数を算出するためのフローチャートで
ある。FIG. 41 is a flowchart for calculating a lean limit feedback correction coefficient and an ignition timing correction coefficient.
【図４２】リーンリミットフィードバック補正係数およ
び点火時期補正係数を算出するためのフローチャートで
ある。FIG. 42 is a flowchart for calculating a lean limit feedback correction coefficient and an ignition timing correction coefficient.
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 3 ... Surge tank 4 ... Fuel injection valve 8 ... Throttle valve 14 ... Rotor 15 ... Crank angle sensor
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.6 識別記号 ＦＩ Ｆ０２Ｐ 5/15 Ｆ０２Ｐ 5/15 Ｂ ──────────────────────────────────────────────────続 き Continued on the front page (51) Int.Cl. 6 Identification code FI F02P 5/15 F02P 5/15 B
Claims (4)
を理論空燃比よりリーン側に制御する内燃機関の制御装
置において、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
共に前記第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前記第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
と共に前記第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、前記第１の角速度お
よび前記第２の角速度に基づき少なくとも一つの気筒が
発生する駆動力変動量を演算する駆動力変動量演算手段
と、前記駆動力変動量演算手段により演算された前記駆
動力変動量の大きさに応じて失火レベルを判定する失火
レベル判定手段と、前記失火レベル判定手段により判定
された失火レベルに応じて空燃比を制御する空燃比制御
手段とを具備することを特徴とする内燃機関の制御装
置。1. A control device for an internal combustion engine that controls an air-fuel ratio to be leaner than a stoichiometric air-fuel ratio at least in a predetermined operating state, wherein a first crank angle range is set within a crank angle range from the end of a compression stroke to the beginning of an explosion stroke. And setting a second crank angle range in a middle crank angle range of an explosion stroke separated by a certain crank angle from the first crank angle range, and setting a second crank angle range of the crankshaft in the first crank angle range. A first angular velocity and a second angular velocity of the crankshaft within the second crank angle range, and a driving force fluctuation generated by at least one cylinder based on the first angular velocity and the second angular velocity. Driving force variation calculating means for calculating the amount, and the magnitude of the driving force variation calculated by the driving force variation calculating means Control of an internal combustion engine, comprising: a misfire level determining means for determining a misfire level in accordance with the air-fuel ratio control means for controlling an air-fuel ratio in accordance with the misfire level determined by the misfire level determining means. apparatus.
を理論空燃比よりリーン側に制御する内燃機関の制御装
置において、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
共に前記第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前記第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
と共に前記第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、前記第１の角速度お
よび前記第２の角速度に基づき各気筒が発生する駆動力
変動量を演算する駆動力変動量演算手段と、前記駆動力
変動量演算手段により演算された各気筒の前記駆動力変
動量の平均値が目標駆動力変動量となるように空燃比を
制御する第１空燃比制御手段と、前記駆動力変動量演算
手段により演算された少なくとも一つの気筒の前記駆動
力変動量の大きさに応じて失火レベルを判定する失火レ
ベル判定手段と、失火が発生して前記失火レベル判定手
段により判定された前記失火レベルが第１レベルを越え
るときには、前記第１空燃比制御手段による空燃比制御
を中止し、前記失火レベルに応じて空燃比を制御する第
２空燃比制御手段とを具備することを特徴とする内燃機
関の制御装置。2. A control device for an internal combustion engine that controls an air-fuel ratio to be leaner than a stoichiometric air-fuel ratio at least in a predetermined operation state, wherein a first crank angle range is set within a crank angle range from the end of a compression stroke to the beginning of an explosion stroke. And setting a second crank angle range within a crank angle region in the middle stage of the explosion stroke separated by a certain crank angle from the first crank angle range, and setting a second crank angle range within the first crank angle range. 1 and the second angular speed of the crankshaft within the second crank angle range is detected, and the driving force variation generated by each cylinder based on the first angular speed and the second angular speed is calculated. A driving force variation calculating means for calculating, and an average value of the driving force variation of each cylinder calculated by the driving force variation calculating means is a target value. First air-fuel ratio control means for controlling the air-fuel ratio so as to obtain the driving force fluctuation amount; A misfire level judging means for judging the misfire level, and when the misfire level judged by the misfire level judging means exceeds the first level, suspends the air-fuel ratio control by the first air-fuel ratio control means, A control device for an internal combustion engine, comprising: second air-fuel ratio control means for controlling an air-fuel ratio according to a misfire level.
た前記失火レベルが前記第１レベルより大きな第２レベ
ルを越えたときには、その後、前記第１空燃比制御手段
又は前記第２空燃比制御手段による空燃比制御において
前記失火レベルが前記第２レベルを越えたときの空燃比
よりリーンとならないようにガードするガード手段をさ
らに具備することを特徴とする請求項２に記載の内燃機
関の制御装置。3. When the misfire level determined by the misfire level determination means exceeds a second level that is larger than the first level, the first misfire level is then determined by the first air-fuel ratio control means or the second air-fuel ratio control means. 3. The control device for an internal combustion engine according to claim 2, further comprising a guard means for guarding the air-fuel ratio from being leaner than the air-fuel ratio when the misfire level exceeds the second level in the air-fuel ratio control.
を理論空燃比よりリーン側に制御する内燃機関の制御装
置において、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
共に前記第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前記第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
と共に前記第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、前記第１の角速度お
よび前記第２の角速度に基づき各気筒が発生する駆動力
変動量を演算する駆動力変動量演算手段と、前記駆動力
変動量演算手段により演算された各気筒の前記駆動力変
動量の平均値が目標駆動力変動量となるように空燃比を
制御する空燃比制御手段と、機関運転状態に基づき算出
された最適点火時期となるように点火時期を制御する点
火時期制御手段と、前記駆動力変動量演算手段により演
算された少なくとも一つの気筒の前記駆動力変動量の大
きさに応じて失火レベルを判定する失火レベル判定手段
と、前記失火レベル判定手段により判定された前記失火
レベルに応じて前記最適点火時期を補正する点火時期補
正手段とを具備することを特徴とする内燃機関の制御装
置。4. A control device for an internal combustion engine that controls an air-fuel ratio to be leaner than a stoichiometric air-fuel ratio at least in a predetermined operation state, wherein the first crank angle range is within a crank angle range from the end of a compression stroke to the beginning of an explosion stroke. And setting a second crank angle range within a crank angle region in the middle stage of the explosion stroke separated by a certain crank angle from the first crank angle range, and setting a second crank angle range within the first crank angle range. 1 and the second angular speed of the crankshaft within the second crank angle range is detected, and the driving force variation generated by each cylinder based on the first angular speed and the second angular speed is calculated. A driving force variation calculating means for calculating, and an average value of the driving force variation of each cylinder calculated by the driving force variation calculating means is a target value. Air-fuel ratio control means for controlling the air-fuel ratio so as to obtain the driving force fluctuation amount; ignition timing control means for controlling the ignition timing so as to obtain the optimum ignition timing calculated based on the engine operating state; A misfire level judging means for judging a misfire level according to the magnitude of the driving force fluctuation amount of at least one cylinder calculated by the arithmetic means, and the optimum misfire level according to the misfire level determined by the misfire level judgment means. A control device for an internal combustion engine, comprising: ignition timing correction means for correcting an ignition timing.
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|---|---|---|---|
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ID=26507545
Family Applications (1)
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Cited By (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2001182573A (en) * | 1999-12-22 | 2001-07-06 | Nissan Diesel Motor Co Ltd | Combustion control device for internal combustion engine |
| JP2003510500A (en) * | 1999-09-30 | 2003-03-18 | ロベルト・ボッシュ・ゲゼルシャフト・ミト・ベシュレンクテル・ハフツング | Misfire detection method |
| JP2005291182A (en) * | 2004-04-05 | 2005-10-20 | Denso Corp | Misfire detection device |
| JP5575319B1 (en) * | 2013-09-18 | 2014-08-20 | 三菱電機株式会社 | Misfire detection device and misfire detection method for internal combustion engine |
| JP2015068301A (en) * | 2013-09-30 | 2015-04-13 | 本田技研工業株式会社 | Fuel injection control device of engine |
| KR20180068487A (en) * | 2016-12-14 | 2018-06-22 | 현대자동차주식회사 | Method of misfire detection for catalyst damage |
| WO2018179340A1 (en) * | 2017-03-31 | 2018-10-04 | 本田技研工業株式会社 | Engine vehicle, inter-gear teeth error removal method for crank pulsar rotor, and device |
-
1997
- 1997-07-17 JP JP19283797A patent/JP3303732B2/en not_active Expired - Fee Related
Cited By (8)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2003510500A (en) * | 1999-09-30 | 2003-03-18 | ロベルト・ボッシュ・ゲゼルシャフト・ミト・ベシュレンクテル・ハフツング | Misfire detection method |
| JP2001182573A (en) * | 1999-12-22 | 2001-07-06 | Nissan Diesel Motor Co Ltd | Combustion control device for internal combustion engine |
| JP2005291182A (en) * | 2004-04-05 | 2005-10-20 | Denso Corp | Misfire detection device |
| JP5575319B1 (en) * | 2013-09-18 | 2014-08-20 | 三菱電機株式会社 | Misfire detection device and misfire detection method for internal combustion engine |
| JP2015068301A (en) * | 2013-09-30 | 2015-04-13 | 本田技研工業株式会社 | Fuel injection control device of engine |
| KR20180068487A (en) * | 2016-12-14 | 2018-06-22 | 현대자동차주식회사 | Method of misfire detection for catalyst damage |
| WO2018179340A1 (en) * | 2017-03-31 | 2018-10-04 | 本田技研工業株式会社 | Engine vehicle, inter-gear teeth error removal method for crank pulsar rotor, and device |
| JPWO2018179340A1 (en) * | 2017-03-31 | 2019-12-12 | 本田技研工業株式会社 | Inter-tooth error removal method and apparatus for engine vehicle and crank pulser rotor |
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| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP3303732B2 (en) | 2002-07-22 |
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