JPH1182086A - Method for controlling air-fuel ratio of internal combustion engine - Google Patents
Method for controlling air-fuel ratio of internal combustion engineInfo
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- JPH1182086A JPH1182086A JP24884397A JP24884397A JPH1182086A JP H1182086 A JPH1182086 A JP H1182086A JP 24884397 A JP24884397 A JP 24884397A JP 24884397 A JP24884397 A JP 24884397A JP H1182086 A JPH1182086 A JP H1182086A
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- Electrical Control Of Air Or Fuel Supplied To Internal-Combustion Engine (AREA)
- Combined Controls Of Internal Combustion Engines (AREA)
Abstract
Description
【０００１】[0001]
【発明の属する技術分野】本発明は内燃機関の空燃比制
御方法に関する。The present invention relates to a method for controlling an air-fuel ratio of an internal combustion engine.
【０００２】[0002]
【従来の技術】従来より、内燃機関のトルク変動量を検
出し、このトルク変動量が目標トルク変動量となるよう
に空燃比を制御する内燃機関が知られている。即ち、空
燃比がリーンになるほど機関で発生するＮＯX 量が減少
し、しかも燃料消費率が小さくなるので空燃比をできる
だけリーンにするのが好ましい。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
トルク変動量が大きくなって車両振動が増大し、斯くし
て車両の運転性が悪化する。そこでこの内燃機関では、
排出ＮＯX 量および燃料消費率をできるだけ低減し、同
時に車両の運転性の悪化をできるだけ低減しうるトルク
変動量領域内に目標トルク変動量を定め、トルク変動量
が目標トルク変動量となるように空燃比を制御してい
る。2. Description of the Related Art There has been known an internal combustion engine which detects a torque fluctuation amount of an internal combustion engine and controls an air-fuel ratio so that the torque fluctuation amount becomes a target torque fluctuation amount. That will reduce the amount of NO X produced by the engine as the air fuel ratio becomes lean, yet preferably as much as possible a lean air-fuel ratio because the fuel consumption rate is reduced. 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, vehicle vibration increases, and the drivability of the vehicle deteriorates. So in this internal combustion engine,
A target torque variation is set within a torque variation range in which the emission NO X amount and the fuel consumption rate are reduced as much as possible, and at the same time, the deterioration of the drivability of the vehicle is reduced as much as possible. The air-fuel ratio is controlled.
【０００３】ところが、この内燃機関にロックアップ機
構を備えたトルクコンバータを適用すると次のような問
題を生ずる。即ち、ロックアップがオンのときのときに
はクランクシャフトとトルクコンバータの入力軸とが直
結状態とされるのでこのときトルク変動が大きくなると
車両の運転性が悪化しやすく、これに対しロックアップ
がオフのときにはクランクシャフトの回転力がポンプカ
バーやタービンランナなどを介してトルクコンバータの
入力軸に伝達されるのでこのときトルク変動が大きくな
っても車両の運転性はそれほど悪化しない。従って、ロ
ックアップがオフのときに最適となるように上述の目標
トルク変動量を定めるとロックアップがオンのときに車
両の運転性が悪化し、ロックアップがオンのときに最適
となるように上述の目標トルク変動量を定めるとロック
アップがオフのときに排出ＮＯX量および燃料消費量を
十分に低減することができない。そこで、ロックアップ
がオンのときの目標トルク変動量をロックアップがオフ
のときの目標トルク変動量よりも小さく定めた空燃比制
御方法が公知である（特開平４−２２４２４５号公報参
照）。However, when a torque converter having a lock-up mechanism is applied to this internal combustion engine, the following problem occurs. That is, when lock-up is on, the crankshaft is directly connected to the input shaft of the torque converter. If the torque fluctuations are large at this time, the drivability of the vehicle is likely to deteriorate, whereas the lock-up is off. Sometimes, the rotational force of the crankshaft is transmitted to the input shaft of the torque converter via a pump cover, a turbine runner, or the like, so that the operability of the vehicle does not deteriorate so much even if the torque fluctuation increases. Therefore, if the target torque fluctuation amount is determined so as to be optimal when the lock-up is off, the drivability of the vehicle is deteriorated when the lock-up is on and is optimized when the lock-up is on. lockup when determining the target torque variation amount described above can not be sufficiently reduced emissions amount of nO X and the fuel consumption in the off. Therefore, there is known an air-fuel ratio control method in which the target torque fluctuation amount when lock-up is on is smaller than the target torque fluctuation amount when lock-up is off (see Japanese Patent Application Laid-Open No. 4-224245).
【０００４】[0004]
【発明が解決しようとする課題】しかしながら、ロック
アップクラッチのスリップ制御時におけるトルク変動に
基づく車両振動はロックアップがオンのときよりも小さ
く、ロックアップがオフのときよりも大きい。従って、
例えばロックアップクラッチのスリップ制御時の目標ト
ルク変動量をロックアップがオフのときのための目標ト
ルク変動量とすると車両の運転性が悪化し、ロックアッ
プクラッチのスリップ制御時の目標トルク変動量をロッ
クアップがオンのときのための目標トルク変動量とする
と排出ＮＯ X 量および燃料消費量を十分に低減すること
ができないという問題点がある。云い換えるとロックア
ップクラッチのスリップ量、即ちクランクシャフトとト
ルクコンバータの入力軸との回転数差に応じて目標トル
ク変動量を定める必要がある。上述の空燃比制御方法は
このことについて何ら示唆していない。However, the lock
For torque fluctuation during slip control of up clutch
Based vehicle vibration is smaller than when lockup is on
Larger than when lockup is off. Therefore,
For example, the target torque during slip control of the lock-up clutch
Set the target torque for when the lockup is off.
If the amount of torque fluctuation is considered, the drivability of the vehicle is
Locks the target torque fluctuation during clutch slip control.
Target torque fluctuation for when the backup is on
And emission NO XReduce fuel consumption and fuel consumption
There is a problem that can not be. In other words, Rockua
Slip amount, that is, the crankshaft and
Target torque according to the rotational speed difference from the input shaft of the Luc converter.
It is necessary to determine the amount of fluctuation. The air-fuel ratio control method described above
Nothing is suggested about this.
【０００５】[0005]
【課題を解決するための手段】上記問題点を解決するた
めに１番目の発明によれば、内燃機関の出力変動を検出
し、出力変動が目標出力変動となるように空燃比を制御
する内燃機関の空燃比制御方法において、ロックアップ
クラッチのスリップ量を検出し、このスリップ量に基づ
いて目標出力変動を補正するようにしている。即ち１番
目の発明によれば、ロックアップクラッチのスリップ量
に基づいて目標出力変動が補正されるのでスリップ量に
関わらず、即ちスリップ制御中にもスリップ制御中でな
いときにも車両の運転性の悪化が阻止されつつ燃料消費
率およびＮＯX の発生量が低減される。According to a first aspect of the present invention, there is provided an internal combustion engine for detecting an output fluctuation of an internal combustion engine and controlling an air-fuel ratio so that the output fluctuation becomes a target output fluctuation. In the air-fuel ratio control method of the engine, the slip amount of the lock-up clutch is detected, and the target output fluctuation is corrected based on the slip amount. That is, according to the first aspect, the target output fluctuation is corrected based on the slip amount of the lock-up clutch. while deterioration is prevented generation of the fuel consumption rate and NO X is reduced.
【０００６】また、上記問題点を解決するために２番目
の発明によれば、空燃比を検出し、空燃比が目標リーン
空燃比となるように空燃比を制御する内燃機関の空燃比
制御方法において、ロックアップクラッチのスリップ量
を検出し、このスリップ量に基づいて目標リーン空燃比
を補正するようにしている。即ち２番目の発明では、ロ
ックアップクラッチのスリップ量に基づいて目標リーン
空燃比が補正されるのでスリップ量に関わらず、即ちス
リップ制御中にもスリップ制御中でないときにも車両の
運転性の悪化が阻止されつつ燃料消費率およびＮＯX の
発生量が低減される。According to a second aspect of the present invention, there is provided an air-fuel ratio control method for an internal combustion engine which detects an air-fuel ratio and controls the air-fuel ratio so that the air-fuel ratio becomes a target lean air-fuel ratio. , The slip amount of the lock-up clutch is detected, and the target lean air-fuel ratio is corrected based on the detected slip amount. That is, in the second aspect, the target lean air-fuel ratio is corrected based on the slip amount of the lock-up clutch. Is reduced, and the fuel consumption rate and the amount of generated NO X are reduced.
【０００７】[0007]
【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.
【０００８】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。機関の出力軸またはクランクシャフト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。第１実施例ではロータ１４の外周上に３０°
クランク角度毎に外歯が形成されており、例えば１番気
筒の圧縮上死点を検出するために一部の外歯が削除され
ている。従ってこの外歯が削除された部分、即ち欠歯部
分を除いてクランク角センサ１５は出力軸１３が３０°
クランク角度回転する毎に出力パルスを発生し、この出
力パルスが入力ポート２６に入力される。The electronic control unit 20 is composed of a digital computer, and is connected to a ROM (read only memory) 22, a RAM (random access memory) 23, a CPU (microprocessor) 24, and a power supply connected to each other by a bidirectional bus 21. Backup RAM connected
25, an input port 26 and an output port 27. A rotor 14 with external teeth is attached to an output shaft or a crankshaft 13 of the engine. In the first embodiment, 30 °
External teeth are formed for each crank angle. For example, some external teeth are deleted to detect the compression top dead center of the first cylinder. Accordingly, the crank angle sensor 15 has an output shaft 13 of 30 ° except for the portion where the external teeth are deleted, that is, the tooth missing portion.
An output pulse is generated each time the crank angle rotates, and the output pulse is input to the input port 26.
【０００９】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。The air flow meter 6 generates an output voltage proportional to the amount of intake air, and this output voltage is input to an input port 26 via a corresponding AD converter 28. An idle switch 16 for detecting that the throttle valve 8 is at 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.
【００１０】図１に示されるように機関の出力軸１３は
自動変速機３０に連結され、自動変速機３０の出力軸３
１が駆動輪に連結される。自動変速機３０はトルクコン
バータ３２を備えており、このトルクコンバータ３２内
にロックアップ機構３３が設けられている。即ち、トル
クコンバータ３２は出力軸１３に連結されて出力軸１３
と共に回転するポンプカバー３４と、ポンプカバー３４
により支承されたポンプインペラ３５と、自動変速機３
０の入力軸３６に取付けられたタービンランナ３７と、
ステータ３７ａとを具備し、出力軸１３の回転運動がポ
ンプカバー３４、ポンプインペラ３５およびタービンラ
ンナ３７を介して入力軸３６に伝達される。As shown in FIG. 1, an output shaft 13 of the engine is connected to an automatic transmission 30, and an output shaft 3 of the automatic transmission 30 is provided.
1 is connected to the drive wheels. The automatic transmission 30 includes a torque converter 32, and a lock-up mechanism 33 is provided in the torque converter 32. That is, the torque converter 32 is connected to the output shaft 13 and
A pump cover 34 that rotates with the pump cover 34
Impeller 35 supported by the automatic transmission 3
A turbine runner 37 attached to the input shaft 36 of
The rotary motion of the output shaft 13 is transmitted to the input shaft 36 via the pump cover 34, the pump impeller 35, and the turbine runner 37.
【００１１】一方、ロックアップ機構３３は入力軸３６
に対してその軸線方向に移動可能に取付けられかつ入力
軸３６と共に回転するロックアップクラッチ板３８を具
備する。通常は、即ちロックアップオフ時には入力軸３
６内のオイル通路を介してロックアップクラッチ板３８
とポンプカバー３４間の部屋３９内に加圧オイルが供給
され、次いでこの部屋３９から流出した加圧オイルはポ
ンプインペラ３５およびタービンランナ３７の周りの部
屋４０内に送り込まれた後、入力軸３６内のオイル通路
を介して排出される。このときロックアップクラッチ板
３８両側の部屋３９，４０間の圧力差はほとんど生じな
いためにロックアップクラッチ板３８はポンプカバー３
４の内壁面から離れており、従ってこのときにはクラン
クシャフト１３の回転力はポンプカバー３４、ポンプイ
ンペラ３５およびタービンランナ３７を介して入力軸３
６に伝達される。なお、このときのロックアップクラッ
チのスリップ量ＮＳＬＰ、即ちクランクシャフトの回転
数Ｎと自動変換器３０の入力軸３６即ちタービンランナ
３７の回転数ＮＴとの差（Ｎ−ＮＴ）はかなり大きくな
っている。On the other hand, the lock-up mechanism 33 has an input shaft 36.
And a lock-up clutch plate 38 movably mounted in the axial direction with respect to the input shaft 36 and rotating together with the input shaft 36. Normally, that is, when the lock-up is off, the input shaft 3
6 through the oil passage in the lock-up clutch plate 38.
The pressurized oil is supplied into a room 39 between the pump cover 34 and the pump cover 34, and then the pressurized oil flowing out of the room 39 is fed into a room 40 around the pump impeller 35 and the turbine runner 37, and then the input shaft 36. It is discharged through an oil passage inside. At this time, since the pressure difference between the chambers 39 and 40 on both sides of the lock-up clutch plate 38 hardly occurs, the lock-up clutch plate 38 is
4 and, at this time, the rotational force of the crankshaft 13 is transmitted through the pump cover 34, the pump impeller 35 and the turbine runner 37 to the input shaft 3.
6 is transmitted. At this time, the difference (N-NT) between the slip amount NSLP of the lock-up clutch, that is, the rotational speed N of the crankshaft, and the rotational speed NT of the input shaft 36 of the automatic converter 30, that is, the turbine runner 37, becomes considerably large. I have.
【００１２】一方、ロックアップクラッチのスリップ制
御を行うべきときには入力軸３６内のオイル通路を介し
て部屋４０内に加圧オイルが供給され、部屋３９内のオ
イルは入力軸３６内のオイル通路を介して排出される。
このとき部屋４０内の圧力が部屋３９内の圧力よりも高
くなり、斯くしてロックアップクラッチ板３８がポンプ
カバー３４の内周面上に圧接されてクランクシャフトと
入力軸３６とがスリップしつつ回転する状態となる。こ
のときポンプカバー３４に対するロックアップクラッチ
板３８の圧接力が強くなればなるほどスリップ量ＮＳＬ
Ｐは小さくなり、従ってスリップ量ＮＳＬＰは部屋３
９，４０内に供給されるオイルを制御することによって
制御できる。なお、ロックアップクラッチのスリップ制
御時にはスリップ量ＮＳＬＰは約５０〜１５０r.p.m に
制御される。On the other hand, when the slip control of the lock-up clutch is to be performed, pressurized oil is supplied into the room 40 via the oil passage in the input shaft 36, and the oil in the room 39 passes through the oil passage in the input shaft 36. Is discharged through.
At this time, the pressure in the room 40 becomes higher than the pressure in the room 39, and thus the lock-up clutch plate 38 is pressed against the inner peripheral surface of the pump cover 34, and the crankshaft and the input shaft 36 slip. It will be in a rotating state. At this time, as the pressure contact force of the lock-up clutch plate 38 against the pump cover 34 increases, the slip amount NSL increases.
P becomes smaller, so that the slip amount NSLP becomes room 3
It can be controlled by controlling the oil supplied into 9,40. During the slip control of the lock-up clutch, the slip amount NSLP is controlled to about 50 to 150 rpm.
【００１３】ロックアップクラッチのスリップ制御時に
比べて部屋４０内に加圧オイルがさらに供給され、部屋
３９からオイルがさらに排出されるとロックアップクラ
ッチ板３８がポンプカバー３４の内周面上に強く圧接さ
れてクランクシャフトと入力軸３６とが同速度で回転す
る直結状態となり、斯くしてロックアップがオンとな
る。このときのスリップ量ＮＳＬＰは零である。部屋３
９，４０内へのオイルの供給制御、即ちロックアップ機
構３３のオン・オフ制御およびロックアップクラッチの
スリップ制御は自動変速機３０内に設けられた制御弁に
よって制御され、この制御弁は電子制御ユニット２０の
出力信号に基づいて制御される。また、自動変速機２０
内には変速作用を行うための多数のクラッチが設けられ
ており、これらのクラッチも電子制御ユニット２０の出
力信号に基づいて制御される。When the pressurized oil is further supplied into the room 40 and the oil is further discharged from the room 39 as compared with the slip control of the lock-up clutch, the lock-up clutch plate 38 is strongly placed on the inner peripheral surface of the pump cover 34. When pressed, the crankshaft and the input shaft 36 rotate directly at the same speed, so that the lockup is turned on. The slip amount NSLP at this time is zero. Room 3
The control of oil supply to the insides 9, 40, that is, the on / off control of the lock-up mechanism 33 and the slip control of the lock-up clutch are controlled by a control valve provided in the automatic transmission 30, and this control valve is controlled electronically. It is controlled based on the output signal of the unit 20. Also, the automatic transmission 20
A number of clutches for performing a shifting operation are provided therein, and these clutches are also controlled based on an output signal of the electronic control unit 20.
【００１４】また、自動変速機３０内には入力軸３６、
即ちタービンランナ３７の回転速度を表わす出力パルス
を発生する回転速度センサ４１および出力軸３１の回転
速度を表わす出力パルスを発生する回転速度センサ４２
が配置されており、これら回転速度センサ４１，４２の
出力パルスは入力ポート２６に入力される。第１実施例
では燃料噴射時間ＴＡＵが次式に基づいて算出される。The automatic transmission 30 has an input shaft 36,
That is, a rotation speed sensor 41 that generates an output pulse indicating the rotation speed of the turbine runner 37 and a rotation speed sensor 42 that generates an output pulse indicating the rotation speed of the output shaft 31
The output pulses of the rotation speed sensors 41 and 42 are input to the input port 26. In the first embodiment, the fuel injection time TAU is calculated based on the following equation.
【００１５】ＴＡＵ＝ＴＰ・ＦＬＥＡＮ・ＦＬＬＦＢ・
ＦＡＦ＋ＴＡＵＶ 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。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Ｒ
ＯＭ２２内に記憶されている。TAU = TP / FLEAN / FLLFFB /
FAF + TAUV 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. The basic fuel injection time TP indicates an injection time required to make the air-fuel ratio a stoichiometric air-fuel ratio. This basic fuel injection time TP
Is determined experimentally. The basic fuel injection time TP is calculated as a function of the engine load Q / N (intake air amount Q / engine speed N) and the engine speed N in advance in the form of a map shown in FIG.
It is stored in the OM 22.
【００１６】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。リーンリミットフィードバック補正係
数ＦＬＬＦＢ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。第１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〜ＦＬＬＦＢ33が
設定されている。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 a function of the engine load Q / N and the engine speed N in the form of a map shown in FIG. It is stored in the ROM 22 in advance. The lean limit feedback correction coefficient FLLFB is a correction coefficient for maintaining the air-fuel ratio at the lean limit. In the first embodiment, the 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. The lean limit feedback correction coefficients FLLFB 11 to FLLFB 33 are 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空燃比に制御される。
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
で第１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。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 a lean air-fuel ratio by the LLFB.
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 first embodiment, 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.
【００２０】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.
【００２１】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。また、第１実施例では図３のトルク変動制御領域内
に目標トルク変動量を定め、トルク変動量が目標トルク
変動量となるように空燃比を制御するようにしている。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. Further, in the first embodiment, the target torque fluctuation amount is determined in the torque fluctuation control region of FIG. 3, and the air-fuel ratio is controlled so that the torque fluctuation amount becomes the target torque fluctuation amount.
【００２２】ところが冒頭で述べたようにトルク変動が
車両振動に与える影響はロックアップクラッチのスリッ
プ量ＮＳＬＰに応じて変動し、従ってロックアップクラ
ッチのスリップ量ＮＳＬＰに応じて図３のトルク変動制
御領域を定める必要があり、云い換えるとスリップ量Ｎ
ＳＬＰに応じて目標トルク変動量を定める必要がある。
即ち、同一のトルク変動に対しスリップ量ＮＳＬＰが小
さいときほど車両振動が大きくなる。そこで、第１実施
例ではスリップ量ＮＳＬＰが小さいときほど目標トルク
変動量が小さくなるようにしている。However, as described at the beginning, the influence of the torque fluctuation on the vehicle vibration fluctuates according to the slip amount NSLP of the lock-up clutch. In other words, the slip amount N
It is necessary to determine the target torque fluctuation amount according to the SLP.
That is, the vehicle vibration increases as the slip amount NSLP decreases with respect to the same torque fluctuation. Therefore, in the first embodiment, the smaller the slip amount NSLP is, the smaller the target torque fluctuation amount is.
【００２３】第１実施例では目標トルク変動量ＬＶＬＬ
ＦＢが次式に基づいて算出される。 ＬＶＬＬＦＢ＝ＬＶＬＬＦＢＢ−ＤＬＴＦ ここでＬＶＬＬＦＢＢは基本目標トルク変動量を、ＤＬ
ＴＦはスリップ量補正係数を夫々示している。基本目標
トルク変動量ＬＶＬＬＦＢＢはロックアップがオフのと
きに最適な予め実験により求められた目標トルク変動量
であり、等しい変動値を実線で示した図６（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。この基本目標
トルク変動値ＬＶＬＬＦＢＢは図６（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。In the first embodiment, the target torque fluctuation amount LVLL
FB is calculated based on the following equation. LVLLFB = LVLLFB-DLTF Here, LVLLFB is the basic target torque variation, DL
TF indicates a slip amount correction coefficient. The basic target torque variation LVLLFBB is a target torque variation that is optimally obtained by an experiment in advance when the lockup is off, and the engine load Q as shown in FIG. The higher the / N, the larger the
It increases as the engine speed N increases. The basic target torque fluctuation value LVLLFBB 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.
【００２４】スリップ量補正係数ＤＬＴＦはスリップ量
ＮＳＬＰに応じて基本目標トルク変動量ＬＶＬＬＦＢＢ
を補正するものである。このスリップ量補正係数ＤＬＴ
Ｆはロックアップがオフのときには零に維持され、ロッ
クアップがオンまたはロックアップクラッチのスリップ
制御時には図７に示されるマップから算出される。即
ち、スリップ量補正係数ＤＬＴＦは図７に示されるよう
にスリップ量ＮＳＬＰが小さくなるほど大きくなる。な
お、図７においてＮＳＬＰ＝０はロックアップがオンの
場合を示している。スリップ量補正係数ＤＬＴＦが大き
くなるにつれて目標トルク変動量ＬＶＬＬＦＢが小さく
なるのでスリップ量ＮＳＬＰが小さくなるにつれて目標
トルク変動量ＬＶＬＬＦＢが小さくされることになる。
このようにするとスリップ量ＮＳＬＰに関わらず、即ち
スリップ制御中であるか否かに関わらず目標トルク変動
量ＬＶＬＬＦＢを最適にすることができる。なお、スリ
ップ量補正係数ＤＬＴＦはスリップ量ＮＳＬＰの関数と
して図７に示すマップの形で予めＲＯＭ２２内に記憶さ
れている。The slip amount correction coefficient DLTF is calculated based on the slip amount NSLP based on the basic target torque fluctuation amount LVLLFBB.
Is to be corrected. This slip amount correction coefficient DLT
F is maintained at zero when the lockup is off, and is calculated from the map shown in FIG. 7 when the lockup is on or the slip control of the lockup clutch is performed. That is, the slip amount correction coefficient DLTF increases as the slip amount NSLP decreases as shown in FIG. In FIG. 7, NSLP = 0 indicates a case where lock-up is on. As the slip amount correction coefficient DLTF increases, the target torque fluctuation amount LVLLFB decreases. Therefore, as the slip amount NSLP decreases, the target torque fluctuation amount LVLLFB decreases.
This makes it possible to optimize the target torque variation LVLLFB regardless of the slip amount NSLP, that is, regardless of whether the slip control is being performed. The slip amount correction coefficient DLTF is stored in the ROM 22 in advance in the form of a map shown in FIG. 7 as a function of the slip amount NSLP.
【００２５】ところで、ロックアップがオフのときには
前述したようにスリップ量ＮＳＬＰがかなり大きくなる
のでスリップ量ＮＳＬＰがしきい値例えば１５０ｒ．
ｐ．ｍ．よりも高くなったときにスリップ量補正係数Ｄ
ＬＴＦが零となるように図７に示すマップを定め、ロッ
クアップがオフのときにも図７のマップからスリップ量
補正係数ＤＬＴＦを算出するようにしてもよい。しかし
ながら、過渡運転時や変速時にはロックアップがオフで
あってもスリップ量ＮＳＬＰがしきい値よりも低くなる
場合があり、或いはスリップ制御中であってもスリップ
量ＮＳＬＰがしきい値よりも高くなる場合がある。そこ
で第１実施例ではロックアップがオフのときにはスリッ
プ量ＮＳＬＰに関わらずスリップ量補正係数ＤＬＴＦを
零に維持し、ロックアップがオンのときまたはスリップ
制御時に図７のマップを用いてスリップ量ＮＳＬＰに応
じスリップ量補正係数ＤＬＴＦを算出するようにしてい
る。When the lock-up is off, the slip amount NSLP becomes considerably large as described above.
p. m. The slip amount correction coefficient D
The map shown in FIG. 7 may be determined so that the LTF becomes zero, and the slip amount correction coefficient DLTF may be calculated from the map of FIG. 7 even when lockup is off. However, the slip amount NSLP may be lower than the threshold value during the transient operation or the shift even if the lockup is off, or the slip amount NSLP may be higher than the threshold value even during the slip control. There are cases. Therefore, in the first embodiment, when the lockup is off, the slip amount correction coefficient DLTF is maintained at zero regardless of the slip amount NSLP. The slip amount correction coefficient DLTF is calculated accordingly.
【００２６】トルク変動量が目標トルク変動量になるよ
うに制御されると、即ち図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。When the torque fluctuation amount is controlled to be equal to the target torque fluctuation amount, that is, when the torque fluctuation amount is controlled within the torque fluctuation control region shown in FIG. the generation amount of the NO x can be reduced by a large margin. However, in order to control the amount of torque fluctuation within the torque fluctuation control region, the amount of torque fluctuation must be detected.
【００２７】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、
或いは例えば特公平７−３３８０９号公報に開示されて
いるようにクランクシャフトの第１の角速度ωａの２乗
とクランクシャフトの第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 conventionally 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,
Alternatively, as disclosed in, for example, Japanese Patent Publication No. 7-33809, the torque fluctuation amount is calculated based on the difference between the square of the first angular velocity ωa of the crankshaft and the square of the second angular velocity ωb of the crankshaft. Method.
【００２８】即ち、各気筒において燃焼が行われると燃
焼圧によってクランクシャフトの角速度は第１の角速度
ωａから第２の角速度ωｂへ上昇せしめられる。このと
き、機関の回転慣性モーメントをＩとすると燃焼圧によ
って運動エネルギが（１／２）・Ｉωａ2 から（１／
２）・Ｉωｂ2 へ上昇せしめられる。概略的に云うとこ
の運動エネルギの上昇量（１／２）・Ｉ・（ωｂ2 −ω
ａ2 ）によってトルクが発生するので発生トルクは（ω
ｂ2 −ωａ2 ）に比例することになる。従って発生トル
クは第１の角速度ωａの２乗と第２の角速度ωｂの２乗
との差から求まることになり、従ってこのようにして求
めた発生トルクからトルク変動量を算出することができ
る。That is, when combustion is performed in each cylinder, the angular velocity of the crankshaft is increased from the first angular velocity ωa to the second angular velocity ωb by the combustion pressure. At this time, assuming that the rotational inertia moment of the engine is I, the kinetic energy is changed from (1/2) · Iωa 2 to (1 /
2) It is raised to Iωb 2 . Roughly speaking, the amount of increase in kinetic energy (1/2) · I · (ωb 2 −ω
a 2 ), the generated torque is (ω
b 2 −ωa 2 ). Accordingly, the generated torque is obtained from the difference between the square of the first angular velocity ωa and the square of the second angular velocity ωb. Therefore, the amount of torque fluctuation can be calculated from the generated torque thus obtained.
【００２９】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。そこで第１実施例では
発生トルクを角速度に基づき算出するようにし、その際
機関駆動系が捩り振動を生じたとしてもトルク変動量を
正確に検出しうるようにしている。The use of a combustion pressure sensor has the advantage that the torque generated by the cylinder to which the combustion pressure sensor is attached can be reliably detected, but has the disadvantage of requiring a combustion pressure sensor. On the other hand, the angular velocities ωa, ω
b can be calculated from the output signal of the crank angle sensor provided in the internal combustion engine, so that the angular velocities ωa, ω
When the output torque is calculated based on b, there is an advantage that it is not necessary to provide a new sensor. However, in this case, if the engine drive system generates torsional vibration, there is a problem that the torque fluctuation amount 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 first embodiment, the generated torque is calculated based on the angular velocity, and in this case, even if the engine drive system generates torsional vibration, the amount of torque fluctuation can be accurately detected.
【００３０】次に機関の出力変動およびトルク変動を算
出する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８
（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、第１実施例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. 8 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. Therefore, 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 first embodiment is 1-3-4-2.
【００３１】図８（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。第１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、３０°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／Ｔａ（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。In FIGS. 8A and 8B, the vertical axis T30 represents the elapsed time of the 30 ° crank angle from the time when the crank angle sensor 15 generates an output pulse to the time 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 first embodiment, 30 ° crank angle / Ta (i) is referred to as a first angular velocity ωa in the i-th cylinder, and 30 ° crank angle / Tb (i) is referred to as a second angular velocity ωb in the i-th cylinder. Therefore, 30 ° crank angle / Ta (1)
Represents the first angular velocity ωa of the first cylinder, and 30 ° crank angle / Tb (1) represents the second angular velocity ωb of the first cylinder.
【００３２】図８（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８（Ａ）は燃焼圧が比較的高い
場合を示しており、図８（Ｂ）は燃焼圧が比較的低い場
合を示している。図８（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. 8A and 8B, when the combustion starts and the combustion pressure increases, the elapsed time decreases from Ta (1) to Tb (1), and then. Tb
It rises again from (1). In other words, the angular velocity ω of the crankshaft is changed from the first angular velocity ωa to the second angular velocity ωb
And then fall again from the second angular velocity ωb. That is, the angular velocity ω of the crankshaft is determined by the combustion pressure.
Has been increased from the first angular velocity ωa to the second angular velocity ωb. FIG. 8A shows a case where the combustion pressure is relatively high, and FIG. 8B shows a case where the combustion pressure is relatively low. 8A and 8B, when the combustion pressure is high, the amount of decrease in the elapsed time (Ta (i) -Tb (i)) is larger than when the combustion pressure is low, and therefore the angular velocity ω 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.
【００３３】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.
【００３４】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８（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 −ωａ
2 ）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ＢＴＤＣ３０
°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。Thus, by detecting the first angular velocity ωa and the second angular velocity ωb, 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. 8A and 8B slightly differ depending on the engine, and 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 −ωa) depending on the engine.
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 the BTDC 30 before the compression top dead center.
° to TDC, and the crank angle range for detecting the second angular velocity ωb is from ATDC 90 ° to ATDC 120 °.
It is possible that
【００３５】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.
【００３６】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９および図１０を参照しつつ説明
する。As described above, if the angular velocities ωa and ωb are detected, the driving force and torque generated by the corresponding cylinder can be calculated based on the detected values. However, in the engine drive system, torsional vibration oscillating at the natural frequency of the drive system 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.
【００３７】図９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９に示されるように周期的に増大減少するこ
とになる。FIG. 9 shows an elapsed time Ta sequentially calculated for each cylinder when torsional vibration occurs in the engine drive system.
The change of (i) is shown. When torsional vibration occurs in the engine drive system, the torsional vibration causes the angular velocity of the crankshaft to periodically increase and decrease, so that the elapsed time Ta
(I) periodically increases and decreases as shown in FIG.
【００３８】一方、図１０は図９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１
０に示されるように経過時間Ｔａ（ｉ）はＴａ（１）と
Ｔａ（３）との間でｈｏ時間だけ減少しており、このｈ
ｏ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Ｔ
ａ（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. 10 shows the elapsed time Ta in FIG.
The portion where (i) is decreasing is shown in an enlarged manner. FIG.
As shown by 0, the elapsed time Ta (i) decreases by the ho time between Ta (1) and Ta (3), and this h
It is considered that the decrease in the o 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 T
It is represented by the difference between the dashed line connecting a (3) and the horizontal line passing through Ta (1). Therefore, Ta (1) and Tb (1)
The elapsed time is reduced by h due to the torsional vibration.
【００３９】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) decreases 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.
【００４０】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１１を参照しつつ説明する。多気筒内燃機関、例
えば図１に示されるような４気筒内燃機関では１番気筒
および２番気筒において大きなクランクシャフト自体の
捩り振動が発生する。即ち、クランクシャフト自体の捩
り振動がほとんど発生しない気筒、例えば３番気筒＃３
では図１１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, a 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 itself hardly occurs, for example, the third cylinder # 3
Now, 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.
【００４１】そこで第１実施例では機関駆動系の捩り振
動が発生しても、またクランクシャフト自体の捩り振動
が発生しても真の機関の出力変動或いはトルク変動を算
出することができる方法を採用している。次にこの算出
方法について図１２を参照しつつ説明する。図１２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 first embodiment, a method capable of calculating a true engine output fluctuation or torque fluctuation even if torsional vibration of the engine drive system or torsion vibration of the crankshaft itself occurs. Has adopted. Next, this calculation method will be described with reference to FIG. In FIG. 12, Ta (1) j-1 and Tb (1) j-1 are cylinders # 1
1 represents the elapsed time during the preceding combustion, and Ta
(1) j and Tb (1) j represents the elapsed time during the next combustion of the first cylinder # 1. On the other hand, Ta (3)
j-1 is performed following the combustion of the first cylinder # 1 3
The elapsed time during the previous combustion of the # 3 cylinder # 3 is shown, and Ta (3) j represents the elapsed time during the next combustion of the # 3 cylinder # 3.
【００４２】まず初めにＴａ（１）j とＴａ（１）j-1
との差ＤＴａ（１）（＝Ｔａ（１） j −Ｔａ（１）
j-1 ）、およびＴａ（３）j とＴｂ（３）j-1 との差Ｄ
Ｔａ（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ＡＴＤＣ６０°
からＡＴＤＣ９０°までの仮想の経過時間をＴｂ′
（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１３に示されるようになる。First, Ta (1)jAnd Ta (1)j-1
DTa (1) (= Ta (1) j-Ta (1)
j-1 ), And Ta (3)jAnd Tb (3)j-1 And the difference D
Ta (3) (= Ta (3)j-Ta (3)j-1 ) And
Confuse. Next, the output torque of the first cylinder # 1 during the preceding combustion and
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
Is the virtual elapsed time from Tb 'to ATDC 90 °
(1)jAnd Tb '(1)jAnd Tb (1)j-1 When
Difference Kb (1) (= Tb '(1)j-Tb (1)j-1 )
Ask for. These differences DTa (1), Kb (1) and
When DTa (3) is rewritten as a height on a straight line,
As shown in FIG.
【００４３】図１３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１３
からわかるように１番気筒＃１の先の燃焼時の出力トル
クと次の燃焼時の出力トルクとが同一であると仮定した
場合に経過時間差Ｋｂ（１）は次式で表される。As shown in FIG. 13, 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.
【００４４】 Ｋｂ（１）＝（２ＤＴａ（１）＋ＤＴａ（３））／３ ところで１番気筒＃１の先の燃焼時の出力トルクと次の
燃焼時の出力トルクとが同一であると仮定したときの１
番気筒＃１の仮想の経過時間Ｔｂ′（１）j は次式で表
される。 Ｔｂ′（１）j ＝Ｔｂ（１）j-1 ＋Ｋｂ（１） 従って１番気筒＃１の先の燃焼時の出力トルクと次の燃
焼時における出力トルクが同一であると仮定したときの
１番気筒＃１の次の燃焼時における仮想の出力トルクＤ
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 一方、１番気筒＃１の次の燃焼時におけるＡＴＤＣ６０
°からＡＴＤＣ９０°までの実際の経過時間Ｔｂ（１）
j を用いて実際の出力トルクを算出するとこの出力トル
クＤＮ（１）は次式で表される。Kb (1) = (2DTa (1) + DTa (3)) / 3 By the way, it is assumed that the output torque of the first cylinder # 1 during the previous combustion is the same as the output torque during the next combustion. Time 1
The virtual elapsed time Tb ′ (1) j of the cylinder # 1 is expressed by the following equation. Tb '(1) j = Tb (1) j-1 + Kb (1) Accordingly, when the output torque of the first cylinder # 1 during the previous combustion is assumed to be the same as the output torque during the next combustion, 1 Virtual output torque D during the next combustion of cylinder # 1
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 ATDC60 at the time of the next combustion of the first cylinder # 1
Actual elapsed time Tb (°) to ATDC 90 ° (1)
When the actual output torque is calculated using j , this output torque DN (1) is expressed by the following equation.
【００４５】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。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.
【００４６】ＤＬＮ（ｉ）＝ＤＮＳ（ｉ）−ＤＮ（ｉ）
＝｛３０°／Ｔｂ′（ｉ）｝2−｛３０°／Ｔｂ
（ｉ）｝2 即ち、ｉ番気筒のトルク変動量はｉ番気筒の仮想の第２
の角速度の２乗と実際の第２の角速度の２乗との偏差か
ら求まることになる。このような方法でもってトルク変
動量を算出することによって機関駆動系に捩り振動が発
生したとしても、更にクランクシャフト自体に捩り振動
が発生したとしても各気筒のトルク変動量を正確に検出
できることになる。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。
そこで第１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１４を参照しつつ説明す
る。DLN (i) = DNS (i) -DN (i)
= {30 ° / Tb '(i)} 2- {30 ° / Tb
(I)｝ 2 That is, the torque fluctuation amount of the i-th cylinder is the virtual second
And the square of the actual second angular velocity. By calculating the amount of torque fluctuation by such a method, it is possible to accurately detect the amount of torque fluctuation of each cylinder even if torsional vibration occurs in the engine drive system or even if torsional vibration occurs in the crankshaft itself. Become. 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 accurately detected. Can not do it.
Therefore, in the first embodiment, each elapsed time Ta (i), Tb is detected so that the amount of torque fluctuation of each cylinder can be accurately detected even if the interval between the external teeth of the rotor 14 varies.
(I) is corrected. Next, the elapsed time Ta
The correction method (i) will be described with reference to FIG.
【００４７】第１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 first embodiment, 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.
【００４８】図１４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１４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１４の実線からずれている場合には図１４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。そこで第１実施例では経過時間Ｔａ（ｉ）が図１
４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１４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. 14 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. 14, and the detected elapsed time Ta
When (i) deviates from the solid line in FIG. 14, it is considered that the interval between the external teeth for detecting the elapsed time Ta (i) deviating from the solid line in FIG. 14 deviates from the regular interval. . Therefore, in the first embodiment, the elapsed time Ta (i) is different from that in FIG.
In the case of deviation from the straight line shown in FIG.
The elapsed time Ta is set so that (i) is located on the solid line in FIG.
(I) is corrected by the correction coefficient KTa (i).
【００４９】具体的に云うと、第１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），ＡＡ
Ｖ（３）を次式より求める。More specifically, in the first embodiment, 720 ° is used.
The four cylinders in the crank angle range (j-1), (j) ...
Average value TaAV of elapsed time Ta (i)j-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｝,
Are sequentially calculated. Next, each elapsed time Ta (4)j-1 ,
Ta (2)j-1 , Ta (1)j, Ta (3)jIs the average
TaAVj-1 From the average value TaAVjAverage constant up to
Considering that it increased with the growth rate, the average constant growth rate
The progress of each cylinder when it is considered that it has increased
Time AAV (4), AAV (2), AAV (1), AA
V (3) is obtained from the following equation.
【００５０】ＡＡＶ（４）＝（ＴａＡＶj −ＴａＡＶ
j-1 ）・（１／８）＋ＴａＡＶj-1 ＡＡＶ（２）＝（ＴａＡＶj −ＴａＡＶj-1 ）・（３／
８）＋ＴａＡＶj-1 ＡＡＶ（１）＝（ＴａＡＶj −ＴａＡＶj-1 ）・（５／
８）＋ＴａＡＶj-1 ＡＡＶ（３）＝（ＴａＡＶj −ＴａＡＶj-1 ）・（７／
８）＋ＴａＡＶj-1 次いで次式に基づき各気筒についてこれら経過時間ＡＡ
Ｖ（４），ＡＡＶ（２），ＡＡＶ（１），ＡＡＶ（３）
に対する実際に検出された経過時間Ｔａ（４） j-1 ，Ｔ
ａ（２）j-1 ，Ｔａ（１）j ，Ｔａ（３）j のずれ割合
ＫＡＦＣ（４），ＫＡＦＣ（２），ＫＡＦＣ（１），Ｋ
ＡＦＣ（３）を求める。AAV (4) = (TaAVj-TaAV
j-1 ) ・ (1/8) + TaAVj-1 AAV (2) = (TaAVj-TaAVj-1 ) ・ (3 /
8) + TaAVj-1 AAV (1) = (TaAVj-TaAVj-1 ) ・ (5 /
8) + TaAVj-1 AAV (3) = (TaAVj-TaAVj-1 ) ・ (7 /
8) + TaAVj-1 Next, the elapsed time AA for each cylinder is calculated based on the following equation.
V (4), AAV (2), AAV (1), AAV (3)
Elapsed time Ta (4) actually detected with respect to j-1 , T
a (2)j-1 , Ta (1)j, Ta (3)jDeviation ratio
KAFC (4), KAFC (2), KAFC (1), K
Find AFC (3).
【００５１】ＫＡＦＣ（４）＝｛Ｔａ（４）j-1 −ＡＡ
Ｖ（４）｝／ＡＡＶ（４） ＫＡＦＣ（２）＝｛Ｔａ（２）j-1 −ＡＡＶ（２）｝／
ＡＡＶ（２） ＫＡＦＣ（１）＝｛Ｔａ（１）j −ＡＡＶ（１）｝／Ａ
ＡＶ（１） ＫＡＦＣ（３）＝｛Ｔａ（３）j −ＡＡＶ（３）｝／Ａ
ＡＶ（３） 次に次式を用いて基本補正係数ＫＴａＢ（ｉ）を各気筒
毎に求める。KAFC (4) = ｛Ta (4) j−1 −AA
V (4)｝ / AAV (4) KAFC (2) = {Ta (2) j−1 −AAV (2)} /
AAV (2) KAFC (1) = {Ta (1) j −AAV (1)} / A
AV (1) KAFC (3) = {Ta (3) j −AAV (3)} / A
AV (3) Next, a basic correction coefficient KTaB (i) is obtained for each cylinder using the following equation.
【００５２】ＫＴａＢ（ｉ）＝ＫＴａ（ｉ）j-1 −ＫＡ
ＦＣ（ｉ）／４ 即ち、各気筒に対するこれまでの補正係数ＫＴａ（ｉ）
j-1 からずれ割合ＫＡＦＣ（ｉ）の１／４を減算するこ
とによって基本補正係数ＫＴａＢ（ｉ）が算出される。
次いで基本補正係数ＫＴａＢ（ｉ）の平均値ｔＫＴａＭ
が次式に基づき算出される。KTaB (i) = KTa (i) j-1 -KA
FC (i) / 4 That is, the previous correction coefficient KTa (i) for each cylinder
The basic correction coefficient KTaB (i) is calculated by subtracting 1/4 of the deviation ratio KAFC (i) from j-1 .
Next, the average value tKTaM of the basic correction coefficient KTaB (i)
Is calculated based on the following equation.
【００５３】ｔＫＴａＭ＝｛ＫＴａＢ（１）＋ＫＴａＢ
（２）＋ＫＴａＢ（３）＋ＫＴａＢ（４）｝／４ 次いで次式に示されるように各基本補正係数ＫＴａＢ
（ｉ）から平均値ｔＫＴａＭを減算することによって各
気筒に対する補正係数ＫＴａ（ｉ）が算出される。TKTaM = ｛KTaB (1) + KTaB
(2) + KTaB (3) + KTaB (4)｝ / 4 Then, as shown in the following equation, each basic correction coefficient KTaB
The correction coefficient KTa (i) for each cylinder is calculated by subtracting the average value tKTaM from (i).
【００５４】 ＫＴａ（ｉ）＝ＫＴａＢ（ｉ）−ｔＫＴａＭ 上述したように補正係数ＫＴａ（ｉ）j-1 をずれ割合Ｋ
ＡＦＣ（ｉ）に基づいて直接補正せず、一旦基本補正係
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ＫＡ
ＦＣ（１）が存在し、このずれ割合ＫＡＦＣ（１）に基
づいて１番気筒＃１の補正係数ＫＴａ（１）のみを補正
したとする。この場合、１番気筒＃１のみの経過時間Ｔ
ａ（１）が増大又は減少せしめられる。しかしながら１
番気筒＃１のみの経過時間Ｔａ（１）が増大又は減少せ
しめられると今度は残りの気筒＃２，＃３，＃４の補正
係数ＫＴａ（２），ＫＴａ（３），ＫＴａ（４）がずれ
を生じることになる。KTa (i) = KTaB (i) −tKTaM As described above, the correction coefficient KTa (i) j−1 is set to the deviation ratio K.
The reason why the basic correction coefficient KTaB (i) is once obtained without directly correcting based on AFC (i) is as follows. For example, the deviation ratio KA only for the first cylinder # 1
It is assumed that FC (1) exists and only the correction coefficient KTa (1) of the first cylinder # 1 is corrected based on the deviation ratio KAFC (1). In this case, the elapsed time T of only the first cylinder # 1
a (1) is increased or decreased. However 1
When the elapsed time Ta (1) of only the cylinder # 1 is increased or decreased, the correction coefficients KTa (2), KTa (3), and KTa (4) of the remaining cylinders # 2, # 3, and # 4 are increased. A shift will occur.
【００５５】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 remaining cylinders ##
2, # 3, # 4 correction coefficients KTa (2), KTa
(3), KTa (4) is reduced and KTa
(1), KTa (2), KTa (3) and KTa
The sum of (4) is always maintained at zero. Thus, KTa
(1), KTa (2), KTa (3) and KTa
Each correction coefficient KTa is such that the sum of (4) is always zero.
When (i) is corrected, one of the correction coefficients KTa
Even if (i) is corrected, other correction coefficients KTa (i) do not shift.
【００５６】図１４に示される実施例では例えば１番気
筒＃１の経過時間Ｔａ（１）j が平均的な一定の増大率
でもって増大したと考えたときの経過時間ＡＡＶ（１）
よりも大きいときには１番気筒＃１に対するずれ割合Ｋ
ＡＦＣ（１）が正の値となる。その結果補正係数ＫＴａ
（１）は、ずれ割合ＫＡＦＣ（１）が零となるまで減少
せしめられ、ずれ割合ＫＡＦＣ（１）が零になると補正
係数ＫＴａ（１）の値は一定値に落ち着くことになる。
このとき経過時間Ｔａ（１）は経過時間ＡＶＶ（１）に
一致する。全ての気筒についての補正係数ＫＴａ（ｉ）
が一定値に落ち着くとロータ１４の回転速度が一定のと
きには補正係数ＫＴａ（ｉ）を用いて補正された各気筒
の経過時間Ｔａ（ｉ）は全て等しくなる。従ってロータ
１４の外歯の間隔にばらつきがあったとしても各気筒の
トルク変動を正確に検出することができる。In the embodiment shown in FIG. 14, for example, the elapsed time AAV (1) when the elapsed time Ta (1) j of the first cylinder # 1 is considered to have increased at an average constant increasing rate.
Is larger than the displacement ratio K with respect to the first cylinder # 1.
AFC (1) has a positive value. As a result, the correction coefficient KTa
(1) is decreased until the deviation ratio KAFC (1) becomes zero, and when the deviation ratio KAFC (1) becomes zero, the value of the correction coefficient KTa (1) becomes a constant value.
At this time, the elapsed time Ta (1) matches the elapsed time AVV (1). Correction coefficient KTa (i) for all cylinders
Reaches a constant value, when the rotation speed of the rotor 14 is constant, the elapsed time Ta (i) of each cylinder corrected using the correction coefficient KTa (i) becomes equal. Therefore, even if the interval between the external teeth of the rotor 14 varies, the torque variation of each cylinder can be accurately detected.
【００５７】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１２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１５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１５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. 15 shows the variation 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.
【００５８】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１５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１３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, in FIG. 15, for example, if 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. 13 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.
【００５９】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
第１実施例では振幅ＡＭＰが大きいときにはＤＴａ
（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。The DT of the cylinder in which the 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 first embodiment, when the amplitude AMP is large, DTa
For the cylinder in which (i) becomes the maximum or minimum, the output fluctuation amount or the torque fluctuation amount is not obtained, and DTa (i) suddenly changes with respect to DTa (i) of the cylinder in which the combustion was performed immediately before. The output fluctuation amount or the torque fluctuation amount is not determined for the cylinder.
【００６０】次に図１６から図２７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２７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１６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１６
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１７から図２０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２１から図２３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２５に示されて
いる。次いでトルク変動値の算出に用いるカウンタＣＤ
ＬＮＩＸの処理ルーチンに進む。このルーチンは図２６
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. 27 shows the calculation timing of each value performed in each routine. FIG. 16 shows an interrupt routine performed every 30 ° crank angle. FIG.
First, the process proceeds to a routine (step 100) for calculating the elapsed time difference DTa (i) and the elapsed time Tb (i). This routine is shown in FIGS. Next, the routine proceeds to a routine (step 200) for checking whether calculation of torque fluctuation is permitted. This routine is shown in FIGS. Next, the routine proceeds to a routine (step 300) for calculating the torque fluctuation. This routine is shown in FIG. Next, a counter CD used for calculating the torque fluctuation value
The process proceeds to the LNIX processing routine. This routine is shown in FIG.
Is shown in
【００６１】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１７から図２０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. 17 to 20 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.
【００６２】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 the i-th cylinder is at ATDC 30 ° or not. 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.
【００６３】これに対してステップ１０３において現在
ｉ番気筒のＡＴＤＣ３０°であると判別されたときには
ステップ１０４に進んで７２０°クランク角度前に算出
された経過時間Ｔａ（ｉ）がＴａＯ（ｉ）とされる。次
いでステップ１０５では次式に基づいてｉ番気筒のＴＤ
ＣからＡＴＤＣ３０°までの最終的な経過時間Ｔａ
（ｉ）が算出される。On the other hand, when it is determined in step 103 that the ATDC of the i-th cylinder is 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.
【００６４】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.
【００６５】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。第１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２７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Ｔ
ａ（２）が算出されるとフラグＸＣＡＬ（４）がセット
される。Next, at step 106, the elapsed time difference DTa (i) (= Ta (i) is obtained by subtracting the elapsed time TaO (i) calculated 720 ° crank angle before from the currently calculated elapsed time Ta (i). -TaO (i))
Is calculated. Next, at step 107, it is determined whether or not the ATDC of the second cylinder # 2 is 30 °. When the ATDC of the second cylinder # 2 is not 30 °, the process jumps to step 110, and the combustion is performed immediately before (i-
1) A flag XCAL (i-1) indicating that the torque variation of the cylinder No. should be calculated is set (XCAL (i-1) ←
"1"). Next, the routine proceeds to step 111. In the first embodiment, as described above, since the ignition order is 1-3-4-2, assuming that the ATDC of the first cylinder # 1 is 30 ° at present, the ignition of the second cylinder # 2 in which the combustion was performed immediately before is performed. A flag XCAL (2) indicating that the torque variation should be calculated is set. Similarly, as shown in FIG. 27, the flag XCAL (1) is set when the final elapsed time Ta (3) is calculated, and the flag XCAL (3) is calculated when the final elapsed time Ta (4) is calculated. Is set, and the final elapsed time T
When a (2) is calculated, the flag XCAL (4) is set.
【００６６】一方、ステップ１１１において現在ｉ番気
筒のＡＴＤＣ９０°であると判別されたときにはステッ
プ１１２に進んで７２０°クランク角度前に算出された
経過時間Ｔｂ（ｉ）がＴｂＯ（ｉ）とされる。次いでス
テップ１１３では次式に基づいてｉ番気筒のＡＴＤＣ６
０°からＡＴＤＣ９０°までの最終的な経過時間Ｔｂ
（ｉ）が算出される。On the other hand, when it is determined in step 111 that the ATDC of the i-th cylinder is 90 °, the routine 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.
【００６７】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（１））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（１））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 (1)).
Also in this case, the value (1 + KTb (1)) 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.
【００６８】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１４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１４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１９に示されている。On the other hand, when it is determined in step 107 that the ATDC of the second cylinder # 2 is 30 ° at present, 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.
【００６９】図１９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１４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
１４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１４
に示す経過時間ＡＡＶ（４），ＡＡＶ（２），ＡＡＶ
（１），ＡＡＶ（３）が次のようにして算出される。Referring to FIG. 19, 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.
° 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 14j-1 , Ta (3) j-1 , Ta
(4)j-1 , Ta (2)j-1 Is equivalent to)
FIG. 14 when it is considered that it has increased at a certain constant increase rate
Elapsed time AAV (4), AAV (2), AAV
(1), AAV (3) is calculated as follows.
【００７０】ＡＡＶ（４）＝（ＴａＡＶj −ＴａＡＶ
j-1 ）・（１／８）＋ＴａＡＶj-1 ＡＡＶ（２）＝（ＴａＡＶj −ＴａＡＶj-1 ）・（３／
８）＋ＴａＡＶj-1 ＡＡＶ（１）＝（ＴａＡＶj −ＴａＡＶj-1 ）・（５／
８）＋ＴａＡＶj-1 ＡＡＶ（３）＝（ＴａＡＶj −ＴａＡＶj-1 ）・（７／
８）＋ＴａＡＶj-1 次いでステップ１２２では次式に基づいてこれら経過時
間ＡＡＶ（４），ＡＡＶ（２），ＡＡＶ（１），ＡＡＶ
（３）に対する実際に検出された経過時間ＴａＯ
（４），ＴａＯ（２），Ｔａ（１），Ｔａ（３）のずれ
割合ＫＡＦＣ（４），ＫＡＦＣ（２），ＫＡＦＣ
（１），ＫＡＦＣ（３）が算出される。ここでＴａＯ
（４），ＴａＯ（２），Ｔａ（１），Ｔａ（３）は夫々
図１４に示されるＴａ（４）j-1 ，Ｔａ（２）j-1 ，Ｔ
ａ（１）j ，Ｔａ（３）j に相当する。AAV (4) = (TaAV j −TaAV
j-1 ). (1/8) + TaAV j-1 AAV (2) = (TaAV j -TaAV j-1 ). (3 /
8) + TaAV j−1 AAV (1) = (TaAV j −TaAV j−1 ) · (5 /
8) + TaAV j−1 AAV (3) = (TaAV j −TaAV j−1 ) · (7 /
8) + TaAV j-1 Next, at step 122, these elapsed times AAV (4), AAV (2), AAV (1), AAV
Elapsed time TaO actually detected for (3)
(4), TaO (2), Ta (1), Ta (3) deviation ratio KAFC (4), KAFC (2), KAFC
(1), KAFC (3) is calculated. Here TaO
(4), TaO (2), Ta (1), Ta (3) are Ta (4) j−1 , Ta (2) j−1 , T
a (1) j and Ta (3) j .
【００７１】ＫＡＦＣ（４）＝｛ＴａＯ（４）−ＡＡＶ
（４）｝／ＡＡＶ（４） ＫＡＦＣ（２）＝｛ＴａＯ（２）−ＡＡＶ（２）｝／Ａ
ＡＶ（２） ＫＡＦＣ（１）＝｛Ｔａ（１）−ＡＡＶ（１）｝／ＡＡ
Ｖ（１） ＫＡＦＣ（３）＝｛Ｔａ（３）−ＡＡＶ（３）｝／ＡＡ
Ｖ（３） 次いでステップ１２３では補正係数ＫＴａ（ｉ）の学習
条件が成立しているか否かが判別される。例えば燃料供
給停止から一定時間経過しており、機関回転数が予め定
められた範囲内にあり、かつ車両が悪路を走行していな
いとき、例えば図１５に示される経過時間差ＤＴａ
（ｉ）の振幅ＡＭＰが設定値を越えていないときに学習
条件が成立していると判断される。学習条件が成立して
いないときにはステップ１２８に進んでずれ量ＫＡＦＣ
（ｉ）の積算値ＫＡＦＣＩ（ｉ）が零とされ、次いでス
テップ１２９において積算カウント値ＣＫＡＦＣがクリ
アされる。KAFC (4) = ｛TaO (4) -AAV
(4)｝ / AAV (4) KAFC (2) = {TaO (2) −AAV (2)} / A
AV (2) KAFC (1) = {Ta (1) -AAV (1)} / AA
V (1) KAFC (3) = {Ta (3) -AAV (3)} / AA
V (3) Next, in step 123, it is determined whether or not the learning condition of the correction coefficient KTa (i) is satisfied. For example, when a certain time has elapsed since the fuel supply was stopped, the engine speed is within a predetermined range, and the vehicle is not traveling on a rough road, for example, the elapsed time difference DTa shown in FIG.
When the amplitude AMP in (i) does not exceed the set value, it is determined that the learning condition is satisfied. If the learning condition is not satisfied, the routine proceeds to step 128, where the deviation amount KAFC
The integrated value KAFCI (i) of (i) is set to zero, and then at step 129, the integrated count value CKAFC is cleared.
【００７２】これに対して学習条件が成立している場合
にはステップ１２４に進んで各気筒に対するずれ量ＫＡ
ＦＣ（ｉ）が対応する積算値ＫＡＦＣＩ（ｉ）に加算さ
れ、次いでステップ１２５において積算カウント値ＣＫ
ＡＦＣが１だけインクリメントされる。次いでステップ
１２６では積算カウント値ＣＫＡＦＣが８になったか否
かが判別される。積算カウント値ＣＫＡＦＣが８でない
ときには処理サイクルを完了し、積算カウント値ＣＫＡ
ＦＣが８になるとステップ１２７に進んで補正係数ＫＴ
ａ（ｉ）が算出される。即ち、各気筒についてずれ量Ｋ
ＡＦＣ（ｉ）が８回積算されるとステップ１２７に進ん
で補正係数ＫＴａ（ｉ）が算出される。On the other hand, if the learning condition is satisfied, the routine proceeds to step 124, where the deviation KA for each cylinder is determined.
FC (i) is added to the corresponding integrated value KAFCI (i), and then at step 125, the integrated count value CK
AFC is incremented by one. Next, at step 126, it is determined whether or not the integrated count value CKAFC has reached 8. When the accumulated count value CKAFC is not 8, the processing cycle is completed, and the accumulated count value CKA
When FC becomes 8, the routine proceeds to step 127, where the correction coefficient KT
a (i) is calculated. That is, the deviation amount K for each cylinder
When AFC (i) is integrated eight times, the routine proceeds to step 127, where the correction coefficient KTa (i) is calculated.
【００７３】ステップ１２７では次のようにして補正係
数ＫＴａ（ｉ）が算出される。即ち、まず初めに各積算
値ＫＡＦＣＩ（ｉ）がＫＡＦＣＥ（ｉ）に置き換えられ
る。次いで次式に基づき基本補正係数ＫＴａＢ（ｉ）が
算出される。 ＫＴａＢ（ｉ）＝ＫＴａ（ｉ）−（ＫＡＦＣＩ（ｉ）／
８）／４ 即ち、実際に検出された経過時間Ｔａ（ｉ）が平均的な
一定の増大率でもって増大したと考えたときの経過時間
ＡＡＶ（ｉ）に対してずれを生じている場合には現在の
補正係数ＫＴａ（ｉ）を積算値ＫＡＦＣＩ（ｉ）の平均
値の１／４だけ修正した値が基本補正係数ＫＴａＢ
（ｉ）とされる。次いで次式に基づき全気筒に対する基
本補正係数ＫＴａＢ（ｉ）の平均値ｔＫＴａＭが算出さ
れる。In step 127, the correction coefficient KTa (i) is calculated as follows. That is, first, each integrated value KAFCI (i) is replaced with KAFCE (i). Next, a basic correction coefficient KTaB (i) is calculated based on the following equation. KTaB (i) = KTa (i)-(KAFCI (i) /
8) / 4 That is, when the elapsed time Ta (i) actually detected is shifted from the elapsed time AAV (i) when it is considered that the elapsed time Ta (i) increases at an average constant increase rate. Is the basic correction coefficient KTaB obtained by correcting the current correction coefficient KTa (i) by ４ of the average value of the integrated value KAFCI (i).
(I). Next, the average value tKTaM of the basic correction coefficient KTaB (i) for all cylinders is calculated based on the following equation.
【００７４】ｔＫＴａＭ＝（ＫＴａＢ（１）＋ＫＴａＢ
（２）＋ＫＴａＢ（３）＋ＫＴａＢ（４））／４ 次いで次式に示されるように基本補正係数ＫＴａＢ
（ｉ）をその平均値ｔＫＴａＭでもって修正することに
より補正係数ＫＴａ（ｉ）が更新される。 ＫＴａ（ｉ）＝ＫＴａＢ（ｉ）−ｔＫＴａＭ このようにして減速運転中の燃料噴射停止時に各気筒に
対する補正係数ＫＴａ（ｉ）の更新が行われる。TKTaM = (KTaB (1) + KTaB
(2) + KTaB (3) + KTaB (4)) / 4 Then, as shown in the following equation, the basic correction coefficient KTaB
By correcting (i) with its average value tKTaM, the correction coefficient KTa (i) is updated. KTa (i) = KTaB (i) -tKTaM In this way, the correction coefficient KTa (i) for each cylinder is updated when fuel injection is stopped during deceleration operation.
【００７５】一方、図１８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２０に示されている。On the other hand, if it is determined in step 114 of FIG. 18 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 by the same method as used 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.
【００７６】図２０を参照するとまず初めにステップ１
３０において減速運転中の燃料供給停止時であるか否か
が判別される。減速運転中の燃料供給停止時でないとき
には処理サイクルを完了し、減速運転中の燃料供給停止
時にはステップ１３１に進む。ステップ１３１ではステ
ップ１１５において算出された経過時間Ｔｂ（ｉ）の平
均値ＴｂＡＶj と、一つ前の７２０°クランク角度範囲
における経過時間Ｔｂ（ｉ）の平均値ＴｂＡＶj-1 （＝
（Ｔｂ（１）＋Ｔｂ（３）＋Ｔｂ（４）＋Ｔｂ（２））
／４）から、平均的な一定の増大率でもって増大したと
考えたときの経過時間ＢＡＶ（４），ＢＡＶ（２），Ｂ
ＡＶ（１），ＢＡＶ（３）が算出される。Referring to FIG. 20, 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.
【００７７】ＢＡＶ（４）＝（ＴｂＡＶj −ＴｂＡＶ
j-1 ）・（１／８）＋ＴｂＡＶj-1 ＢＡＶ（２）＝（ＴｂＡＶj −ＴｂＡＶj-1 ）・（３／
８）＋ＴｂＡＶj-1 ＢＡＶ（１）＝（ＴｂＡＶj −ＴｂＡＶj-1 ）・（５／
８）＋ＴｂＡＶj-1 ＢＡＶ（３）＝（ＴｂＡＶj −ＴｂＡＶj-1 ）・（７／
８）＋ＴｂＡＶj-1 次いでステップ１３２では次式に基づいてこれら経過時
間ＢＡＶ（４），ＢＡＶ（２），ＢＡＶ（１），ＢＡＶ
（３）に対する実際に検出された経過時間ＴｂＯ
（４），ＴｂＯ（２），Ｔｂ（１），Ｔｂ（３）のずれ
割合ＫＢＦＣ（４），ＫＢＦＣ（２），ＫＢＦＣ
（１），ＫＢＦＣ（３）が算出される。BAV (4) = (TbAV j −TbAV
j-1 ). (1/8) + TbAV j-1 BAV (2) = (TbAV j -TbAV j-1 ). (3 /
8) + TbAV j−1 BAV (1) = (TbAV j −TbAV j−1 ) · (5 /
8) + TbAV j−1 BAV (3) = (TbAV j −TbAV j−1 ) · (7 /
8) + TbAV j-1 Next, at step 132, these elapsed times BAV (4), BAV (2), BAV (1), BAV
Elapsed time TbO actually detected for (3)
(4), deviation ratio of TbO (2), Tb (1), Tb (3) KBFC (4), KBFC (2), KBFC
(1), KBFC (3) is calculated.
【００７８】ＫＢＦＣ（４）＝｛ＴｂＯ（４）−ＢＡＶ
（４）｝／ＢＡＶ（４） ＫＢＦＣ（２）＝｛ＴｂＯ（２）−ＢＡＶ（２）｝／Ｂ
ＡＶ（２） ＫＢＦＣ（１）＝｛Ｔｂ（１）−ＢＡＶ（１）｝／ＢＡ
Ｖ（１） ＫＢＦＣ（３）＝｛Ｔｂ（３）−ＢＡＶ（３）｝／ＢＡ
Ｖ（３） 次いでステップ１３３では補正係数ＫＴｂ（ｉ）の学習
条件が成立しているか否かが判別される。前述したよう
に、例えば燃料供給停止から一定時間経過しており、機
関回転数が予め定められた範囲内にあり、かつ車両が悪
路を走行していないとき、例えば図１５に示される経過
時間差ＤＴａ（ｉ）の振幅ＡＭＰが設定値を越えていな
いときに学習条件が成立していると判断される。学習条
件が成立していないときにはステップ１３８に進んでず
れ量ＫＢＦＣ（ｉ）の積算値ＫＢＦＣＩ（ｉ）が零とさ
れ、次いでステップ１３９において積算カウント値ＣＫ
ＢＦＣがクリアされる。KBFC (4) = ｛TbO (4) -BAV
(4)｝ / BAV (4) KBFC (2) = {TbO (2) -BAV (2)} / B
AV (2) KBFC (1) = {Tb (1) -BAV (1)} / BA
V (1) KBFC (3) = {Tb (3) -BAV (3)} / BA
V (3) Next, at step 133, it is determined whether or not the learning condition of the correction coefficient KTb (i) is satisfied. As described above, for example, when a certain time has elapsed since the fuel supply was stopped, the engine speed is within a predetermined range, and the vehicle is not traveling on a bad road, for example, the elapsed time difference shown in FIG. When the amplitude AMP of DTa (i) does not exceed the set value, it is determined that the learning condition is satisfied. If the learning condition is not satisfied, the routine proceeds to step 138, where the integrated value KBFCI (i) of the deviation amount KBFC (i) is made zero, and then at step 139, the integrated count value CK
BFC is cleared.
【００７９】これに対して学習条件が成立している場合
にはステップ１３４に進んで各気筒に対するずれ量ＫＢ
ＦＣ（ｉ）が対応する積算値ＫＢＦＣＩ（ｉ）に加算さ
れ、次いでステップ１３５において積算カウント値ＣＫ
ＢＦＣが１だけインクリメントされる。次いでステップ
１３６では積算カウント値ＣＫＢＦＣが８になったか否
かが判別される。積算カウント値ＣＫＢＦＣが８でない
ときには処理サイクルを完了し、積算カウント値ＣＫＢ
ＦＣが８になるとステップ１３７に進んで補正係数ＫＴ
ｂ（ｉ）が算出される。即ち、各気筒についてずれ量Ｋ
ＢＦＣ（ｉ）が８回積算されるとステップ１３７に進ん
で補正係数ＫＴｂ（ｉ）が算出される。On the other hand, if the learning condition is satisfied, the routine proceeds to step 134, where the deviation amount KB for each cylinder is determined.
FC (i) is added to the corresponding integrated value KBFCI (i), and then at step 135, the integrated count value CK
BFC is incremented by one. Next, at step 136, it is determined whether or not the integrated count value CKBFC has reached 8. When the accumulated count value CKBFC is not 8, the processing cycle is completed, and the accumulated count value CKB
When FC becomes 8, the routine proceeds to step 137, where the correction coefficient KT
b (i) is calculated. That is, the deviation amount K for each cylinder
When BFC (i) is integrated eight times, the routine proceeds to step 137, where the correction coefficient KTb (i) is calculated.
【００８０】ステップ１３７では次のようにして補正係
数ＫＴｂ（ｉ）が算出される。即ち、まず初めに各積算
値ＫＢＦＣＩ（ｉ）がＫＢＦＣＥ（ｉ）に置き換えられ
る。次いで次式に基づき基本補正係数ＫＴｂＢ（ｉ）が
算出される。 ＫＴｂＢ（ｉ）＝ＫＴｂ（ｉ）−（ＫＢＦＣＩ（ｉ）／
８）／４ 即ち、実際に検出された経過時間Ｔｂ（ｉ）が平均的な
一定の増大率でもって増大したと考えたときの経過時間
ＢＡＶ（ｉ）に対してずれを生じている場合には現在の
補正係数ＫＴｂ（ｉ）を積算値ＫＢＦＣＩ（ｉ）の平均
値の１／４だけ修正した値が基本補正係数ＫＴｂＢ
（ｉ）とされる。次いで次式に基づき全気筒に対する基
本補正係数ＫＴｂＢ（ｉ）の平均値ｔＫＴｂＭが算出さ
れる。In step 137, the correction coefficient KTb (i) is calculated as follows. That is, first, each integrated value KBFCI (i) is replaced with KBFCE (i). Next, the basic correction coefficient KTbB (i) is calculated based on the following equation. KTbB (i) = KTb (i)-(KBFCI (i) /
8) / 4 That is, when the actually detected elapsed time Tb (i) is shifted from the elapsed time BAV (i) when it is considered that the elapsed time Tb (i) 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.
【００８１】ｔＫＴｂＭ＝（ＫＴｂＢ（１）＋ＫＴｂＢ
（２）＋ＫＴｂＢ（３）＋ＫＴｂＢ（４））／４ 次いで次式に示されるように基本補正係数ＫＴｂＢ
（ｉ）をその平均値ｔＫＴｂＭでもって修正することに
より補正係数ＫＴｂ（ｉ）が更新される。 ＫＴｂ（ｉ）＝ＫＴｂＢ（ｉ）−ｔＫＴｂＭ このようにして減速運転中の燃料噴射停止時に各気筒に
対する補正係数ＫＴｂ（ｉ）の更新が行われる。TKTbM = (KTbB (1) + KTbB
(2) + KTbB (3) + KTbB (4)) / 4 Then, as shown in the following equation, the basic correction coefficient KTbB
By correcting (i) with its average value tKTbM, the correction coefficient KTb (i) is updated. KTb (i) = KTbB (i) -tKTbM In this manner, when the fuel injection is stopped during the deceleration operation, the correction coefficient KTb (i) for each cylinder is updated.
【００８２】次に図２１から図２３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２４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１５）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. 21 to 23 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 the calculation of the torque fluctuation amount for a specific cylinder when (FIG. 15) becomes large.
【００８３】即ち、図２１から図２３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１７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 FIGS. 21 to 23, 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.
【００８４】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１７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. 17 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 proceed to step 208.
【００８５】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１５）が設定値Ａ0
を越えたときにはＤＴａ（ｉ）が最大となった気筒につ
いてのトルク変動量の算出を禁止する禁止フラグがセッ
トされる。即ち、ステップ２０８ではＤＴ３０ｍａｘ＞
ＤＴａ（ｉ）でかつＸＭＸＲＥＣ＝“１”であるか否か
が判別される。ＤＴ３０ｍａｘ≦ＤＴａ（ｉ）である
か、又は増大フラグＸＭＸＲＥＣがリセット（ＸＭＸＲ
ＥＣ＝“０”）されているときにはステップ２１５にジ
ャンプし、これに対してＤＴ３０ｍａｘ＞ＤＴａ（ｉ）
でかつＸＭＸＲＥＣ＝“１”のときにはステップ２０９
に進む。In steps 208 to 214, D
The amplitude AMP of the fluctuation of Ta (i) (FIG. 15) is equal to the set value A 0.
Is exceeded, a prohibition flag is set to prohibit the calculation of the amount of torque fluctuation for the cylinder in which DTa (i) is maximized. That is, in step 208, DT30max>
It is determined whether or not DTa (i) and XMXREC = "1". DT30max ≦ DTa (i) or the increase flag XMXREC is reset (XMXR
If EC = “0”), the process jumps to step 215, where DT30max> DTa (i)
And if XMXREC = "1", step 209
Proceed to.
【００８６】即ち、図２４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２４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。[0086] That is, the No. 1 cylinder # 1 of the difference of elapsed times DTa at time t 1 as shown in FIG. 24 (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. 24 jumps from step 202 to step 205. At this time, in step 208, DT30ma
Since it is determined that x> DTa (3) and XMXREC = "1", the flow proceeds to step 209. That is, the time t 2 the flow proceeds to step 209 where the elapsed time DTa (i) starts to decrease.
【００８７】ステップ２０９では最大経過時間差ＤＴ３
０ｍａｘがＴＭＸＲＥＣとされる。次いでステップ２１
０では最大経過時間差ＴＭＸＲＥＣから最小経過時間差
ＴＭＮＲＥＣ（後述するステップ２１６で求められる）
を減算することによってＤＴａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭ
Ｐが算出される。次いでステップ２１１では最小経過時
間差ＤＴ３０ｍｉｎの初期値がＤＴａ（ｉ）とされる。
次いでステップ２１２では増大フラグＸＭＸＲＥＣがリ
セット（ＸＭＸＲＥＣ←“０”）される。次いでステッ
プ２１３では振幅ＡＭＰが設定値Ａ0 よりも大きいか否
かが判別される。ＡＭＰ＜Ａ0 のときにはステップ２１
５にジャンプする。これに対してＡＭＰ≧Ａ0 のときに
はステップ２１４に進んでトルク変動算出禁止フラグＸ
ＮＯＣＡＬがセット（ＸＮＯＣＡＬ←“１”）される。
即ち、図２４の時刻ｔ2 において行われる割込みルーチ
ンでは前述したように１番気筒＃１のトルク変動量が算
出される。従ってこの割込みルーチンにおいてＡＭＰ≧
Ａ0 となり、トルク変動算出禁止フラグＸＮＯＣＡＬが
セットされると１番気筒＃１のトルク変動量の算出、即
ち、ＤＴａ（ｉ）が最大となる気筒のトルク変動量の算
出が禁止される。In step 209, the maximum elapsed time difference DT3
0max is set to TMXREC. Then step 21
At 0, the minimum elapsed time difference TMNREC from the maximum elapsed time difference TMXREC (determined in step 216 described later)
Is subtracted to obtain the amplitude AM of the variation of DTa (i).
P is calculated. Next, at step 211, the initial value of the minimum elapsed time difference DT30min is set to DTa (i).
Next, at step 212, the increase flag XMXREC is reset (XMXREC ← “0”). Next, at step 213 whether the amplitude AMP is greater than the set value A 0 is judged. Step 21 when AMP <A 0
Jump to 5. On the other hand, when AMP ≧ A 0, the routine proceeds to step 214, where the torque fluctuation calculation prohibition flag X
NOCAL is set (XNOCAL ← “1”).
That is, 1st amount of torque fluctuation of the cylinders # 1, as described above in the interruption routine performed at the time t 2 in FIG. 24 is calculated. Therefore, in this interrupt routine, AMP ≧
A 0 becomes, when the torque fluctuation calculation prohibition flag XNOCAL is set determining of the first cylinder # 1 of the amount of torque fluctuation, i.e., DTa (i) to calculate the amount of torque fluctuation of the cylinder giving the maximum is prohibited.
【００８８】ステップ２１５からステップ２２１ではＤ
Ｔａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭＰが設定値Ａ0 を越えたと
きにはＤＴａ（ｉ）が最小となった気筒についてのトル
ク変動量の算出を禁止する禁止フラグがセットされる。
即ち、ステップ２１５ではＤＴ３０ｍｉｎ＜ＤＴａ
（ｉ）でかつＸＭＮＲＥＣ＝“１”であるか否かが判別
される。ＤＴ３０ｍｉｎ≧ＤＴａ（ｉ）であるか、又は
減少フラグＸＭＮＲＥＣがリセット（ＸＭＮＲＥＣ＝
“０”）されているときにはステップ２２２にジャンプ
し、これに対してＤＴ３０ｍｉｎ＜ＤＴａ（ｉ）でかつ
ＸＭＮＲＥＣ＝“１”のときにはステップ２１６に進
む。In steps 215 to 221, D
Amplitude AMP of the variation of ta (i) is set prohibition flag for prohibiting calculation of the amount of torque fluctuation for cylinder DTa (i) is minimized when it exceeds the set value A 0.
That is, in step 215, DT30min <DTa
It is determined whether or not (i) and XMNREC = "1". DT30min ≧ DTa (i) or the decrease flag XMNREC is reset (XMREC =
If "0"), the process jumps to step 222, whereas if DT30min <DTa (i) and XMNREC = "1", the process proceeds to step 216.
【００８９】即ち、図２４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２４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。[0089] That is, the first cylinder # 1 of the difference of elapsed times DTa at time t 3 as shown in FIG. 24 (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. 24 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.
【００９０】ステップ２１６では最小経過時間差ＤＴ３
０ｍｉｎがＴＭＮＲＥＣとされる。次いでステップ２１
７では最大経過時間差ＴＭＸＲＥＣから最小経過時間差
ＴＭＮＲＥＣを減算することによってＤＴａ（ｉ）の変
動の振幅ＡＭＰが算出される。次いでステップ２１８で
は最大経過時間差ＤＴ３０ｍａｘの初期値がＤＴａ
（ｉ）とされる。次いでステップ２１９では減少フラグ
ＸＭＮＲＥＣがリセット（ＸＭＮＲＥＣ←“０”）され
る。次いでステップ２２０では振幅ＡＭＰが設定値Ａ0
よりも大きいか否かが判別される。ＡＭＰ＜Ａ0 のとき
にはステップ２２２にジャンプする。これに対してＡＭ
Ｐ≧Ａ0 のときにはステップ２２１に進んでトルク変動
算出禁止フラグＸＮＯＣＡＬがセット（ＸＮＯＣＡＬ←
“１”）される。即ち、図２４の時刻ｔ4 において行わ
れる割込みルーチンでは１番気筒＃１のトルク変動量が
算出される。従ってこの割込みルーチンにおいてＡＭＰ
≧Ａ0となり、トルク変動算出禁止フラグＸＮＯＣＡＬ
がセットされると１番気筒＃１のトルク変動量の算出、
即ち、ＤＴａ（ｉ）が最小となる気筒のトルク変動量の
算出が禁止される。In step 216, the minimum elapsed time difference DT3
0 min is set as TMNREC. Then step 21
In step 7, the amplitude AMP of the fluctuation of DTa (i) is calculated by subtracting the minimum elapsed time difference TMNREC from the maximum elapsed time difference TMXREC. Next, at step 218, the initial value of the maximum elapsed time difference DT30max is set to DTa.
(I). Next, at step 219, the decrease flag XMNREC is reset (XMNREC ← “0”). Next, at step 220, the amplitude AMP is set to the set value A 0.
It is determined whether or not it is greater than At the time of the AMP <A 0 jumps to step 222. AM
When P ≧ A 0, the routine proceeds to step 221, and the torque fluctuation calculation prohibition flag XNOCAL is set (XNOCAL ←
"1"). That is, the torque variation of the first cylinder # 1 is in the interruption routine performed at the time t 4 in FIG. 24 is calculated. Therefore, in this interrupt routine, AMP
≧ A 0 and the torque fluctuation calculation prohibition flag XNOCAL
Is set, the torque fluctuation amount of the first cylinder # 1 is calculated,
That is, calculation of the torque fluctuation amount of the cylinder in which DTa (i) is minimized is prohibited.
【００９１】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.
【００９２】即ち、今図２４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２４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。[0092] That is, when an interrupt routine at time t 3 now Figure 24 at this time | DTa (4) -
DTa (2) | ≧ K o · | DTa (2) −DTa (1)
| Is determined. As shown in FIG. 24, 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.
【００９３】次に図２５に示すトルク変動算出ルーチン
について説明する。図２５を参照すると、まず初めにス
テップ３０１において一つ前に燃焼が行われた（ｉ−
１）番気筒のトルク変動量を算出すべきことを示すフラ
グＸＣＡＬ（ｉ−１）がセットされているか否かが判別
される。フラグＸＣＡＬ（ｉ−１）＝“０”のとき、即
ちフラグＸＣＡＬ（ｉ−１）がセットされていないとき
には処理サイクルを完了する。これに対してフラグＸＣ
ＡＬ（ｉ−１）＝“１”のとき、即ちフラグＸＣＡＬ
（ｉ−１）がセットされているときにはステップ３０２
に進んでフラグＸＣＡＬ（ｉ−１）がリセットされ、次
いでステップ３０３に進む。Next, the torque fluctuation calculation routine shown in FIG. 25 will be described. Referring to FIG. 25, first, in step 301, combustion was performed immediately before (i-
1) It is determined whether or not a flag XCAL (i-1) indicating that the torque variation of the cylinder No. should be calculated is set. When the flag XCAL (i-1) = "0", that is, when the flag XCAL (i-1) is not set, the processing cycle is completed. On the other hand, the flag XC
When AL (i-1) = "1", that is, when the flag XCAL
When (i-1) is set, step 302
The flag XCAL (i-1) is reset, and then the routine proceeds to step 303.
【００９４】ステップ３０３では一つ前に燃焼が行われ
た気筒についてのトルク変動量の算出を禁止する禁止フ
ラグＸＮＯＣＡＬがリセット（ＸＮＯＣＡＬ＝“０”）
されているか否かが判別される。この禁止フラグがセッ
ト（ＸＮＯＣＡＬ＝“１”）されているときにはステッ
プ３１１に進んで禁止フラグＸＮＯＣＡＬがリセットさ
れる。これに対して禁止フラグがリセットされていると
きにはステップ３０４に進む。即ち、フラグＸＣＡＬが
セットされており、かつ禁止フラグＸＮＯＣＡＬがリセ
ットされているときのみステップ３０４に進む。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１２および図１
３参照）が次式に基づいて算出される。In step 303, the prohibition flag XNOCAL for prohibiting the calculation of the amount of torque fluctuation for the cylinder in which combustion was performed immediately before is reset (XNOCAL = "0").
It is determined whether or not it has been performed. When this prohibition flag is set (XNOCAL = "1"), the routine proceeds to step 311 where the prohibition flag XNOCAL is reset. On the other hand, when the prohibition flag has been reset, the routine proceeds to step 304. That is, the process proceeds to step 304 only when the flag XCAL is set and the prohibition flag XNOCAL is reset. In step 304, the virtual elapsed time difference Kb (i-1) of the (i-1) th cylinder in which combustion was performed immediately before (FIGS. 12 and 1)
3) is calculated based on the following equation.
【００９５】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 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。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 Then, in step 306, the virtual output torque DNS of the (i−1) th cylinder in which combustion was performed immediately before based on the following equation:
(I-1) is calculated.
【００９６】ＤＮＳ（ｉ−１）＝｛３０°／（ＴｂＯ
（ｉ−１）＋Ｋｂ（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。DNS (i-1) = {30 ° / (TbO)
(I-1) + Kb (i-1))｝ 2- ｛30 ° / Ta
(I-1)｝ 2 Next, in step 307, 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.
【００９７】 ＤＬＮ（ｉ−１）＝ＤＮＳ（ｉ−１）−ＤＮ（ｉ−１） 即ち、例えば今３番気筒＃３のＡＴＤＣ３０°であって
フラグＸＣＡＬ（１）がセットされているとするとステ
ップ３０４において１番気筒＃１に対する仮想の経過時
間差Ｋｂ（１）が算出され、次いでステップ３０５にお
いて１番気筒＃１の実際の出力トルクＤＮ（１）が算出
され、ステップ３０６において１番気筒＃１の仮想の出
力トルクＤＮＳ（１）が算出され、次いでステップ３０
７において１番気筒＃１のトルク変動量ＤＬＮ（１）が
算出される。DLN (i-1) = DNS (i-1) -DN (i-1) That is, for example, suppose that the ATDC30 ° of the third cylinder # 3 is set and the flag XCAL (1) is set. In step 304, a virtual elapsed time difference Kb (1) with respect to the first cylinder # 1 is calculated. Next, in step 305, the actual output torque DN (1) of the first cylinder # 1 is calculated. 1 virtual output torque DNS (1) is calculated, then step 30
At 7, the torque fluctuation amount DLN (1) of the first cylinder # 1 is calculated.
【００９８】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。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.
【００９９】ＧＮＳ（ｉ−１）＝｛３０°／（ＴｂＯ
（ｉ−１）＋Ｋｂ（ｉ−１））｝−｛３０°／Ｔａ（ｉ
−１）｝ 次いでステップ３０７ではトルク変動量ＤＬＮ（ｉ−
１）を求める代りに次式に基づいて出力変動量ＧＬＮ
（ｉ−１）を算出する。 ＧＬＮ（ｉ−１）＝ＧＮＳ（ｉ−１）−ＧＮ（ｉ−１） さて、ステップ３０７においてトルク変動量ＤＬＮ（ｉ
−１）が算出されるとステップ３０８に進んでトルク変
動量ＤＬＮ（ｉ−１）が正であるか否かが判別される。
ＤＬＮ（ｉ−１）≧０であればステップ３１０にジャン
プして一つ前に燃焼が行われた気筒のトルク変動量ＤＬ
Ｎ（ｉ−１）を積算すべきことを示す積算要求フラグＸ
ＤＬＮＩ（ｉ−１）がセット（ＸＤＬＮＩ（ｉ−１）←
“１”）される。これに対してＤＬＮ（ｉ−１）＜０で
あればステップ３０９に進んでＤＬＮ（ｉ−１）が零と
され、次いでステップ３１０に進む。なお、各気筒のト
ルクは上昇と低下を繰返し、この場合トルク変動量を求
めるにはトルクの上昇分かトルクの減少分のいずれかを
積算すればよい。図２５に示すルーチンではトルクの減
少分のみを積算するようにしており、従って上述したよ
うにＤＬＮ（ｉ−１）＜０のときにはＤＬＮ（ｉ−１）
を零にしている。GNS (i-1) = {30 ° / (TbO)
(I-1) + Kb (i-1))｝-｛30 ° / Ta (i
−1)｝ Next, at step 307, the torque fluctuation amount DLN (i−
Instead of obtaining 1), the output fluctuation amount GLN is calculated based on the following equation.
(I-1) is calculated. GLN (i-1) = GNS (i-1) -GN (i-1) In step 307, the torque fluctuation amount DLN (i
When -1) is calculated, the routine proceeds to step 308, where it is determined whether or not the torque fluctuation amount DLN (i-1) is positive.
If DLN (i−1) ≧ 0, the routine jumps to step 310 and the torque fluctuation amount DL of the cylinder in which combustion was performed immediately before is performed.
Integration request flag X indicating that N (i-1) should be integrated
DLNI (i-1) is set (XDLNI (i-1) ←
"1"). On the other hand, if DLN (i-1) <0, the routine proceeds to step 309, where DLN (i-1) is set to zero, and then proceeds to step 310. Note that the torque of each cylinder repeatedly increases and decreases. In this case, the amount of torque fluctuation may be obtained by integrating either the increase in torque or the decrease in torque. In the routine shown in FIG. 25, only the amount of decrease in torque is integrated. Therefore, when DLN (i-1) <0, as described above, DLN (i-1)
Is set to zero.
【０１００】次に図２６を参照しつつカウンタＣＤＬＮ
ＩＸの処理について説明する。このカウンタＣＤＬＮＩ
Ｘのカウント値は後に説明する機関のトルク変動値を算
出する際に使用される。図２６を参照すると、まず初め
にステップ４０１において現在３番気筒＃３のＡＴＤＣ
３０°であるか否かが判別される。現在３番気筒＃３の
ＡＴＤＣ３０°でないときには処理サイクルを完了し、
現在３番気筒＃３のＡＴＤＣ３０°であるときにはステ
ップ４０２に進む。ステップ４０２では機関のトルク変
動値を算出するためのトルク変動値算出条件が成立して
いるか否かが判別される。例えば空燃比をリーンとする
条件が成立していないか、或いは機関負荷Ｑ／Ｎの単位
時間当りの変化量ΔＱ／Ｎが設定値以上であるか、或い
は機関回転数の単位時間当りの変化量ΔＮが設定値以上
であるときにはトルク変動値算出条件が成立していない
と判断され、それ以外のときにはトルク変動値算出条件
が成立していると判断される。Next, the counter CDLN will be described with reference to FIG.
IX processing will be described. This counter CDLNI
The count value of X is used when calculating an engine torque fluctuation value described later. Referring to FIG. 26, first, at step 401, the ATDC of the current third cylinder # 3
It is determined whether it is 30 °. If the current ATDC of the third cylinder # 3 is not 30 °, the processing cycle is completed.
If it is currently ATDC 30 ° of the third cylinder # 3, the routine proceeds to step 402. In step 402, it is determined whether a torque fluctuation value calculation condition for calculating a torque fluctuation value of the engine is satisfied. For example, the condition for making the air-fuel ratio lean is not satisfied, or the variation ΔQ / N of the engine load Q / N per unit time is equal to or greater than a set value, or the variation of the engine speed per unit time. When ΔN is equal to or larger than the set value, it is determined that the torque fluctuation value calculation condition is not satisfied. Otherwise, it is determined that the torque fluctuation value calculation condition is satisfied.
【０１０１】ステップ４０２においてトルク変動値算出
条件が成立していると判断されたときにはステップ４０
８に進んでカウント値ＣＤＬＮＩＸが１だけインクリメ
ントされる。このカウント値ＣＤＬＮＩＸのインクリメ
ント作用は３番気筒＃３がＡＴＤＣ３０°となる毎に、
即ち７２０°クランク角度毎に行われる。次いでステッ
プ４０９ではカウント値ＣＤＬＮＩＸのインクリメント
作用が開始されてからカウント値ＣＤＬＮＩＸがクリア
されるまでの間の機関回転数の平均値ＮAVE および吸入
空気量Ｑの平均値ＱAVE が算出される。If it is determined in step 402 that the torque fluctuation value calculation condition is satisfied, the process proceeds to step 40.
Proceeding to 8, the count value CDLNIX is incremented by one. The increment operation of the count value CDLNIX is performed every time the third cylinder # 3 reaches ATDC 30 °.
That is, it is performed every 720 ° crank angle. Next, at step 409, the average value N AVE of the engine speed and the average value Q AVE of the intake air amount Q from the start of the increment operation of the count value CDLNIX until the count value CDLNIX is cleared are calculated.
【０１０２】一方、ステップ４０２においてトルク変動
値算出条件が成立していないと判断されたときにはステ
ップ４０３に進んでカウント値ＣＤＬＮＩＸがクリアさ
れる。次いでステップ４０４では各気筒に対するトルク
変動量ＤＬＮ（ｉ）の積算値ＤＬＮＩ（ｉ）（この積算
値は後に説明するルーチンにおいて算出される）がクリ
アされ、次いでステップ４０５では各気筒に対する積算
カウント値ＣＤＬＮＩ（ｉ）（この積算カウント値は後
に説明するルーチンにおいて算出される）がクリアされ
る。On the other hand, when it is determined in step 402 that the torque fluctuation value calculation condition is not satisfied, the routine proceeds to step 403, where the count value CDLNIX is cleared. Next, at step 404, the integrated value DLNI (i) of the torque fluctuation amount DLN (i) for each cylinder (this integrated value is calculated in a routine described later) is cleared, and then at step 405, the integrated count value CDLNI for each cylinder. (I) (this integrated count value is calculated in a routine described later) is cleared.
【０１０３】次いでステップ４０６の目標トルク変動値
ＬＶＬＬＦＢの算出ルーチンに進む。このルーチンは図
２８に示されている。図２８を参照すると、まず初めに
ステップ４３１ではロックアップをオフとすべき条件が
成立しているか否かが判断される。例えば自動変速機３
０の３速または４速において定常運転または緩加速運転
が行われているか或いは減速運転時にロックアップをオ
フとすべき条件が成立していないと判断され、それ以外
はロックアップをオフとすべき条件が成立していると判
断される。ロックアップをオフとすべき条件が成立して
いると判断されたときには次いでステップ４３２に進
み、スリップ量補正係数ＤＬＴＦが零とされる。次いで
ステップ４３５に進む。これに対しロックアップをオフ
とすべき条件が成立していないと判断されたとき、即ち
ロックアップをオンとすべきか或いはスリップ制御を行
うべきときにはステップ４３３に進み、機関回転数Ｎと
タービンランナ３７の回転数ＮＴとの差（Ｎ−ＮＴ）と
してスリップ量ＮＳＬＰが算出される。次いでステップ
４３４では図７に示すマップからスリップ量補正係数Ｄ
ＬＴＦが算出される。次いでステップ４３５に進む。Next, the routine proceeds to a routine for calculating the target torque fluctuation value LVLLFB in step 406. This routine is shown in FIG. Referring to FIG. 28, first, in step 431, it is determined whether a condition for turning off lock-up is satisfied. For example, automatic transmission 3
It is determined that steady-state operation or slow acceleration operation is being performed in the third or fourth speed of 0, or the condition for turning off lock-up is not satisfied during deceleration operation, and lock-up should be turned off otherwise. It is determined that the condition is satisfied. When it is determined that the condition for turning off the lockup is satisfied, the process proceeds to step 432, where the slip amount correction coefficient DLTF is set to zero. Next, the routine proceeds to step 435. On the other hand, when it is determined that the condition for turning off the lockup is not satisfied, that is, when the lockup should be turned on or the slip control should be performed, the process proceeds to step 433, where the engine speed N and the turbine runner 37 are determined. The slip amount NSLP is calculated as the difference (N-NT) from the rotational speed NT of the vehicle. Next, at step 434, the slip amount correction coefficient D is obtained from the map shown in FIG.
LTF is calculated. Next, the routine proceeds to step 435.
【０１０４】ステップ４３５では図６（Ｂ）に示すマッ
プから基本目標トルク変動量ＬＶＬＬＦＢＢが算出され
る。次いでステップ４３６では基本目標トルク変動量Ｌ
ＶＬＬＦＢＢからスリップ量補正係数ＤＬＴＦを減算す
ることにより目標トルク変動量ＬＶＬＬＦＢが算出され
る。第１実施例では後に詳細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。In step 435, the basic target torque variation LVLLFBB is calculated from the map shown in FIG. Next, at step 436, the basic target torque variation L
The target torque variation LVLLFB is calculated by subtracting the slip amount correction coefficient DLTF from VLLFBB. In the first embodiment, the air-fuel ratio is feedback-controlled such that the torque fluctuation value calculated as described in detail later becomes the target torque fluctuation value LVLLFB.
【０１０５】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２８のルーチ
ンから算出された目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢとされ
る。図２９は繰返し実行されるメインルーチンを示して
いる。このメインルーチンではまず初めにトルク変動値
の算出ルーチン（ステップ６００）が実行される。この
ルーチンが図３０および図３１に示されている。次いで
リーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢの算
出ルーチン（ステップ７００）が実行される。このルー
チンが図３２に示されている。次いで予め定められたク
ランク角になったときに噴射時間算出ルーチン（ステッ
プ８００）が実行される。このルーチンが図３４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。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 the target torque fluctuation value LVLLFB calculated from the routine of FIG. FIG. 29 shows a main routine that is repeatedly executed. In this main routine, first, a torque fluctuation value calculation routine (step 600) is executed. This routine is shown in FIGS. Next, a calculation routine (step 700) of the lean limit feedback correction coefficient FLLFB is executed. This routine is shown in FIG. Next, when a predetermined crank angle is reached, an injection time calculation routine (step 800) is executed. This routine is shown in FIG. Then, other routines (step 900)
Is executed.
【０１０６】次に図３０および図３１に示されるトルク
変動値の算出ルーチンについて説明する。図３０および
図３１を参照すると、まず初めにステップ６０１におい
てトルク変動量ＤＬＮ（ｉ）を積算すべきことを示す積
算要求フラグＸＤＬＮＩ（ｉ）がセット（ＸＤＬＮＩ
（ｉ）＝“１”）されているか否かが判別される。積算
要求フラグＸＤＬＮＩ（ｉ）がセットされていないとき
にはステップ６０９にジャンプし、積算要求フラグＸＤ
ＬＮＩ（ｉ）がセットされているときにはステップ６０
２に進む。ステップ６０２では積算要求フラグＸＤＬＮ
Ｉ（ｉ）がリセットされる。次いでステップ６０３では
トルク変動量ＤＬＮ（ｉ）がトルク変動量積算値ＤＬＮ
Ｉ（ｉ）に加算される。次いでステップ６０４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ＸＤＬＮ
Ｉ（１）がリセットされ、ステップ６０３においてトル
ク変動量積算値ＤＬＮＩ（１）が算出され、ステップ６
０４において積算カウント値ＣＤＬＮＩ（１）が１だけ
インクリメントされる。Next, a description will be given of a torque variation value calculation routine shown in FIGS. Referring to FIGS. 30 and 31, first, at step 601, an integration request flag XDLNI (i) indicating that the torque variation DLN (i) should be integrated is set (XDLNI).
(I) = “1”) is determined. If the integration request flag XDLNI (i) has not been set, the process jumps to step 609, where the integration request flag XD
Step 60 when LNI (i) is set
Proceed to 2. In step 602, the integration request flag XDLN
I (i) is reset. Next, at step 603, the torque variation DLN (i) is changed to the torque variation integrated value DLN.
It is added to I (i). Next, at step 604, the integrated count value CDLNI (i) is incremented by one. That is, for example, assuming that the integration request flag XDLNI (1) for the first cylinder is set in step 601, this flag XDLN is set in step 602.
I (1) is reset, and in step 603, the torque variation integrated value DLNI (1) is calculated.
At 04, the integrated count value CDLNI (1) is incremented by one.
【０１０７】次いでステップ６０５では積算カウント値
ＣＤＬＮＩ（ｉ）が“８”になったか否かが判別され
る。ＣＤＬＮＩ（ｉ）が“８”でないときにはステップ
６０９にジャンプし、ＣＤＬＮＩ（ｉ）が“８”になる
とステップ６０６に進んで次式から各気筒のトルク変動
値ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）が算出される。 ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）＝ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）＋｛ＤＬＮＩ
（ｉ）−ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）｝／４ 次いでステップ６０７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６
０８では積算カウント値ＣＤＬＮＩ（ｉ）がリセットさ
れる。Next, at step 605, it is determined whether or not the integrated count value CDLNI (i) has become "8". If CDLNI (i) is not "8", the routine jumps to step 609, and if CDLNI (i) becomes "8", the routine proceeds to step 606, where the torque fluctuation value DLNISM (i) of each cylinder is calculated from the following equation. DLNISM (i) = DLNISM (i) + ｛DLNI
(I) -DLNISM (i)｝ / 4 Next, in step 607, the torque variation integrated value DLNI (i) for each cylinder is cleared, and then step 6
At 08, the integrated count value CDLNI (i) is reset.
【０１０８】即ち、算出されたトルク変動量積算値ＤＬ
ＮＩ（ｉ）とこれまで用いられてきたトルク変動値ＤＬ
ＮＩＳＭ（ｉ）との間に差があるときにはこの差｛ＤＬ
ＮＩ（ｉ）−ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）｝に１／４を乗算した
値がトルク変動値ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）に加算される。従
って例えば１番気筒＃１についての積算カウント値ＣＤ
ＬＮＩ（１）が“８”になるとステップ６０６において
トルク変動値ＤＬＮＩＳＭ（１）が算出されることにな
る。That is, the calculated torque variation integrated value DL
NI (i) and torque fluctuation value DL used so far
When there is a difference from NISM (i), this difference ｛DL
NI (i) -DLNISM (i)} multiplied by 1/4 is added to torque fluctuation value DLNISM (i). Therefore, for example, the integrated count value CD for the first cylinder # 1
When LNI (1) becomes “8”, the torque fluctuation value DLNISM (1) is calculated in step 606.
【０１０９】次いでステップ６０９では図２６に示すル
ーチンにおいて算出されたカウント値ＣＤＬＮＩＸが
“８”になったか否かが判別される。ＣＤＬＮＩＸが
“８”でないときには処理サイクルを完了し、ＣＤＬＮ
ＩＸが“８”になるとステップ６１０に進んで各気筒の
トルク変動値ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）の平均値である平均ト
ルク変動値ＤＬＮＩＳＭ（＝｛ＤＬＮＩＳＭ（１）＋Ｄ
ＬＮＩＳＭ（２）＋ＤＬＮＩＳＭ（３）＋ＤＬＮＩＳＭ
（４）｝／４）が算出される。次いでステップ６１１で
はカウント値ＣＤＬＮＩＸがクリアされる。このように
して機関のトルク変動量を代表する値ＤＬＮＩＳＭが算
出される。Next, at step 609, it is determined whether or not the count value CDLNIX calculated in the routine shown in FIG. 26 has become "8". When CDLNIX is not "8", the processing cycle is completed and CDLNIX is not executed.
When IX becomes "8", the routine proceeds to step 610, where the average torque fluctuation value DLNISM (= ｛DLNISM (1) + D), which is the average of the torque fluctuation values DLNISM (i) of each cylinder.
LNISM (2) + DLNISM (3) + DLNISM
(4)｝ / 4) is calculated. Next, at step 611, the count value CDLNIX is cleared. In this way, the value DLNISM representing the torque fluctuation amount of the engine is calculated.
【０１１０】なお、前述したようにカウント値ＣＤＬＮ
ＩＸは７２０°クランク角度毎に１だけインクリメント
され、いずれの気筒についてもトルクの算出が禁止され
たことがなければカウント値ＣＤＬＮＩＸが“８”にな
ったときには全ての気筒に対する積算カウント値ＣＤＬ
ＮＩ（１），ＣＤＬＮＩ（２），ＣＤＬＮＩ（３），Ｃ
ＤＬＮＩ（４）は既に“８”となっている。従ってこの
場合には全ての気筒についてトルク変動値ＤＬＮＩＳＭ
（ｉ）が算出される。一方、例えば１番気筒＃１につい
てトルク変動量の算出が禁止されたとするとカウント値
ＣＤＬＮＩＸが“８”になったときに１番気筒＃１の積
算カウント値ＣＤＬＮＩ（１）だけは“８”になってお
らず、斯くして１番気筒＃１については新たなトルク変
動量積算値ＤＬＮＩ（１）は算出されていない。従って
この場合、ステップ６１０において平均トルク変動値Ｄ
ＬＮＩＳＭを求める際には１番気筒＃１だけについては
以前に算出されたトルク変動値ＤＬＮＩＳＭ（１）が使
用される。As described above, the count value CDLN
IX is incremented by 1 every 720 ° crank angle, and unless the calculation of torque is prohibited for any cylinder, when the count value CDLNIX becomes “8”, the integrated count value CDL for all cylinders
NI (1), CDLNI (2), CDLNI (3), C
DLNI (4) is already "8". Therefore, in this case, the torque fluctuation value DLNISM for all cylinders
(I) is calculated. On the other hand, for example, if the calculation of the torque fluctuation amount is prohibited for the first cylinder # 1, when the count value CDLNIX becomes "8", only the integrated count value CDLNI (1) of the first cylinder # 1 becomes "8". As a result, a new integrated torque variation amount DLNI (1) is not calculated for the first cylinder # 1. Therefore, in this case, in step 610, the average torque fluctuation value D
When obtaining the LNISM, the torque fluctuation value DLNISM (1) previously calculated is used for only the first cylinder # 1.
【０１１１】次に図３２を参照しつつＦＬＬＦＢ算出ル
ーチンについて説明する。図３２を参照すると、まず初
めにステップ７０１においてリーンリミットフィードバ
ック補正係数ＦＬＬＦＢの更新条件が成立しているか否
かが判別される。例えば暖機運転時であるとき、或いは
機関の運転状態が図５において破線で囲まれた学習領域
にないときには更新条件が成立していないと判断され、
その他のときには更新条件が成立していると判断され
る。更新条件が成立していないときには処理サイクルを
完了し、更新条件が成立しているときにはステップ７０
２に進む。Next, the FLLFB calculation routine will be described with reference to FIG. Referring to FIG. 32, first, at step 701, it is determined whether or not the condition for updating the lean limit feedback correction coefficient FLLFB is satisfied. For example, when the engine is warming up, or when the operating state of the engine is not in the learning area surrounded by the broken line in FIG. 5, it is determined that the update condition is not satisfied,
At other times, it is determined that the update condition is satisfied. When the update condition is not satisfied, the processing cycle is completed. When the update condition is satisfied, step 70 is executed.
Proceed to 2.
【０１１２】ステップ７０２では図２８に示すルーチン
から目標トルク変動値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ＬＶＬＬＦＢに応じた変動量判別値ＤＨ（ｎ），
ＤＬ（ｎ）に基づいて次式に示されるトルク変動レベル
ＬＶＬＨ（ｎ），ＬＶＬＬ（ｎ）が算出される。 ＬＶＬＨ（ｎ）＝ＬＶＬＬＦＢ＋ＤＨ（ｎ） ＬＶＬＬ（ｎ）＝ＬＶＬＬＦＢ＋ＤＬ（ｎ） ここで、変動量判別値ＤＨ（ｎ）およびＤＬ（ｎ）は図
３３（Ａ）に示されるように予め定められている。即
ち、図３３（Ａ）からわかるようにＤＨ（ｎ）について
は３つの正の値が定められており、ＤＨ（３）＞ＤＨ
（２）＞ＤＨ（１）の関係を有する。更に、これらＤＨ
（１），ＤＨ（２），ＤＨ（３）は目標トルク変動値Ｌ
ＶＬＬＦＢが大きくなるにつれて次第に増大する。一
方、ＤＬ（ｎ）については３つの負の値が定められてお
り、ＤＬ（１）＞ＤＬ（２）＞ＤＬ（３）の関係を有す
る。更に、これらＤＬ（１），ＤＬ（２），ＤＬ（３）
の絶対値は目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢが大きくなる
につれて次第に増大する。In step 702, the target torque fluctuation value LVLLFB is calculated from the routine shown in FIG. Next, at step 703 and step 704, a fluctuation amount discrimination value DH (n) corresponding to the target torque fluctuation value LVLLFB,
Based on DL (n), torque fluctuation levels LVLH (n) and LVLL (n) represented by the following equations are calculated. LVLH (n) = LVLLFB + DH (n) LVLL (n) = LVLLFB + DL (n) Here, the fluctuation amount determination values DH (n) and DL (n) are predetermined as shown in FIG. . That is, as can be seen from FIG. 33A, three positive values are defined for DH (n), and DH (3)> DH
(2)> DH (1) Furthermore, these DH
(1), DH (2), DH (3) are the target torque fluctuation values L
It gradually increases as VLLFB increases. On the other hand, three negative values are defined for DL (n), and have a relationship of DL (1)> DL (2)> DL (3). Further, DL (1), DL (2), DL (3)
Of the target torque fluctuation value LVLLFB gradually increases.
【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３３（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３３（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３３（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 , -BFour Is predetermined
For example, when the torque fluctuation level is LVLH
Feed for the area between (1) and LVLH (2)
The back correction value is + aTwo Becomes These feedback supplements
Positive value is + aFour > + AThree > + ATwo > + A1 And -b
1 > -BTwo > -BThree > -BFour It is. As shown in FIG.
Each feedback correction value + a1 , + ATwo , + AThree , +
aFour , -B1 , -B Two , -BThree , -BFour Is 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３０お
よび図３１に示すトルク変動値の算出ルーチンにより算
出された平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭが図３３（Ｂ）
に示されるどのトルク変動レベルＬＶＬＨ（ｎ），ＬＶ
ＬＬ（ｎ）の間にあるかが判別される。次いでステップ
７０６では対応するフィードバック補正値ＤＬＦＢが算
出される。例えば今、目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢが
図３３（Ａ）において破線で示される値であり、算出さ
れた平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭが図３３（Ｂ）のＬ
ＶＬＨ（１）とＬＶＬＨ（２）との間である場合、即ち
目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢに対する平均トルク変動
値ＤＬＮＩＳＭの偏差が図３３（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。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 torque fluctuation value DLNISM calculated by the torque fluctuation value calculation routine shown in FIG. 30 and FIG.
Which torque fluctuation level LVLH (n), LV
It is determined whether it is between LL (n). Next, at step 706, the corresponding feedback correction value DLFB is calculated. For example, now, the target torque fluctuation value LVLLFB is a value indicated by a broken line in FIG. 33 (A), and the calculated average torque fluctuation value DLNISM is represented by L in FIG. 33 (B).
When the difference between the average torque fluctuation value DLNISM and the target torque fluctuation value LVLLFB is between VLH (1) and LVLH (2), the deviation of DH (1) and DH (2) on the broken line in FIG. If it is between them, the feedback correction value DLFB is set to + a 2 .
【０１１６】次いでステップ７０７では図２６に示すＣ
ＤＬＮＩＸの処理ルーチンのステップ４０９において求
められた機関回転数の平均値ＮAVE および吸入空気量Ｑ
の平均値ＱAVE に基づいて更新すべきリーンリミットフ
ィードバック補正係数ＦＬＬＦＢijが図５に示されるど
の学習領域のリーンリミットフィードバック補正係数で
あるかが決定される。次いでステップ７０８ではステッ
プ７０７において決定されたリーンリミットフィードバ
ック補正係数ＦＬＬＦＢijにフィードバック補正値ＤＬ
ＦＢが加算される。Next, at step 707, C shown in FIG.
Average engine speed N AVE and intake air amount Q obtained in step 409 of the processing routine of DLNIX
The lean limit feedback correction coefficient FLLFFB ij to be updated is determined based on the average value Q AVE of the learning region shown in FIG. Next, at step 708, a feedback correction value DL is added to the lean limit feedback correction coefficient FLLFB ij determined at step 707.
FB is added.
【０１１７】即ち、上述したように例えばＤＬＮＩＳＭ
＞ＬＶＬＬＦＢであって、ＬＶＬＨ（１）＜ＤＬＮＩＳ
Ｍ＜ＬＶＬＨ（２）である場合にはリーンリミットフィ
ードバック補正係数ＦＬＬＦＢijに＋ａ2 が加算され
る。その結果、空燃比が小さくなるので各気筒のトルク
変動量が減少せしめられる。一方、ＤＬＮＩＳＭ＜ＬＶ
ＬＬＦＢであってＬＶＬＬ（１）＞ＤＬＮＩＳＭ＞ＬＶ
ＬＬ（２）である場合にはリーンリミットフィードバッ
ク補正係数ＦＬＬＦＢijに−ｂ2 が加算される。その結
果、空燃比が大きくなるので各気筒のトルク変動量が増
大せしめられる。このようにして全気筒の平均トルク変
動値ＤＬＮＩＳＭが目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢとな
るようにリーン運転時の空燃比が制御される。That is, as described above, for example, DLNISM
> LVLLFB and LVLH (1) <DLNIS
If M <LVLH (2), + a 2 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. On the other hand, DLNISM <LV
LLFB and LVLL (1)>DLNISM> LV
-B 2 is added to the lean limit feedback correction coefficient FLLFB ij if a LL (2). As a result, the air-fuel ratio increases, so that the amount of torque fluctuation in each cylinder is increased. In this way, the air-fuel ratio during the lean operation is controlled such that the average torque fluctuation value DLNISM of all cylinders becomes the target torque fluctuation value LVLLFB.
【０１１８】なお、図２６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 condition for calculating the torque fluctuation value is not satisfied as shown in the routine shown in FIG.
(I) is LVLLFB, and thus the average torque fluctuation value DLNISM is also the target torque fluctuation value LVLLFB. Therefore, at this time, the lean limit feedback correction coefficient FLLFB ij is not updated.
【０１１９】次に図３４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３４を参照すると、ま
ず初めにステップ８０１において図２に示すマップから
基本燃料噴射時間ＴＰが算出される。次いでステップ８
０２ではリーン運転を行うべき運転状態か否かが判別さ
れる。リーン運転を行うべき運転状態のときにはステッ
プ８０３に進んで理論空燃比フィードバック補正係数Ｆ
ＡＦの値が１．０に固定される。次いでステップ８０４
では図４に示すマップからリーン補正係数ＦＬＥＡＮが
算出され、次いでステップ８０５では図５に示すマップ
からリーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢ
が読込まれる。次いでステップ８０９では次式に基づい
て燃料噴射時間ＴＡＵが算出される。Next, a routine for calculating the fuel injection time will be described with reference to FIG. Referring to FIG. 34, first, in 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.
【０１２０】ＴＡＵ＝ＴＰ・ＦＬＥＡＮ・ＦＬＬＦＢ・
ＦＡＦ＋ＴＡＵＶ これに対し、ステップ８０２においてリーン運転を行う
べき運転状態でないと判別されたとき、即ち空燃比を理
論空燃比にすべきときにはステップ８０６に進んでリー
ン補正係数ＦＬＥＡＮが１．０に固定され、次いでステ
ップ８０７においてリーンリミットフィードバック補正
係数ＦＬＬＦＢが１．０に固定される。次いでステップ
８０８では空燃比センサ１７の出力信号に基づいて空燃
比が理論空燃比となるように理論空燃比フィードバック
補正係数ＦＡＦが制御される。次いでステップ８０９に
進み、燃料噴射時間ＴＡＵが算出される。TAU = TP • FLEAN • FLLFB •
FAF + TAUV On the other hand, when it is determined in step 802 that the operating state is not such that lean operation should be performed, that is, when the air-fuel ratio is to be set to the stoichiometric air-fuel ratio, the routine proceeds to step 806, where the lean correction coefficient FLEAN is fixed at 1.0. Next, at step 807, the lean limit feedback correction coefficient FLLFB is fixed to 1.0. Next, at step 808, the stoichiometric air-fuel ratio feedback correction coefficient FAF is controlled based on the output signal of the air-fuel ratio sensor 17 so that the air-fuel ratio becomes the stoichiometric air-fuel ratio. Next, the routine proceeds to step 809, where the fuel injection time TAU is calculated.
【０１２１】これまで述べてきた実施例ではクランクシ
ャフトの角速度に基づいて機関の出力変動またはトルク
変動を求めるようにしているが、機関の出力変動または
トルク変動をどのように求めてもよく、例えば燃焼室内
に配置した燃焼圧センサの出力信号に基づいて機関の出
力変動またはトルク変動を求めるようにすることもでき
る。また、機関駆動系またはクランクシャフト自体の捩
り振動が生じたとき、またはロータ１４の外歯の間隔に
ばらつきがある場合に機関の出力変動またはトルク変動
をどのように補正してもよい。In the above-described embodiments, the output fluctuation or torque fluctuation of the engine is obtained based on the angular velocity of the crankshaft. However, the output fluctuation or torque fluctuation of the engine may be obtained in any manner. The output fluctuation or torque fluctuation of the engine may be determined based on the output signal of the combustion pressure sensor arranged in the combustion chamber. In addition, when the torsional vibration of the engine drive system or the crankshaft itself occurs, or when the interval between the external teeth of the rotor 14 varies, the output fluctuation or torque fluctuation of the engine may be corrected in any manner.
【０１２２】次に第２実施例を説明する。図３を参照し
て上述したように空燃比を空燃比制御領域内に制御でき
ると車両の良好な運転性を確保しつつ燃料消費率および
ＮＯX の発生量を大幅に低減することができる。そこ
で、第２実施例では図３に示される空燃比制御領域内に
目標リーン空燃比を定め、空燃比がこの目標リーン空燃
比となるようにしている。Next, a second embodiment will be described. As described above with reference to FIG. 3, when the air-fuel ratio can be controlled within the air-fuel ratio control region, the fuel consumption rate and the generation amount of NO X can be significantly reduced while ensuring good driving performance of the vehicle. Therefore, in the second embodiment, a target lean air-fuel ratio is determined within the air-fuel ratio control region shown in FIG. 3 so that the air-fuel ratio becomes the target lean air-fuel ratio.
【０１２３】ところが、上述したようにトルク変動制御
領域はロックアップクラッチのスリップ量ＮＳＬＰに応
じて変動するので空燃比制御領域もスリップ量ＮＳＬＰ
に応じて変動する。即ち、スリップ量ＮＳＬＰが小さい
ときほどトルク変動制御領域を小さく定める必要がある
のでスリップ量ＮＳＬＰが小さいときほど空燃比制御領
域をリッチ側に定める必要がある。そこで第２実施例で
はスリップ量ＮＳＬＰが小さいときほど目標リーン空燃
比が小さくなるようにしている。However, as described above, the torque fluctuation control region fluctuates according to the slip amount NSLP of the lock-up clutch, so that the air-fuel ratio control region also has the slip amount NSLP.
It fluctuates according to. That is, the smaller the slip amount NSLP, the smaller the torque fluctuation control region needs to be set. Therefore, the smaller the slip amount NSLP, the more the air-fuel ratio control region needs to be set to the rich side. Therefore, in the second embodiment, the smaller the slip amount NSLP is, the smaller the target lean air-fuel ratio is.
【０１２４】第２実施例では燃料噴射時間ＴＡＵが次式
に基づいて算出される。 ＴＡＵ＝ＴＰ・ＦＬＮＴＧ・ＦＡＦＬＮ・ＦＡＦ＋ＴＡ
ＵＶ ここでＦＬＮＴＧはリーン補正係数を、ＦＡＦＬＮはリ
ーン空燃比フィードバック補正係数を夫々示している。
基本燃料噴射時間ＴＰは上述したように空燃比を理論空
燃比とするのに必要な噴射時間を示しており、図２に示
すマップの形で予めＲＯＭ２２内に記憶されている。In the second embodiment, the fuel injection time TAU is calculated based on the following equation. TAU = TP ・ FLNTG ・ FAFLN ・ FAF + TA
UV Here, FLNTG indicates a lean correction coefficient, and FAFLN indicates a lean air-fuel ratio feedback correction coefficient.
As described above, the basic fuel injection time TP indicates the injection time required for setting the air-fuel ratio to the stoichiometric air-fuel ratio, and is stored in the ROM 22 in advance in the form of a map shown in FIG.
【０１２５】リーン補正係数ＦＬＮＴＧは空燃比を目標
リーン空燃比とするための補正係数である。このリーン
補正係数ＦＬＮＴＧは目標リーン空燃比が図３の空燃比
制御領域の中央部となるように定められており、目標リ
ーン空燃比が大きくなるにつれて小さくなる。このリー
ン補正係数ＦＬＮＴＧは次式に基づいて算出される。 ＦＬＮＴＧ＝ＦＬＮＴＧＢ＋ＤＬＡＦ ここでＦＬＮＴＧＢは基本リーン補正係数を、ＤＬＡＦ
はスリップ量補正係数を夫々示している。基本リーン補
正係数ＦＬＮＴＧＢはロックアップがオフのときに最適
な予め実験により求められたリーン補正係数であり、図
３５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。The lean correction coefficient FLNTG is a correction coefficient for setting the air-fuel ratio to the target lean air-fuel ratio. The lean correction coefficient FLNTG is determined such that the target lean air-fuel ratio is located at the center of the air-fuel ratio control region in FIG. 3, and decreases as the target lean air-fuel ratio increases. This lean correction coefficient FLNTG is calculated based on the following equation. FLNTG = FLNTGB + DLAF where FLNTGB represents the basic lean correction coefficient and DLAF
Indicates slip amount correction coefficients. The basic lean correction coefficient FLNTGB is an optimal lean correction coefficient obtained by an experiment in advance when the lock-up is OFF, and as shown in FIG. Is stored in the ROM 22 in advance.
【０１２６】スリップ量補正係数ＤＬＡＦはスリップ量
ＮＳＬＰに応じて基本リーン補正係数ＦＬＮＴＧＢを補
正するものである。このスリップ量補正係数ＤＬＡＦは
ロックアップがオフのときには零に維持され、ロックア
ップがオンまたはロックアップクラッチのスリップ制御
時には図３６に示されるマップから算出される。即ち、
スリップ量補正係数ＤＬＡＦは図３６に示されるように
スリップ量ＮＳＬＰが小さくなるほど大きくなる。な
お、図３６においてＮＳＬＰ＝０はロックアップがオン
の場合を示している。スリップ量補正係数ＤＬＡＦが大
きくなるにつれてリーン補正係数ＦＬＮＴＧが大きくな
るのでスリップ量ＮＳＬＰが小さくなるにつれてリーン
補正係数ＦＬＮＴＧが大きくされることになり、従って
スリップ量ＮＳＬＰが小さくなるにつれて目標リーン空
燃比が小さくされることになる。このようにするとスリ
ップ量ＮＳＬＰに関わらず、即ちスリップ制御中である
か否かに関わらず目標リーン空燃比を最適にすることが
できる。なお、スリップ量補正係数ＤＬＡＦはスリップ
量ＮＳＬＰの関数として図３６に示すマップの形で予め
ＲＯＭ２２内に記憶されている。The slip amount correction coefficient DLAF is for correcting the basic lean correction coefficient FLNTGB according to the slip amount NSLP. This slip amount correction coefficient DLAF is maintained at zero when lockup is off, and is calculated from the map shown in FIG. 36 when lockup is on or when the lockup clutch is slip controlled. That is,
As shown in FIG. 36, the slip amount correction coefficient DLAF increases as the slip amount NSLP decreases. In FIG. 36, NSLP = 0 indicates a case where lockup is on. Since the lean correction coefficient FLNTG increases as the slip amount correction coefficient DLAF increases, the lean correction coefficient FLNTG increases as the slip amount NSLP decreases. Therefore, the target lean air-fuel ratio decreases as the slip amount NSLP decreases. Will be done. In this manner, the target lean air-fuel ratio can be optimized regardless of the slip amount NSLP, that is, regardless of whether the slip control is being performed. The slip amount correction coefficient DLAF is stored in the ROM 22 in advance in the form of a map shown in FIG. 36 as a function of the slip amount NSLP.
【０１２７】リーン空燃比フィードバック補正係数ＦＡ
ＦＬＮは空燃比を目標リーン空燃比に維持するための係
数である。リーン空燃比フィードバック補正係数ＦＡＦ
ＬＮは空燃比を目標リーン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
きリーン空燃比フィードバック補正係数ＦＡＦＬＮはほ
ぼ１．０を中心として上下動する。Lean air-fuel ratio feedback correction coefficient FA
FLN is a coefficient for maintaining the air-fuel ratio at the target lean air-fuel ratio. Lean air-fuel ratio feedback correction coefficient FAF
LN 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 target lean air-fuel ratio. At this time, the lean air-fuel ratio feedback correction coefficient FAFLN moves up and down about 1.0.
【０１２８】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。Theoretical 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.
【０１２９】図３５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ＦＬＮＴＧが定められており、この運転領域内
では空燃比が目標リーン空燃比に維持される。これに対
して図３５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ＦＬＮＴＧおよびリー
ン空燃比フィードバック補正係数ＦＡＦＬＮ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. 35, a lean correction coefficient FLNTG is determined according to the operating state of the engine in an operating region surrounded by a broken line, and in this operating region, the air-fuel ratio becomes equal to the target lean air-fuel ratio. Will be maintained. On the other hand, the air-fuel ratio is maintained at the stoichiometric air-fuel ratio in the operation region outside the region surrounded by the broken line in FIG. When the air-fuel ratio should be maintained at the stoichiometric air-fuel ratio, the lean correction coefficient FLNTG and the lean air-fuel ratio feedback correction coefficient FAFLN 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. Is done.
【０１３０】一方、空燃比を目標リーン空燃比に維持す
べきときには理論空燃比フィードバック補正係数ＦＡＦ
が１．０に固定され、リーン空燃比フィードバック補正
係数ＦＡＦＬＮが空燃比センサ１７の出力信号に基づい
て制御される。即ち、第２実施例において空燃比センサ
１７は空燃比に対応した出力電圧を発生し、従って空燃
比センサ１７の出力電圧から空燃比を検出することがで
きるようになっている。検出された空燃比が目標リーン
空燃比に対しリーンになるとリーン空燃比フィードバッ
ク補正係数ＦＡＦＬＮが増大せしめられ、検出された空
燃比が目標リーン空燃比に対しリッチになるとリーン空
燃比フィードバック補正係数ＦＡＦＬＮが減少せしめら
れ、斯くして空燃比が目標リーン空燃比に維持される。On the other hand, when the air-fuel ratio should be maintained at the target lean air-fuel ratio, the stoichiometric air-fuel ratio feedback correction coefficient FAF
Is fixed at 1.0, and the lean air-fuel ratio feedback correction coefficient FAFLN is controlled based on the output signal of the air-fuel ratio sensor 17. That is, in the second embodiment, the air-fuel ratio sensor 17 generates an output voltage corresponding to the air-fuel ratio, so that the air-fuel ratio can be detected from the output voltage of the air-fuel ratio sensor 17. When the detected air-fuel ratio becomes lean with respect to the target lean air-fuel ratio, the lean air-fuel ratio feedback correction coefficient FAFLN is increased. The air-fuel ratio is maintained at the target lean air-fuel ratio.
【０１３１】図３７は第２実施例における燃料噴射時間
の算出ルーチンを示している。このルーチンはメインル
ーチン内で実行される。図３７を参照すると、まず初め
にステップ１００１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１００
２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
１００３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１００
４のリーン補正係数ＦＬＮＴＧの算出ルーチンに進む。
このルーチンが図３８に示されている。FIG. 37 shows a routine for calculating the fuel injection time in the second embodiment. This routine is executed in the main routine. Referring to FIG. 37, first, in step 1001, the basic fuel injection time TP is calculated from the map shown in FIG. Then step 100
In 2, it is determined whether or not the vehicle is in an operating state in which the lean operation is to be performed. When the engine is in the operating state in which the lean operation is to be performed, the routine proceeds to step 1003, where the stoichiometric air-fuel ratio feedback correction coefficient F
The value of AF is fixed at 1.0. Then step 100
The routine proceeds to a routine for calculating a lean correction coefficient FLNTG of 4.
This routine is shown in FIG.
【０１３２】図３８を参照すると、まず初めにステップ
１０５１ではロックアップをオフとすべき条件が成立し
ているか否かが判断される。上述したように例えば自動
変速機３０の３速または４速において定常運転または緩
加速運転が行われているか或いは減速運転時にロックア
ップをオフとすべき条件が成立していないと判断され、
それ以外はロックアップをオフとすべき条件が成立して
いると判断される。ロックアップをオフとすべき条件が
成立していると判断されたときには次いでステップ１０
５２に進み、スリップ量補正係数ＤＬＡＦが零とされ
る。次いでステップ１０５５に進む。これに対しロック
アップをオフとすべき条件が成立していないと判断され
たとき、即ちロックアップをオンとすべきか或いはスリ
ップ制御を行うべきときにはステップ１０５３に進み、
機関回転数Ｎとタービンランナ３７の回転数ＮＴとの差
（Ｎ−ＮＴ）としてスリップ量ＮＳＬＰが算出される。
次いでステップ１０５４では図３６に示すマップからス
リップ量補正係数ＤＬＡＦが算出される。次いでステッ
プ１０５５に進む。Referring to FIG. 38, first, at step 1051, it is determined whether or not a condition for turning off lock-up is satisfied. As described above, for example, it is determined that the steady operation or the gradual acceleration operation is being performed at the third or fourth speed of the automatic transmission 30 or the condition for turning off the lockup during the deceleration operation is not satisfied,
Otherwise, it is determined that the condition for turning off the lockup is satisfied. If it is determined that the condition for turning off the lock-up is satisfied, then step 10 is executed.
Proceeding to 52, the slip amount correction coefficient DLAF is made zero. Next, the routine proceeds to step 1055. On the other hand, when it is determined that the condition for turning off the lockup is not satisfied, that is, when the lockup should be turned on or the slip control should be performed, the process proceeds to step 1053,
The slip amount NSLP is calculated as the difference (N-NT) between the engine speed N and the speed NT of the turbine runner 37.
Next, at step 1054, a slip amount correction coefficient DLAF is calculated from the map shown in FIG. Next, the routine proceeds to step 1055.
【０１３３】ステップ１０５５では図３５に示すマップ
から基本リーン補正係数ＦＬＮＴＧＢが算出される。次
いでステップ１０５６では基本リーン補正係数ＦＬＮＴ
ＧＢにスリップ量補正係数ＤＬＡＦを加算することによ
り目標リーン空燃比を表すリーン補正係数ＦＬＮＴＧが
算出される。次いでステップ１００５に進み、空燃比セ
ンサ１７の出力信号に基づいて空燃比が目標リーン空燃
比となるようにリーン空燃比フィードバック補正係数Ｆ
ＡＦＬＮが制御される。次いでステップ１００９では次
式に基づいて燃料噴射時間ＴＡＵが算出される。In step 1055, the basic lean correction coefficient FLNTGB is calculated from the map shown in FIG. Next, at step 1056, the basic lean correction coefficient FLNT
A lean correction coefficient FLNTG representing a target lean air-fuel ratio is calculated by adding the slip amount correction coefficient DLAF to GB. Next, the routine proceeds to step 1005, where the lean air-fuel ratio feedback correction coefficient F is set so that the air-fuel ratio becomes the target lean air-fuel ratio based on the output signal of the air-fuel ratio sensor 17.
AFLN is controlled. Next, at step 1009, the fuel injection time TAU is calculated based on the following equation.
【０１３４】ＴＡＵ＝ＴＰ・ＦＬＮＴＧ・ＦＡＦＬＮ・
ＦＡＦ＋ＴＡＵＶ これに対し、ステップ１００２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１００６に進んで
リーン補正係数ＦＬＮＴＧが１．０に固定され、次いで
ステップ１００７においてリーン空燃比フィードバック
補正係数ＦＡＦＬＮが１．０に固定される。次いでステ
ップ１００８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１
００９に進み、燃料噴射時間ＴＡＵが算出される。TAU = TP / FLNTG / FAFLN /
FAF + TAUV On the other hand, when it is determined in step 1002 that the operating state is not such that lean operation should be performed, that is, when the air-fuel ratio should be set to the stoichiometric air-fuel ratio, the routine proceeds to step 1006, where the lean correction coefficient FLNTG is fixed at 1.0. Next, at step 1007, the lean air-fuel ratio feedback correction coefficient FAFLN is fixed at 1.0. Next, at step 1008, 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. Then step 1
Proceeding to 009, the fuel injection time TAU is calculated.
【０１３５】[0135]
【発明の効果】スリップ量に関わらず車両の運転性の悪
化を阻止しつつ燃料消費率およびＮＯ X の発生量を低減
することができる。The driving performance of the vehicle is poor regardless of the slip amount.
Fuel consumption rate and NO while preventing XReduces the amount of
can do.
【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ＦＬＥＡＮのマップを示す図で
ある。FIG. 4 is a diagram showing a map of a lean correction coefficient FLEAN.
【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】目標トルク変動値を示す図である。FIG. 6 is a diagram showing a target torque fluctuation value.
【図７】スリップ量補正係数ＤＬＴＦを示す図である。FIG. 7 is a diagram showing a slip amount correction coefficient DLTF.
【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）の変
化を示すタイムチャートである。FIG. 9 is a time chart showing a change in elapsed time Ta (i) at a 30 ° crank angle.
【図１０】３０°クランク角度の経過時間Ｔａ（ｉ），
Ｔｂ（ｉ）の変化を示すタイムチャートである。FIG. 10 shows the elapsed time Ta (i) of a 30 ° crank angle,
It is a time chart which shows change of Tb (i).
【図１１】３０°クランク角度の経過時間Ｔａ（ｉ），
Ｔｂ（ｉ）の変化を示すタイムチャートである。FIG. 11 shows the elapsed time Ta (i) of a 30 ° crank angle,
It is a time chart which shows change of Tb (i).
【図１２】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. 12 is a time chart showing a change in elapsed time Ta (i) at a 30 ° crank angle.
【図１３】経過時間差ＤＴａ（ｉ）とＫｂ（ｉ）との関
係を示す図である。FIG. 13 is a diagram showing a relationship between elapsed time differences DTa (i) and Kb (i).
【図１４】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. 14 is a time chart showing changes in elapsed time Ta (i) during deceleration operation.
【図１５】経過時間差ＤＴａ（ｉ）の変化を示すタイム
チャートである。FIG. 15 is a time chart showing changes in the elapsed time difference DTa (i).
【図１６】割込みルーチンを示すフローチャートであ
る。FIG. 16 is a flowchart showing an interrupt routine.
【図１７】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. 17 shows an elapsed time difference DTa (i) and an elapsed time Tb.
It is a flowchart for calculating (i).
【図１８】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. 18 shows an elapsed time difference DTa (i) and an elapsed time Tb.
It is a flowchart for calculating (i).
【図１９】ＫＴａ（ｉ）を算出するためのフローチャー
トである。FIG. 19 is a flowchart for calculating KTa (i).
【図２０】ＫＴｂ（ｉ）を算出するためのフローチャー
トである。FIG. 20 is a flowchart for calculating KTb (i).
【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】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. 22 is a flowchart for checking permission of calculation of a torque fluctuation amount.
【図２３】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. 23 is a flowchart for checking permission for calculating a torque fluctuation amount.
【図２４】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. 24 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２５】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. 25 is a flowchart for calculating a torque fluctuation amount.
【図２６】カウンタＣＤＬＮＩＸを処理するためのフロ
ーチャートである。FIG. 26 is a flowchart for processing a counter CDLNIX.
【図２７】種々の値の計算タイミングを示す図である。FIG. 27 is a diagram showing calculation timings of various values.
【図２８】目標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. 28 is a flowchart for calculating a target torque fluctuation amount.
【図２９】メインルーチンを示すフローチャートであ
る。FIG. 29 is a flowchart showing a main routine.
【図３０】トルク変動値を算出するためのフローチャー
トである。FIG. 30 is a flowchart for calculating a torque fluctuation value.
【図３１】トルク変動値を算出するためのフローチャー
トである。FIG. 31 is a flowchart for calculating a torque fluctuation value.
【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】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. 33 is a diagram showing fluctuation amount determination values DH (n) and DL (n) and torque fluctuation levels LVLH (n) and LVLL (n).
【図３４】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. 34 is a flowchart for calculating a fuel injection time.
【図３５】基本リーン補正係数ＦＬＮＴＧＢのマップを
示す図である。FIG. 35 is a diagram showing a map of a basic lean correction coefficient FLNTGB.
【図３６】スリップ量補正係数ＤＬＡＦを示す図であ
る。FIG. 36 is a diagram showing a slip amount correction coefficient DLAF.
【図３７】第２実施例において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. 37 is a flowchart for calculating a fuel injection time in a second embodiment.
【図３８】リーン補正係数ＦＬＮＴＧを算出するための
フローチャートである。FIG. 38 is a flowchart for calculating a lean correction coefficient FLNTG.
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 ３２…トルクコンバータ ３３…ロックアップ機構 3 ... Surge tank 4 ... Fuel injection valve 8 ... Throttle valve 14 ... Rotor 15 ... Crank angle sensor 32 ... Torque converter 33 ... Lock-up mechanism
Claims (2)
動が目標出力変動となるように空燃比を制御する内燃機
関の空燃比制御方法において、ロックアップクラッチの
スリップ量を検出し、該スリップ量に基づいて目標出力
変動を補正するようにした内燃機関の空燃比制御方法。1. An air-fuel ratio control method for an internal combustion engine that detects an output fluctuation of an internal combustion engine and controls an air-fuel ratio so that the output fluctuation becomes a target output fluctuation. An air-fuel ratio control method for an internal combustion engine which corrects a target output fluctuation based on a slip amount.
空燃比となるように空燃比を制御する内燃機関の空燃比
制御方法において、ロックアップクラッチのスリップ量
を検出し、該スリップ量に基づいて目標リーン空燃比を
補正するようにした内燃機関の空燃比制御方法。2. An air-fuel ratio control method for an internal combustion engine that detects an air-fuel ratio and controls the air-fuel ratio so that the air-fuel ratio becomes a target lean air-fuel ratio. An air-fuel ratio control method for an internal combustion engine, wherein a target lean air-fuel ratio is corrected on the basis of a target lean air-fuel ratio.
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP24884397A JPH1182086A (en) | 1997-09-12 | 1997-09-12 | Method for controlling air-fuel ratio of internal combustion engine |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP24884397A JPH1182086A (en) | 1997-09-12 | 1997-09-12 | Method for controlling air-fuel ratio of internal combustion engine |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH1182086A true JPH1182086A (en) | 1999-03-26 |
Family
ID=17184253
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP24884397A Pending JPH1182086A (en) | 1997-09-12 | 1997-09-12 | Method for controlling air-fuel ratio of internal combustion engine |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH1182086A (en) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR100853048B1 (en) * | 2000-05-18 | 2008-08-19 | 로베르트 보쉬 게엠베하 | Device and method for controlling a drive unit of vehiche |
| JP2009156293A (en) * | 2007-12-25 | 2009-07-16 | Toyota Motor Corp | Vehicular control device |
| JP2010144686A (en) * | 2008-12-22 | 2010-07-01 | Honda Motor Co Ltd | Torque control device for internal combustion engine |
-
1997
- 1997-09-12 JP JP24884397A patent/JPH1182086A/en active Pending
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR100853048B1 (en) * | 2000-05-18 | 2008-08-19 | 로베르트 보쉬 게엠베하 | Device and method for controlling a drive unit of vehiche |
| JP2009156293A (en) * | 2007-12-25 | 2009-07-16 | Toyota Motor Corp | Vehicular control device |
| JP2010144686A (en) * | 2008-12-22 | 2010-07-01 | Honda Motor Co Ltd | Torque control device for internal combustion engine |
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