内燃机的控制装置的制作方法

本发明涉及一种内燃机的控制装置，其采用检测出的气缸内的压力估计混合气的空燃比，根据估计出的空燃比来控制内燃机。

背景技术：

作为以往的这种空燃比的估计方法，例如公知专利文献1所公开的空燃比的估计方法。该估计方法着眼于内燃机的压缩行程中的混合气的状态变化为多方变化、混合气的热容比与空燃比相应地变化，通过热容比来估计、评估空燃比。具体而言，根据缸内压P1、P2和与曲轴角θ1、θ2对应的气缸容积V1、V2，利用以下数学式计算混合气的热容比κ，其中，所述缸内压P1、P2是在压缩行程中的规定的2个曲轴角θ1、θ2下由缸内压传感器分别检测出的。

κ＝log(P1/P2)/log(V2/V1)

并且，根据该时刻设定的目标空燃比，检索规定的目标空燃比－热容比映射图，从而计算基准热容比κ0。并且，当计算出的热容比κ与基准热容比κ0之间的偏差Δκ比规定的值大时，假设实际的空燃比相对于目标空燃比的偏差大，则根据偏差Δκ校正点火正时、燃料喷射量。

现有技术文献

专利文献

专利文献1：日本特许第4803100号公报

技术实现要素：

发明所要解决的课题

在上述以往的空燃比的估计方法中，以压缩行程中的混合气的状态变化为多方变化作为前提，根据压缩行程中检测出的缸内压P1、P2的变化量，计算混合气的热容比。另一方面，在内燃机的控制中，通常，根据内燃机的负载、转速等，更改点火正时，混合气的燃烧的开始时机随此而变化。

与此相对，在以往的估计方法中，一律设定规定的曲轴角θ1、θ2作为缸内压P1、P2的检测时机，因此存在后侧的曲轴角θ2比混合气的实际的燃烧开始时机迟的情况。在该情况下，由于混合气的燃烧导致压力上升，混合气的状态变化不依据多方变化，热容比的计算精度下降。为了避免这样的问题，例如在将后侧的曲轴角θ2设定地更提前的情况下，可能不能充分确保缸内压P1、P2的压力差，仍然不能高精度地计算热容比。

并且，混合气的热容比具有根据温度而变化的温度特性，因此即使空燃比相同，也随着压缩行程中的压缩导致的混合气的温度上升等而变化。与此相对，在以往的估计方法中，计算基准热容比κ0时，仅以目标空燃比为参数，完全不考虑热容比的温度特性，因此不能高精度地计算基准热容比κ0。因此，不能基于热容比κ与基准热容比κ0之间的偏差Δκ正确地进行空燃比的评估，从而也不能正确地进行与空燃比相应的点火正时等的校正。

本发明是为了解决以上的那样的课题而完成的，目的在于提供一种内燃机的控制装置，其采用压缩行程中检测出的缸内压，能够良好地反映混合气的热容比的温度特性，同时高精度地估计混合气的空燃比，并能够采用估计出的空燃比适当地控制内燃机。

用于解决课题的手段

为了达到上述的目的，技术方案1的发明是一种内燃机的控制装置，该内燃机的控制装置估计填充在气缸3a内的混合气的空燃比，采用估计出的空燃比来控制内燃机3，其特征在于，具备：缸内压传感器51，其检测气缸3a内的压力作为缸内压PCYL；运转状态检测单元(进气压传感器56、曲轴角传感器52、ECU 2)，其检测内燃机3的运转状态(点火正时IGLOG、进气压PBA、发动机转速NE)；基准曲轴角设定单元(ECU 2、图3的步骤5、图4)，其根据该检测出的内燃机3的运转状态，将混合气即将开始燃烧时的曲轴角设定为基准曲轴角CA_REF；基准缸内压计算单元(ECU 2、图3的步骤6、图6、图19、图20)，其在混合气中不存在因废气回流而产生的外部EGR气体且混合气的空燃比AF为规定的空燃比的条件下，根据混合气的热容比的温度特性，计算在设定的基准曲轴角CA_REF下产生的气缸3a内的压力作为基准缸内压P_REF；空燃比估计单元(ECU 2、图3的步骤9～11)，其根据在基准曲轴角CA_REF下由缸内压传感器51检测出的实际缸内压P_CPS与计算出的基准缸内压P_REF之间的压力差ΔP，来估计混合气的空燃比AF；以及控制单元(ECU 2、图18)，其根据估计出的混合气的空燃比AF控制内燃机3。

在本发明的内燃机的控制装置中，缸内压(气缸内的压力)由缸内压传感器检测。并且，根据检测出的内燃机的运转状态，混合气即将开始燃烧时的曲轴角被设定成基准曲轴角，并且，计算在该基准曲轴角下产生的气缸内的压力作为基准缸内压。该基准缸内压的计算是在混合气中不存在外部EGR气体且混合气的空燃比为规定的空燃比的条件下，根据混合气的热容比的温度特性进行的。

如前所述，混合气的热容比基本上根据混合气的组成确定，并且具有与混合气的温度相应地变化的温度特性。并且，在执行外部EGR的情况下，到气缸为止的流路长，存在有到外部EGR气体到达气缸内为止的延迟，因此不能掌握外部EGR量。因此，在不存在外部EGR气体且空燃比为规定的空燃比的规定的混合气的组成条件下，根据热容比的温度特性计算基准缸内压，由此能够反映混合气的热容比的温度特性，同时明确且正确地求出基准缸内压。

并且，根据本发明，求出在基准曲轴角下检测出的缸内压作为实际缸内压，根据实际缸内压与基准缸内压之间的压力差，来估计空燃比。该实际缸内压反映了混合气的实际的空燃比及组成、和与其相应的热容比、温度的变化。因此能够根据实际缸内压与基准缸内压之间的压力差估计空燃比。

并且，基准曲轴角是混合气即将开始燃烧时的曲轴角，根据检测出的内燃机的运转状态来设定。通过这样设定基准曲轴角，能够在还未进行燃烧，混合气的状态变化保持在多方变化的状态下，取得实际缸内压，并且确保实际缸内压与基准缸内压之间的大压力差。因此，能够根据该压力差，良好地反映热容比的温度特性，同时高精度地估计混合气的空燃比。并且，能够根据高精度估计出的空燃比适当地控制内燃机。

技术方案2的发明在技术方案1所述的内燃机的控制装置中，其特征在于，运转状态检测单元检测点火正时IGLOG、被吸入气缸3a的进气的压力(进气压PBA)、以及内燃机3的转速NE，作为内燃机3的运转状态，基准曲轴角设定单元根据检测出的点火正时IGLOG、进气压以及内燃机3的转速NE，设定基准曲轴角CA_REF(图4)。

如前所述，基准曲轴角被设定成混合气即将开始燃烧时的曲轴角。并且，混合气燃烧的开始时机不直接受点火正时的影响，并与进气压相应地变化，而且在以曲轴角来表示的情况下，与内燃机的转速相应地变化。根据该结构，根据检测出的这三个参数设定基准曲轴角，因此能够根据内燃机的实际的运转状态适当地进行基准曲轴角的设定，从而能够正确地得到混合气即将开始燃烧时的基准缸内压以及实际缸内压。另外，本说明书中的各种参数的“检测”中除了利用传感器等直接检测参数，还包括通过运算进行估计等。

技术方案3的发明在技术方案2所述的内燃机的控制装置中，当设定的基准曲轴角CA_REF比压缩TDC靠滞后侧时，基准曲轴角设定单元将基准曲轴角CA_REF限制为与压缩TDC相应的曲轴角(0度)(图4的步骤23、24)。

例如，如图23所示，点火正时比压缩TDC靠提前侧，混合气的燃烧开始时机比压缩TDC靠滞后侧的情况下，主要受到爆震的影响，由此在从压缩TDC起至燃烧开始为止的期间，存在实际的缸内压下降的情况(该图的箭头A部)。在这样的情况下，若基准曲轴角被设定成比压缩TDC靠滞后侧，则在基准曲轴角下检测的实际缸内压下降，由此可能不能确保实际缸内压与基准缸内压之间的大压力差，基于该压力差的空燃比的估计精度降低。

根据该结构，如前所述，当设定的基准曲轴角比压缩TDC靠滞后侧时，将基准曲轴角限制为与压缩TDC相应的曲轴角。由此，避免了因压缩TDC后的爆震等的影响而导致的实际缸内压的降低，因此能够确保实际缸内压与基准缸内压之间的大压力差，从而能够良好地维持空燃比的估计精度。

技术方案4的发明在技术方案1至3中的任意一项所述的内燃机的控制装置中，其特征在于，内燃机的控制装置还具备：初始曲轴角取得单元(进气相位传感器53、ECU 2)，其取得在压缩行程中混合气开始压缩的压缩开始时的曲轴角作为初始曲轴角(进气门关闭时机IVC)；初始缸内温度取得单元(进气温度传感器57、进气相位传感器53、排气相位传感器54、ECU 2、图6的步骤32)，其取得所述压缩开始时的所述气缸3a内的温度作为初始缸内温度T_STRT；以及初始缸内压取得单元(进气压传感器56)，其取得压缩开始时的气缸3a内的压力作为初始缸内压(进气压PBA)，基准缸内压计算单元在规定的空燃比为理论空燃比的条件下，根据基准曲轴角CA_REF和取得的初始曲轴角、初始缸内温度T_STRT以及初始缸内压，基于混合气的热容比的温度特性，计算基准缸内压P_REF(图6的步骤33)。

基准缸内压是相当于在混合气即将开始燃烧时的基准曲轴角下产生的缸内压，因此与基准曲轴角相应地变化，并且与混合气的压缩的开始时机、压缩开始时的混合气的温度以及压力相应地变化。此外，若空燃比变化，则混合气的组成变化，热容比变化，因此基准缸内压与空燃比相应地变化。基于以上关系，根据该结构，根据基准曲轴角和压缩开始时的初始曲轴角、初始缸内温度以及初始缸内压计算基准缸内压，因此能够根据压缩中的混合气的温度、压力的状态高精度地计算基准缸内压。并且，以空燃比为理论空燃比为条件，因此在空燃比控制中，通常以作为目标的理论空燃比为基准，能够正确地计算基准缸内压。

技术方案5的发明在技术方案1至3中的任意一项所述的内燃机的控制装置中，其特征在于，内燃机的控制装置还具备：初始曲轴角取得单元(进气相位传感器53、ECU 2)，其取得压缩行程中混合气开始压缩的压缩开始时的曲轴角，作为初始曲轴角(进气门关闭时机IVC)；初始缸内温度取得单元(进气温度传感器57、进气相位传感器53、排气相位传感器54、ECU 2、图6的步骤32)，其取得所述压缩开始时的所述气缸内的温度作为初始缸内温度T_STRT；初始缸内压取得单元(进气压传感器56)，其取得压缩开始时的气缸3a内的压力作为初始缸内压(进气压PBA)；以及目标空燃比设定单元(ECU 2、图20的步骤311)，其设定混合气的空燃比AF的目标、即目标空燃比TGT_AF，规定空燃比为设定的目标空燃比TGT_AF，基准缸内压计算单元在规定的空燃比为设定的目标空燃比TGT_AF的条件下，根据基准曲轴角CA_REF和取得的初始曲轴角、初始缸内温度T_STRT以及初始缸内压和目标空燃比TGT_AF，基于混合气的热容比的温度特性，计算基准缸内压P_REF(图20的步骤312)。

根据该结构，与技术方案3同样地，根据基准曲轴角和压缩开始时的初始曲轴角、初始缸内温度以及初始缸内压计算基准缸内压，因此能够正确地进行基准缸内压的计算。并且，以空燃比为目标空燃比为条件，根据目标空燃比计算基准缸内压。由此，在改变目标空燃比的情况下，也将该时刻的空燃比的目标值、即目标空燃比作为基准，能够正确地计算基准缸内压。

技术方案6的发明在技术方案4或5所述的内燃机的控制装置中，其特征在于，内燃机的控制装置还具备：转速检测单元(曲轴角传感器52)，其检测内燃机的转速NE；以及冷却水温度检测单元(水温传感器59)，其检测冷却内燃机3的冷却水的温度TW，基准缸内压计算单元根据检测出的内燃机3的转速NE以及冷却水温度TW，校正基准缸内压P_REF(图6的步骤34、35)。

根据该结构，根据检测出的内燃机的转速以及冷却水温度校正基准缸内压，由此能够适当地补偿在气缸内与外部之间授受的热量的影响。

技术方案7的发明在技术方案4至6中的任意一项所述的内燃机的控制装置中，其特征在于，空燃比估计单元根据基准曲轴角CA_REF和初始曲轴角、初始缸内温度T_STRT以及初始缸内压，基于混合气的热容比的温度特性，计算表示混合气的当量比相对于压力差ΔP的斜率的空燃比系数C_AF，并且根据将计算出的空燃比系数C_AF乘以压力差ΔP而得到的值，计算混合气的空燃比AF(图3的步骤7、11、12、图13)。

基准缸内压是空燃比为规定的空燃比(理论空燃比或目标空燃比)时产生的缸内压。因此，当实际的空燃比等于规定空燃比时，实际缸内压与基准缸内压一致，两者的压力差为0，实际空燃比与规定空燃比之差越大，压力差就越大。并且，如图5所示，该压力差(ΔP)与混合气的当量比(KAF)成线性关系，并且认识到其斜率与进气条件以及压缩条件相应地变化的这种特性。

基于以上的关系，根据该结构，估计空燃比时，首先，根据基准曲轴角、初始曲轴角、初始缸内温度以及初始缸内压计算表示混合气的当量比相对于压力差的斜率的空燃比系数。由此，共用计算基准缸内压时的参数，能够反映混合气的进气、压缩条件，同时正确地计算空燃比系数。并且，空燃比系数与压力差相乘而得到的值表示与空燃比相对于规定的空燃比的偏差(差距)相应的当量比，因此能够根据该值计算混合气的空燃比，从而能够高精度地估计空燃比。

技术方案8的发明在技术方案1至7的任意一项所述的内燃机的控制装置中，其特征在于，缸内压传感器51具有：用于检测缸内压的压力检测元件；和放大电路，该放大电路放大并输出从压力检测元件输出的信号，压力检测元件以及放大电路一体地设置在将燃料直接喷射在气缸3a内的燃料喷射阀4上。

上述这样构成的缸内压传感器由于其压力检测元件以及放大电路一体地设置在燃料喷射阀上，因此难以受到点火动作导致的噪声或其他气缸的燃料喷射阀的喷射动作导致的噪声的影响。因此，提高了由缸内压传感器实现的实际缸内压的检测精度，从而能够进一步提高空燃比的估计精度。

附图说明

图1是示意性示出应用了本发明的内燃机的结构的图。

图2是示出控制装置的概要结构的框图。

图3是混合气的空燃比的估计处理的主流程。

图4是示出基准曲轴角的设定处理的子例程。

图5是示出实际缸内压－基准缸内压的压力差与混合气的当量比之间的关系的图。

图6是示出第1实施方式的基准缸内压的计算处理的子例程。

图7是示出基准缸内压映射图的输入输出关系的图。

图8是示出混合气的各成分的热容比的温度特性的图。

图9是针对彼此不同的空燃比示出压缩行程中混合气的热容比相对于曲轴角的关系的图。

图10是示出基准缸内压映射图中的、基准缸内压相对于基准曲轴角及进气门关闭时机的设定例的图。

图11是示出基准缸内压映射图中的、基准缸内压相对于初始缸内温度的设定例的图。

图12是示出基准缸内压映射图中的、基准缸内压相对于进气压的设定例的图。

图13是示出AF系数的计算处理的子例程。

图14是示出AF系数映射图的输入输出关系的图。

图15是示出AF系数映射图中的、AF系数相对于基准曲轴角及进气门关闭时机的设定例的图。

图16是示出AF系数映射图中的、AF系数相对于初始缸内温度的设定例的图。

图17是AF系数映射图中的、AF系数相对于进气压的设定例的图。

图18是示出采用了空燃比的燃料喷射控制处理的流程图。

图19是示出变形例的基准缸内压的计算处理的子例程。

图20是示出第2实施方式的基准缸内压的计算处理的子例程。

图21是示出图20的计算处理中采用的基准缸内压映射图的输入输出关系的图。

图22是示出图21的基准缸内压映射图中的、基准缸内压相对于目标空燃比的设定例的图。

图23是示出压缩TDC附近的曲轴角与实际的缸内压之间的关系的一例的图。

标号说明

2：ECU(基准曲轴角设定单元、基准缸内压计算单元、空燃比估计单元、控制单元、初始曲轴角取得单元、初始缸内温度取得单元、目标空燃比设定单元)；

3：内燃机；

3a：气缸；

4：燃料喷射阀；

51：缸内压传感器；

52：曲轴角传感器(运转状态检测单元、转速检测单元)；

53：进气相位传感器(初始曲轴角取得单元、初始缸内温度取得单元)；

54：排气相位传感器(初始缸内温度取得单元)；

56：进气压传感器(运转状态检测单元、初始缸内压取得单元)；

57：进气温度传感器(初始缸内温度取得单元)；

59：水温传感器(冷却水温度检测单元)；

κ：混合气的热容比

PCYL：缸内压；

CA：曲轴角；

CA_REF：基准曲轴角；

P_REF：基准缸内压；

P_CPS：实际缸内压；

ΔP：实际缸内压与基准缸内压之间的压力差；

AF：混合气的空燃比；

TGT_AF：目标空燃比；

IGLOG：点火正时；

PBA：进气压(进气的压力、初始缸内压)；

NE：发动机转速(内燃机的转速)；

IVC：进气门关闭时机(初始曲轴角)；

T_STRT：初始缸内温度；

TW：发动机水温(冷却水的温度)；

C_AF：AF系数(空燃比系数)

具体实施方式

下面，参照附图对本发明的优选实施方式详细地进行说明。如图1所示，应用了本发明的内燃机(以下称作“发动机”)3例如是具有4个气缸3a的汽油发动机，作为动力源装配于车辆(未图示)中。

在发动机3的各气缸3a中，燃料喷射阀(以下称作“喷油器”)4及火花塞5以面对气缸3a的燃烧室(未图示)的方式设置。喷油器4是向燃烧室内直接喷射燃料的类型。通过火花塞5的火花放电，燃料与空气的混合气被点燃，进行燃烧。喷油器4的燃料喷射量及燃料喷射正时与火花塞5的点火正时IGLOG根据来自电子控制单元(以下称作“ECU”)2的控制信号来控制(参照图2)。

另外，在本实施方式中“混合气”是填充气缸3a以供燃烧的缸内气体，在进行后述的内部EGR的情况下，含有内部EGR气体。

在发动机3的各气缸3a中设置有检测其内部压力(缸内压)的缸内压传感器51。在本实施方式中，缸内压传感器51是喷油器一体型的传感器，虽然没有图示，但面对燃烧室、获得缸内压的压力检测元件与放大并输出来自压力检测元件的信号的放大电路等一体地组装在喷油器4上。表示由缸内压传感器51检测出的缸内压PCYL的检测信号被输入ECU 2。

并且，发动机3具备可变进气相位机构11、可变排气相位机构12以及涡轮增压器13等。

可变进气相位机构11无级地变更进气门(均未图示)相对于发动机3的曲轴的相对相位(以下称作“进气相位”)CAIN，具备进气相位控制电机11a(参照图2)等。进气相位控制电机11a根据来自ECU 2的控制信号，使进气凸轮轴(未图示)相对于曲轴相对地旋转，使两者的相对角度变化，从而无级地变更进气相位CAIN。

同样地，可变排气相位机构12无级地变更排气门(未图示)相对于曲轴的相对相位(以下称作“排气相位”)CAEX，具备排气相位控制电机12a(参照图2)等。排气相位控制电机12a根据来自ECU 2的控制信号，使排气凸轮轴(未图示)相对于曲轴相对地旋转，使两者的相对角度变化，无级地变更排气相位CAEX。

这些可变进气相位机构11及可变排气相位机构12通过进气相位CAIN和排气相位CAEX的变更，分别控制进气门及排气门的打开/关闭时机，并且用于控制由进气门与排气门的气门重叠实现的内部EGR。

涡轮增压器13具备设置于进气通道6的压气机21，以及设置于排气通道7经由轴22与压气机21一体地联结的涡轮23。涡轮23被流经排气通道7的废气驱动，压气机21与其一体地旋转，由此进气被增压。并且，通过来自ECU 2的控制信号控制废气旁通阀(未图示)等，由此调整增压的压力。

在进气通道6中从上游侧按顺序设置有涡轮增压器13的压气机21、用于冷却因增压而升温的进气的中冷器26、以及节气门27。

节气门27配置在进气通道6的比进气歧管6a靠上游的一侧。节气门27的开度根据来自ECU 2的控制信号而通过TH致动器27a来控制，由此控制被吸入气缸3a的缸内气体量。

在排气通道7的比涡轮23靠下游的一侧设置有三元催化器28。三元催化器28在活性状态下，氧化废气中的HC、CO，并且还原NOx，从而净化废气。

此外，发动机3中，为了检测其运转状态，除了前述的缸内压传感器51，还设置有以下的这样的各种传感器(参照图2)。

曲轴角传感器52伴随曲轴的旋转，按每个规定的曲轴角度，向ECU 2输出作为脉冲信号的CRK信号及TDC信号。CRK信号按每个规定的曲轴角度(例如0.5度)被输出。ECU 2基于该CRK信号计算出发动机3的转速(以下称作“发动机转速”)NE。

并且，TDC信号是表示在任意的气缸3a中发动机3的活塞(未图示)位于进气TDC(上止点)附近的规定的曲轴角度位置的信号，如本实施方式那样在发动机3为四气缸的情况下，按每曲轴角度180度被输出。ECU 2根据TDC信号和CRK信号，按每个气缸3a计算以TDC信号的输出时机为基准的曲轴角CA。并且，ECU 2根据TDC信号及CRK信号，按每个规定的曲轴角度(例如30度)计算、分配曲轴角等级FISTG(＝0～23)。

并且，在安装了可变进气相位机构11的进气凸轮轴、以及安装了可变排气相位机构12的排气凸轮轴上分别设置有进气相位传感器53及排气相位传感器54。进气相位传感器53伴随进气凸轮轴的旋转，按每个规定的凸轮角度(例如0.5度)向ECU2输出作为脉冲信号的CAMIN信号。ECU 2根据该CAMIN信号和CRK信号，计算进气相位CAIN。同样，排气相位传感器54伴随排气凸轮轴的旋转，按每个规定的凸轮角度(例如0.5度)向ECU 2输出CAMEX信号。ECU 2根据该CAMEX信号和CRK信号，计算排气相位CAEX。

并且，在进气通道6中，在进气节流阀25的上游侧设置有气流传感器55，在节气门27的下游侧的进气腔6b内设置有进气压传感器56及进气温度传感器57。气流传感器55检测被吸入气缸3a的空气(新气)的量(吸入空气量)GAIR，进气压传感器56检测被吸入气缸3a的进气的压力(进气压)PBA作为绝对压，进气温度传感器57检测含有外部EGR气体的进气的温度(进气温度)TA。这些检测信号被输入ECU 2。

并且，从水温传感器59向ECU 2输入表示冷却发动机3的冷却水的温度(以下称作“发动机水温”)TW的检测信号，从油门开度传感器60向ECU 2输入表示车辆的油门踏板(未图示)的踩踏量(以下称作“油门开度”)AP。

ECU 2由CPU、RAM、ROM及I/O接口(均未图示)等构成的微型计算机构成。ECU 2根据前述的各种传感器的检测信号等，判别发动机3的运转状态，执行包括喷油器4的燃料喷射量、火花塞5的点火正时IGLOG的控制等的发动机控制。并且，在本实施方式中，尤其ECU 2估计填充在气缸3a内的混合气的空燃比AF，并且根据估计出的空燃比AF执行燃料喷射控制。

在本实施方式中，ECU 2相当于基准曲轴角设定单元、基准缸内压计算单元、空燃比估计单元、控制单元、初始曲轴角取得单元、初始缸内温度取得单元、以及目标空燃比设定单元。

图3示出ECU 2执行的混合气的空燃比AF的估计处理的主流程。本处理按每个气缸3a，以与前述的曲轴角等级FISTG的切换周期相同的周期(例如每个曲轴角度30度)反复执行。另外，与缸内压传感器51检测出的缸内压PCYL直接相关的处理与本处理分别地，以与CRK信号的产生周期相同的周期(例如每个曲轴角度0.5度)，例如检测出的缸内压PCYL与曲轴角CA对应地存储。

在图3的估计处理中，首先在步骤1(图示为“S1”。以下相同)中，判别曲轴角等级FISTG是否与相当于进气TDC(上止点)的第1规定值STG1相等。当该判别结果为是、该气缸3a处于刚转移至进气行程后的阶段时，取得进气相关参数(步骤2)。具体而言，读取检测出的进气温TA、发动机水温TW以及排气相位CAEX作为进气相关参数，并存储至ECU 2的RAM的规定区域。然后，结束本处理。

当所述步骤1的判别结果为否时，判别曲轴角等级FISTG是否与相当于压缩BDC(下止点)的第2规定值STG2相等(步骤3)。当该判别结果为是、该气缸3a处于刚转移至压缩行程后的阶段时，取得压缩相关参数(步骤4)。具体而言，读取检测出的进气压PBA、发动机转速NE以及进气相位CAIN和在该时刻设定的点火正时IGLOG作为压缩相关参数，并且存储至ECU 2的RAM的规定区域。

接着，执行基准曲轴角CA_REF的设定处理(步骤5)。在该设定处理中，预测即将开始混合气的燃烧时的时机，设定为基准曲轴角CA_REF。图4示出该子例程。

在本处理中，首先在步骤21中，根据所述步骤4中取得的进气压PBA以及发动机转速NE，检索规定的映射图(未图示)，由此计算滞后角校正量ΔC_CA。该滞后角校正量ΔC_CA与点燃延迟时间相应，以曲轴角度表示，所述点燃延迟时间是在点火正时IGLOG通过火花塞5进行点火动作之后，混合气点燃直至燃烧开始的时间。进气压PBA越低，混合气越难点燃，而且发动机转速NE越高，与相同的点燃延迟时间对应的曲轴角度越大。因此，在上述的映射图中，滞后角校正量ΔC_CA被设定成进气压PBA越低而且发动机转速NE越高，值越大。

接着，从所述步骤4中取得的点火正时IGLOG减去滞后角校正量ΔC_CA，从而设定基准曲轴角CA_REF(步骤22)。另外，点火正时IGLOG以及基准曲轴角CA_REF以各气缸3a的压缩TDC为原点(0度)、以提前侧为正来表示(参照图10)。

接着，判别设定的基准曲轴角CA_REF是否比相当于压缩TDC的0度小(步骤23)。当该判别结果为否、即基准曲轴角CA_REF相当于压缩TDC或比其靠提前侧时，直接结束本处理。

另一方面，当步骤23的判别结果为是、基准曲轴角CA_REF比压缩TDC靠滞后侧时，将基准曲轴角CA_REF限制为相当于压缩TDC的0度(步骤24)，结束本处理。

返回图3，在接着上述步骤5的步骤6中，执行基准缸内压P_REF的计算处理。在混合气中不存在外部EGR气体且混合气的空燃比为理论空燃比的条件下，该基准缸内压P_REF是在上述的基准曲轴角产生的缸内压。关于该计算处理的详情，后面记述。

接着，执行AF系数(空燃比)C_AF的计算处理(步骤7)，结束本处理。如图5所示，在压力差ΔP(后述的实际缸内压P_CPS与基准缸内压P_REF之差)与混合气的当量比KAF之间，线性关系得到认可，因此将当量比KAF相对于压力差ΔP的斜率(KAF/ΔP)定义成AF系数C_AF。关于该计算处理的详情，后面记述。

当所述步骤3的判别结果为否时，判别曲轴角等级FISTG是否与相当于压缩TDC(上止点)的第3规定值STG3相等(步骤8)。当该判别结果为否时，直接结束本处理。另一方面，当步骤8的判别结果为是、该气缸3a处于压缩行程刚结束后的阶段时，从RAM读取在步骤5中设定的基准曲轴角CA_REF下检测出的缸内压PCYL，作为实际缸内压P_CPS来取得(步骤9)。

接着，计算取得的实际缸内压P_CPS与基准缸内压P_REF之差(＝P_CPS－P_REF)，作为压力差ΔP(步骤10)。接着，采用目前为止计算出的压力差ΔP和AF系数C_AF，通过以下数学式(A)，计算混合气的当量比KAF(步骤11)。

KAF＝ΔP×C_AF+1.0…(A)

另外，该数学式(A)是根据上述的AF系数C_AF的定义以及如下关系推导出的：当空燃比AF为理论空燃比时(当量比KAF＝1.0)，实际缸内压P_CPS与基准缸内压P_REF一致，压力差ΔP为0(参照图5)。

接下来，通过以下数学式(B)，根据当量比KAF和理论空燃比(＝14.7)计算混合气的空燃比AF(步骤12)，结束本处理。

AF＝14.7/KAF…(B)

接着，一边参照图6，一边对图3的步骤6中执行的第1实施方式的基准缸内压P_REF的计算处理进行说明。在本处理中，首先在步骤31中，根据所述步骤2中取得的进气相位CAIN计算进气门的关闭时机(以下称作“进气门关闭时机”)IVC。该进气门关闭时机IVC与前述的基准曲轴角CA_REF同样地，表示为以压缩TDC为原点(0度)、以提前侧为正的曲轴角。

在该进气门关闭时机IVC设定在压缩行程中的情况下，混合气的压缩实质上是从进气门的关闭时开始，因此进气门关闭时机IVC与压缩开始时的曲轴角(初始曲轴角)相应。并且，进气压PBA相当于压缩开始时的缸内压(初始缸内压)。

接着，根据进气温TA、进气相位CAIN以及排气相位CAEX检索规定的映射图(未图示)，由此计算压缩开始时的气缸3a内的温度、即初始缸内温度T_STRT(步骤32)。在上述的参数中，进气相位CAIN以及排气相位CAEX在执行由进气门与排气门的气门重叠实现的内部EGR的情况下，用于反映与内部EGR量对应的缸内温度的上升。因此，在上述的映射图中，初始缸内温度T_STRT设定成如下的值：进气温TA越高而且相对于进气相位CAIN以及排气相位CAEX越位于气门重叠大的一侧，该值越高。

在接下来的步骤33中，根据基准曲轴角CA_REF、进气门关闭时机IVC、初始缸内温度T_STRT以及进气压PBA，检索图7所示的基准缸内压映射图，由此计算基准缸内压P_REF。以下对该基准缸内压映射图进行说明。

首先，对填充在气缸3a内的混合气(缸内气体)的热容比和压缩行程中的状态变化进行说明。混合气的热容比κ是采用定压比热Cp和气体常数R来以下面的数学式(1)示出的，定压比热Cp由下面的数学式(2)来示出。

【数学式1】

κ：混合气的热容比

Cp：混合气的定压比热

R：气体常数

【数学式2】

CpX：混合气的X成分(O2、N2、H2O、CO2、燃料)的定压比热

nX：X成分的摩尔数

T：缸内温度

如数学式(2)所示，混合气的热容比κ根据其组成(成分和各成分的摩尔数)而变化。并且，如图8所示，混合气的各成分的热容比具有随着温度上升而下降的温度特性，由这些成分构成的混合气的热容比κ也具有同样的温度特性。并且，如图9所示，具有如下特性：混合气的空燃比AF越大，燃料成分就越减少，从而混合气的热容比κ増大。

并且，压缩行程中的混合气的状态变化为绝热压缩变化，被看作多方变化，因此曲轴角CA＝a时的缸内温度Ta由以下数学式(3)来表示。

【数学式3】

Ta：CA＝a时的缸内温度

V：气缸容积

Va：CA＝a时的气缸容积

κa：CA＝a时的热容比

如数学式(3)所示，缸内温度T为热容比κ的函数，并且，如上所述，混合气的热容比κ为缸内温度T的函数。因此，为了正确求出热容比κ以及缸内温度T，进行逐步、相互地应用数学式(1)、(2)和数学式(3)的运算结果的逐步计算。其结果是，曲轴角CA＝最终曲轴角θ时的缸内温度(最终缸内温度)Tθ由以下数学式(4)来表示。

【数学式4】

Tθ：CA＝a时的缸内温度(最终缸内温度)

T0：初始缸内温度

V0：初始气缸容积

Vθ：CA＝θ时的气缸容积(最终气缸容积)

bκ0：混合气的初始比热

κθ：CA＝θ时的混合气的比热

并且，曲轴角CA＝a时的缸内压Pa由以下数学式(5)来表示，而且，根据该数学式(5)，曲轴角CA＝θ时的缸内压(最终缸内压)Pθ由以下数学式(6)来表示。

【数学式5】

Pa：CA＝a时的缸内压

【数学式6】

Pθ：CA＝θ时的缸内压(最终缸内压)

P0：初始缸内压

如数学式(6)所示，最终缸内压Pθ为初始缸内压P0、初始气缸容积V0、最终气缸容积Vθ以及逐步计算而得的热容比κ的函数。并且，热容比κ为逐步计算的缸内温度T的函数，缸内温度T为初始缸内温度T0和热容比κ的函数。并且，由于气缸容积V根据曲轴角CA明确地求出，因此初始气缸容积V0和最终气缸容积Vθ分别替换为初始曲轴角CA0和最终曲轴角CAθ。

根据上述，在给出数学式(2)中的混合气的组成的条件下，求出最终缸内压Pθ作为初始缸内压P0、初始缸内温度T0、初始曲轴角CA0以及最终曲轴角CAθ的函数。

基于以上的关系，如图7所示，以分别相当于初始缸内压P0、初始缸内温度T0以及初始曲轴角CA0的进气压PBA、初始缸内温度T_STRT以及进气门关闭时机IVC和相当于最终曲轴角CAθ的基准曲轴角CA_REF作为输入参数，以相当于最终缸内压Pθ的基准缸内压P_REF作为输出得到前述的基准缸内压映射图。

并且，作为混合气的组成的条件，给予外部EGR气体不存在的条件、内部EGR量的条件、以及空燃比AF为理论空燃比的条件。最初的条件是因为在执行外部EGR的情况下，存在有到外部EGR气体到达气缸3a为止的延迟，由此不能掌握外部EGR量。与此相对，内部EGR几乎没有像外部EGR那样的延迟，内部EGR量几乎由包括进气门关闭时机IVC的上述初始条件决定，被作为条件给出。

具体而言，根据进气压PBA、初始缸内温度T_STRT以及进气门关闭时机IVC，利用仿真等计算内部EGR量，在所述数学式(2)中，作为废气成分的CO2成分的摩尔数nco2和H2O成分的摩尔数nH20根据计算出的内部EGR量来设定，其他成分的摩尔数nx按与理论空燃比相当的比率分配。基准缸内压映射图是如下的映射图：在以上这样的混合气的组成的条件下，针对上述的四个输入参数的各种条件，事先根据数学式(1)～(6)计算基准缸内压P_REF，使其结果相对于输入参数映射图化。

图10～图12示出基准缸内压映射图中的基准缸内压P_REF相对于各输入参数的设定例。并且，如图10所示，基准曲轴角CA_REF越接近0、即基准曲轴角CA_REF越接近压缩TDC，基准缸内压P_REF就被设定成越大的值，并且，进气门关闭时机IVC越大、即压缩行程中的进气门的关闭时机越早，基准缸内压P_REF就被设定成越大的值。这是因为基准曲轴角CA_REF越接近压缩TDC而且进气门的关闭时机越早，混合气的实质的压缩时间越长，从而最终的缸内压增大。

并且，如图11所示，初始缸内温度T_STRT越高，基准缸内压P_REF就设定成越小的值。这是因为随着初始缸内温度T_STRT越高、缸内温度越高，混合气的热容比κ降低，结果是，缸内压的上升程度下降。

并且，如图12所示，基准缸内压P_REF被设定成与进气压PBA成比例。这是因为基准缸内压P_REF以及进气压PBA分别相当于最终缸内压Pθ以及初始缸内压P0，两者成比例关系(参照数学式(6))。

如前所述，在图6的步骤33中，根据上述的四个参数，检索基准缸内压映射图，由此算出基准缸内压P_REF。在接下来的步骤34中，根据发动机转速NE以及发动机水温TW检索规定的映射图，由此计算传热校正系数K_HT。该传热校正系数K_HT用于补偿在气缸3a内与外部之间授受的热量的影响。

接着，将步骤33中计算出的基准缸内压P_REF与传热校正系数K_HT相乘，由此计算最终的基准缸内压P_REF(步骤35)，结束本处理。

接着，一边参照图13，一边对图3的步骤7中执行的AF系数C_AF的计算处理进行说明。如前所述，AF系数C_AF定义成混合气的当量比KAF相对于压力差ΔP(实际缸内压P_CPS与基准缸内压P_REF之差)的斜率(参照图5)，用于空燃比AF的计算。并且，认识到上述的斜率与进气条件以及压缩条件相应地变化的这种特性，因此在本处理中计算AF系数C_AF。

在本处理中，首先在步骤41中，取得基准曲轴角CA_REF、进气门关闭时机IVC、初始缸内温度T_STRT以及进气压PBA。这些参数表示上述的进气条件以及压缩条件，与前述的基准缸内压映射图的四个输入参数相同。因此，步骤41中的参数的取得是通过读取图6的基准缸内压P_REF的计算处理中得到的数据来进行的。

接着，根据取得的四个参数，检索图14所示的AF系数映射图，由此计算AF系数C_AF(步骤42)，结束本处理。该AF系数映射图是针对上述的四个输入参数的各种条件，根据数学式(1)～(6)事先计算AF系数C_AF，使其结果相对于输入参数映射图化而得到的。

图15～图17是示出AF系数映射图中的AF系数C_AF相对于各输入参数的设定例。如图15所示，基准曲轴角CA_REF越接近压缩TDC而且压缩行程中的进气门的关闭时机越早，AF系数C_AF就设定成越小的值。这是因为基准曲轴角CA_REF越接近压缩TDC而且进气门的关闭时机越早，混合气的实质的压缩时间就越长，从而压力差ΔP增大，与此相应地，AF系数C_AF减小。

并且，如图16所示，初始缸内温度T_STRT越高，AF系数C_AF就设定成越小的值。这是基于以下理由。即，混合气的成分中，燃料与其他成分比较，定压比热Cp的温度变化增大，混合气的热容比κ对温度特性的贡献度大。另一方面，若空燃比AF提高，则与此相应地，燃料的比例下降，其贡献度降低，从而基于温度的热容比κ的变化程度减小。因此，初始缸内温度T_STRT越高，压缩中热容比κ在越高的水平变化，由此压力差ΔP增大，AF系数C_AF减小。

并且，如图17所示，进气压PBA越高，AF系数C_AF就设定成越小的值。这是因为作为初始缸内压的进气压PBA越高，实际缸内压P_CPS以及压力差ΔP就与其成比例地増大，与此相应地，AF系数C_AF减小。

接着，一边参照图18，一边对采用估计出的混合气的空燃比AF的燃料喷射控制处理进行说明。本处理与TDC信号的产生同步，按每个气缸3a执行。

在本处理中，首先在步骤51中，根据发动机转速NE以及要求扭矩TRQCMD，检索规定的映射图(未图示)，由此计算基本燃料喷射量FUEL_BASE。上述的要求扭矩TRQCMD例如是根据油门开度AP以及发动机转速NE来计算的。

接着，计算该时刻设定的目标空燃比TGT_AF与估计出的空燃比AF之间的偏差ΔAF(步骤52)。另外，该目标空燃比TGT_AF在除了加速时(完全打开节气门时)等之外的发动机3的稳定运转状态下，通常设定成理论空燃比。

接着，根据计算出的偏差ΔAF，通过PID反馈控制等，计算空燃比校正系数KAFFB，使得实际当量比KACT收敛于目标当量比KCMD(步骤53)。另外，也可以采用STR(自校正调节)等现代控制理论进行该空燃比校正系数KAFFB的计算。最后，使基本燃料喷射量FUEL_BASE乘以空燃比校正系数KAFFB，由此计算燃料喷射量QFUEL(步骤54)，结束本处理。通过以上的控制，控制混合气的空燃比AF为目标空燃比TGT_AF。

如以上所述，根据本实施方式，在不存在外部EGR气体且空燃比为理论空燃比的规定的混合气的组成条件下，根据混合气的热容比κ的温度特性，计算在基准曲轴角CA_REF下产生的基准缸内压P_REF。并且，根据在基准曲轴角CA_REF下检测出的实际缸内压P_CPS与基准缸内压P_REF之间的压力差ΔP，计算混合气的空燃比AF，由此能够反映混合气的热容比κ的温度特性，同时估计空燃比AF。

并且，基准曲轴角CA_REF是混合气的燃烧即将开始时的曲轴角，因此在还未进行燃烧，混合气的状态变化保持在多方变化的状态下，能够取得实际缸内压P_CPS，并确保实际缸内压P_CPS与基准缸内压P_REF之间的大压力差ΔP。因此，根据该压力差ΔP，能够良好地反映混合气的热容比κ的温度特性，并高精度地估计空燃比AF。并且，能够采用高精度估计出的空燃比AF，适当地进行燃料喷射控制。

并且，采用点火正时IGLOG、进气压PBA以及发动机转速NE设定基准曲轴角CA_REF，因此能够根据发动机3的实际的运转状态适当地进行该设定，从而能够正确地得到混合气即将开始燃烧时的基准缸内压P_REF以及实际缸内压P_CPS。

并且，当设定的基准曲轴角CA_REF比相当于压缩TDC的0度靠滞后侧时，将基准曲轴角CA_REF限制为0度，能够避免因压缩TDC后的爆震等的影响而导致的实际缸内压P_CPS的下降，从而能够确保实际缸内压P_CPS与基准缸内压P_REF之间的大压力差ΔP，能够良好地维持空燃比AF的估计精度。

并且，能够根据基准曲轴角CA_REF、与压缩开始时的初始曲轴角相应的进气门关闭时机IVC、初始缸内温度T_STRT、以及相当于初始缸内压的进气压PBA，正确地计算基准缸内压P_REF，因此能够根据压缩中的混合气的温度、压力的状态高精度地计算基准缸内压。并且，根据发动机转速NE以及发动机水温TW校正计算出的基准缸内压P_REF，由此能够适当地补偿在气缸3a内与外部之间授受的热量的影响。

并且，能够根据与用于基准缸内压P_REF的计算的参数相同的四个参数(基准曲轴角CA_REF、进气门关闭时机IVC、初始缸内温度T_STRT以及进气压PBA)，反映混合气的进气、压缩条件，同时正确地计算AF系数C_AF。并且，能够根据使计算出的AF系数C_AF乘以压力差ΔP而得到的值，来高精度地进行空燃比AF的估计。

并且，该压力检测元件以及放大电路一体地设置在喷油器4上，因此缸内压传感器51难以受到点火动作导致的噪声、其他的气缸3a的喷油器4的喷射动作导致的噪声的影响。因此，提高了由缸内压传感器51实现的实际缸内压P_CPS的检测精度，由此能够进一步提高空燃比AF的估计精度。

接着，一边参照图19，一边对基准缸内压P_REF的计算处理的变形例进行说明。该变形例如前所述，根据基准缸内压P_REF与进气压PBA成比例这一关系(图12)，从基准缸内压映射图的输入参数中除去进气压PBA，通过进气压PBA校正由基准缸内压映射图得到的映射值。执行本处理代替图6的处理。而且，在图19中，在执行内容与图6相同的步骤上标有相同的步骤编号。

在本处理中，执行与图6的处理相同的步骤31以及步骤32，计算进气门关闭时机IVC以及初始缸内温度T_STRT。接着，根据基准曲轴角CA_REF、进气门关闭时机IVC以及初始缸内温度T_STRT，检索基准缸内压映射图(未图示)，由此计算基准缸内压P_REF(步骤301)。另外，在该基准缸内压映射图中，压缩开始时的初始缸内压作为常数处理，采用基准大气压PATM(760mmHg)。

接着，将进气压PBA除以基准大气压PATM而得到的值设定为进气压校正系数K_PB(步骤302)，并且使该进气压校正系数K_PB乘以步骤301中计算出的基准缸内压P_REF，由此计算校正后的基准缸内压P_REF(步骤303)。

之后的处理内容与图6相同，使步骤303中计算出的基准缸内压P_REF乘以根据发动机转速NE以及发动机水温TW计算出的传热校正系数K_HT，由此计算最终的基准缸内压P_REF(步骤34、35)，结束本处理。

根据以上的变形例，能够算出与图6的计算处理的情况相同的基准缸内压P_REF，并且削减了输入参数，从而能够容易创建基准缸内压映射图，能够减小其负载。

接着，一边参照图20，一边对第2实施方式的基准缸内压P_REF的计算处理进行说明。在前述的第1实施方式的计算处理(图6)中，空燃比AF为理论空燃比，与此相对，图20的计算处理是在空燃比AF为目标空燃比TGT_AF的条件下计算基准缸内压P_REF。而且，在图20中，在与图6相同的执行内容的步骤上标有相同的步骤编号。

在本处理中，执行与图6的处理相同的步骤31以及步骤32，计算进气门关闭时机IVC以及初始缸内温度T_STRT。

接下来，设定目标空燃比TGT_AF(步骤311)。该目标空燃比TGT_AF的设定是通过根据要求扭矩TRQCMD以及发动机转速NE检索规定的映射图(未图示)来进行的。此外，例如，发动机3在根据其负载等被切换为理论配比燃烧模式和稀薄燃烧模式来运转的情况下，目标空燃比TGT_AF根据燃烧模式设定在大范围内，其中，在所述理论配比燃烧模式中，空燃比AF被控制在理论空燃比附近，在所述稀薄燃烧模式中，空燃比AF被控制得比理论空燃比还要稀薄。

接着，根据基准曲轴角CA_REF、进气门关闭时机IVC、初始缸内温度T_STRT以及进气压PBA和步骤311中设定的目标空燃比TGT_AF，检索图21所示的基准缸内压映射图，由此计算基准缸内压P_REF(步骤312)。相对于图7的基准缸内压映射图，在该基准缸内压映射图中增加目标空燃比TGT_AF作为输入参数，由此，赋予空燃比AF为目标空燃比TGT_AF的条件，根据该条件和不存在外部EGR气体的条件以及内部EGR量的条件，确定数学式(2)的各成分的摩尔数nx。

基准缸内压映射图是针对上述的五个输入参数的各种条件，根据数学式(1)～(6)事先计算基准缸内压P_REF，使其结果相对于输入参数映射图化而得到的。

图22示出基准缸内压映射图中的基准缸内压P_REF相对于目标空燃比TGT_AF的设定例。如该图所示，目标空燃比TGT_AF越高，基准缸内压P_REF就设定成越大的值。这是因为空燃比越高，混合气的热容比κ就越高(参照图9)，与此相应地，最终的缸内压增大。

返回图20，步骤312之后的处理内容与图6相同，将计算出的基准缸内压P_REF与传热校正系数K_HT相乘，由此计算最终的基准缸内压P_REF(步骤34、35)，结束本处理。另外，在本实施方式中，基准缸内压P_REF是以目标空燃比TGT_AF为条件计算出的，因此当实际的空燃比AF为目标空燃比TGT_AF时，实际缸内压P_CPS与基准缸内压P_REF一致，压力差ΔP为0。基于该关系，图3的步骤11中的当量比KAF的计算通过以下算术式(C)进行，以代替算术式(A)。

KAF＝ΔP×C_AF+KTGT…(C)

右边的KTGT是相当于目标空燃比TGT_AF的当量比。

如上所述，根据本实施方式，与第1实施方式同样地，能够根据基准曲轴角CA_REF、进气门关闭时机IVC、初始缸内温度T_STRT以及吸气压PBA，正确地计算基准缸内压P_REF。而且，在空燃比AF为目标空燃比TGT_AF的条件下，根据目标空燃比TGT_AF计算基准缸内压P_REF，因此在变更目标空燃比TGT_AF的情况下，也能够以该时刻的空燃比AF的目标值、即目标空燃比TGT_AF为基准来正确地计算基准缸内压P_REF。

并且，本发明并不限定于进行了说明的实施方式，能够以各种方式来实施。例如，在实施方式中，采用点火正时IGLOG、进气压PBA以及发动机转速NE作为计算基准曲轴角CA_REF时的参数，但也可以一并采用其他的适当的参数。

并且，在实施方式中，根据进气温TA、进气相位CAIN以及排气相位CAEX，计算用于基准缸内压P_REF以及AF系数C_AF的计算的初始缸内温度T_STRT，但在不执行由进、排气门的气门重叠实现的内部EGR的情况下，也可以直接将进气温TA作为初始缸内温度。并且，采用了进气压PBA作为初始缸内压，但也能够采用压缩开始时由缸内压传感器51检测出的缸内压PCYL。

并且，根据发动机转速NE以及发动机水温TW校正基准缸内压P_REF，但也可以进一步采用对气缸3a的内外间的热量授受带来影响的其他适当的参数，来进行校正。

此外，实施方式是发动机3不具有外部EGR装置的例子，但本发明也能够应用于发动机3具有外部EGR装置的情况。即在该情况下，在混合气中不存在外部EGR气体的条件下，计算基准缸内压P_REF，并且停止外部EGR，在该状态下通过对实际缸内压P_CPS进行采样，能够与实施方式同样地高精度地估计空燃比AF。

并且，在实施方式中，根据估计出的空燃比AF执行燃料喷射控制，但也可以将其替代或与此同时执行其他的发动机控制，例如经由EGR阀42的EGR控制、经由节气门27的吸入空气量控制、以及经由火花塞5的点火正时控制等。并且，缸内压传感器51是与喷油器4成一体型的，但当然也可以是与喷油器4分离配置的分体型的。

并且，在实施方式中，发动机3是车辆用的发动机，但本发明也能够应用于其他用途的发动机、例如在垂直方向配置曲轴的船外机用的发动机等。另外，能够在本发明的主旨范围内，适当地变更细节结构。