JP2017206983A - Control device of internal combustion engine - Google Patents
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Abstract
Description
この発明は、内燃機関の制御装置に関する。 The present invention relates to a control device for an internal combustion engine.
例えば、特許文献1には、筒内圧センサを備える内燃機関の制御装置が開示されている。この制御装置は、筒内圧センサにより検出される筒内圧の絶対圧補正を実行するように構成されている。この絶対圧補正では、検出される筒内圧が最大となる筒内圧最大クランク角度を基準として、吸気弁が閉じてから燃焼が開始するまでの断熱圧縮行程において第1クランク角度および第2クランク角度が設定される。そして、絶対圧補正は、設定された第1クランク角度および第2クランク角度でのそれぞれの筒内圧と筒内容積を用いて実行される。 For example, Patent Document 1 discloses a control device for an internal combustion engine including an in-cylinder pressure sensor. This control device is configured to execute an absolute pressure correction of the in-cylinder pressure detected by the in-cylinder pressure sensor. In this absolute pressure correction, the first crank angle and the second crank angle are determined in the adiabatic compression stroke from when the intake valve is closed to when combustion starts, with reference to the maximum cylinder pressure crank angle at which the detected cylinder pressure becomes maximum. Is set. The absolute pressure correction is executed using the in-cylinder pressure and the in-cylinder volume at the set first crank angle and second crank angle.
上述の特許文献1では、断熱圧縮行程中の筒内圧の値のみを利用して絶対圧補正が行われる。このような手法では、断熱膨張行程中に筒内圧センサにより検出される筒内圧の値に電気ノイズやセンサの熱歪等による誤差が重畳していた場合には、断熱膨張行程中の絶対圧補正値のずれが生じ、それに伴い、熱発生量の値にずれが生じてしまう。熱発生量の値にずれが生じると、熱発生量の値に基づく燃焼解析値(燃焼質量割合が特定割合となるときのクランク角度の値など)にずれが生じてしまう。 In Patent Document 1 described above, absolute pressure correction is performed using only the value of the in-cylinder pressure during the adiabatic compression stroke. In such a method, if an error due to electrical noise or sensor thermal distortion is superimposed on the value of the in-cylinder pressure detected by the in-cylinder pressure sensor during the adiabatic expansion stroke, the absolute pressure correction during the adiabatic expansion stroke is performed. A shift in value occurs, and accordingly, a shift in the value of the heat generation amount occurs. When a deviation occurs in the value of the heat generation amount, a deviation occurs in the combustion analysis value based on the value of the heat generation amount (such as a crank angle value when the combustion mass ratio becomes a specific ratio).
この発明は、上述のような課題を解決するためになされたもので、断熱圧縮行程および断熱膨張行程の双方における筒内圧の検出値に電気ノイズ等の誤差が重畳した場合であっても、絶対圧補正後の筒内圧のずれを抑制できるようにした内燃機関の制御装置を提供することを目的とする。 The present invention has been made to solve the above-described problems, and even if an error such as electrical noise is superimposed on the detected value of the in-cylinder pressure in both the adiabatic compression stroke and the adiabatic expansion stroke, It is an object of the present invention to provide a control device for an internal combustion engine that can suppress a deviation in in-cylinder pressure after pressure correction.
本発明に係る内燃機関の制御装置は、筒内圧を検出する筒内圧センサと、クランク角を検出するクランク角センサとを備え、前記筒内圧センサの検出値に基づくエンジン制御が実施される内燃機関を制御する。前記制御装置は、絶対圧補正手段と、第1熱発生量算出手段と、第2熱発生量算出手段とを備える。前記絶対圧補正手段は、前記筒内圧センサの検出値の絶対圧補正を実行する。前記第1熱発生量算出手段は、前記筒内圧センサの検出値に基づいて、断熱圧縮行程内かつ点火時期を終期とする第1クランク角期間中の第1熱発生量を算出する。前記第2熱発生量算出手段は、前記筒内圧センサの検出値に基づいて、断熱膨張行程内かつ燃焼が完了している燃焼完了時期を始期とする第2クランク角期間中の第2熱発生量を算出する。そして、前記第1熱発生量算出手段は、前記第1熱発生量が一定値に近づくように第1絶対圧補正値もしくは第1比熱比を決定し、決定した前記第1絶対圧補正値もしくは前記第1比熱比に基づいて前記第1熱発生量を算出する。また、前記第2熱発生量算出手段は、前記第2熱発生量が一定値に近づくように第2絶対圧補正値もしくは第2比熱比を決定し、決定した前記第2絶対圧補正値もしくは前記第2比熱比に基づいて前記第2熱発生量を算出する。 An internal combustion engine control apparatus according to the present invention includes an in-cylinder pressure sensor that detects an in-cylinder pressure and a crank angle sensor that detects a crank angle, and an engine control based on a detection value of the in-cylinder pressure sensor is performed. To control. The control device includes an absolute pressure correction unit, a first heat generation amount calculation unit, and a second heat generation amount calculation unit. The absolute pressure correction unit executes absolute pressure correction of the detection value of the in-cylinder pressure sensor. The first heat generation amount calculating means calculates a first heat generation amount during a first crank angle period within the adiabatic compression stroke and ending with the ignition timing, based on a detection value of the in-cylinder pressure sensor. The second heat generation amount calculation means is configured to generate second heat generation during a second crank angle period starting from a combustion completion timing within the adiabatic expansion stroke and when combustion is completed, based on a detection value of the in-cylinder pressure sensor. Calculate the amount. Then, the first heat generation amount calculating means determines a first absolute pressure correction value or a first specific heat ratio so that the first heat generation amount approaches a constant value, and the determined first absolute pressure correction value or The first heat generation amount is calculated based on the first specific heat ratio. Further, the second heat generation amount calculating means determines a second absolute pressure correction value or a second specific heat ratio so that the second heat generation amount approaches a constant value, and determines the determined second absolute pressure correction value or The second heat generation amount is calculated based on the second specific heat ratio.
本発明によれば、断熱圧縮行程内の第1クランク角期間中の熱発生量(第1熱発生量)を一定値に近づけるための第1絶対圧補正値もしくは第1比熱比を決定し、決定した第1絶対圧補正値もしくは第1比熱比に基づいて断熱圧縮行程内の第1熱発生量が算出される。同様に、断熱膨張行程内の第2クランク角期間中の熱発生量(第2熱発生量)を一定値に近づけるための第2絶対圧補正値もしくは第2比熱比を決定し、決定した第2絶対圧補正値もしくは第2比熱比に基づいて第2熱発生量が算出される。これにより、断熱圧縮行程および断熱膨張行程の双方における筒内圧の検出値に電気ノイズ等の誤差が重畳した場合であっても、絶対圧補正後の筒内圧のずれを抑制できるようになる。 According to the present invention, the first absolute pressure correction value or the first specific heat ratio for making the heat generation amount (first heat generation amount) during the first crank angle period in the adiabatic compression stroke close to a constant value is determined. Based on the determined first absolute pressure correction value or the first specific heat ratio, the first heat generation amount in the adiabatic compression stroke is calculated. Similarly, the second absolute pressure correction value or the second specific heat ratio for bringing the heat generation amount (second heat generation amount) during the second crank angle period in the adiabatic expansion stroke close to a constant value is determined and determined. The second heat generation amount is calculated based on the 2 absolute pressure correction value or the second specific heat ratio. Thereby, even if an error such as electric noise is superimposed on the detected value of the in-cylinder pressure in both the adiabatic compression stroke and the adiabatic expansion stroke, the deviation of the in-cylinder pressure after the absolute pressure correction can be suppressed.
実施の形態1.
まず、図1〜図4を参照して、本発明の実施の形態1について説明する。
Embodiment 1 FIG.
First, Embodiment 1 of the present invention will be described with reference to FIGS.
[実施の形態1のシステム構成]
図1は、本発明の実施の形態1のシステム構成を説明するための図である。図1に示すシステムは、火花点火式の内燃機関(一例として、ガソリンエンジン)10を備えている。内燃機関10の筒内には、ピストン12が設けられている。筒内におけるピストン12の頂部側には、燃焼室14が形成されている。燃焼室14には、吸気通路16および排気通路18が連通している。
[System Configuration of Embodiment 1]
FIG. 1 is a diagram for explaining a system configuration according to the first embodiment of the present invention. The system shown in FIG. 1 includes a spark ignition type internal combustion engine (a gasoline engine as an example) 10. A
吸気通路16の吸気ポートには、当該吸気ポートを開閉する吸気弁20が設けられており、排気通路18の排気ポートには、当該排気ポートを開閉する排気弁22が設けられている。また、吸気通路16には、電子制御式のスロットルバルブ24が設けられている。内燃機関10の各気筒には、燃焼室14内(筒内)に燃料を供給するための燃料噴射弁(一例として、直接噴射式燃料噴射弁)26、および、混合気に点火するための点火装置(点火プラグ28のみを図示)が、それぞれ設けられている。
The intake port of the
また、各気筒には、筒内圧を検出するための筒内圧センサ30が組み込まれている。さらに、本実施形態のシステムは、内燃機関10を制御する制御装置として、電子制御ユニット(ECU)40とともに、下記の各種アクチュエータを駆動するための駆動回路(図示省略)などを備えている。
Each cylinder incorporates a
ECU40が信号を取り込むセンサには、上述した筒内圧センサ30に加え、クランク軸(図示省略)の近傍に配置されたクランク角センサ42、および、吸気通路16の入口付近に配置されたエアフローセンサ44等のエンジン運転状態を取得するための各種センサが含まれる。ECU40が操作信号を出すアクチュエータには、上述したスロットルバルブ24、燃料噴射弁26および上記点火装置等のエンジン運転を制御するための各種アクチュエータが含まれる。また、ECU40は、筒内圧センサ30の出力信号を、クランク角度と同期させてAD変換して取得する機能を有している。これにより、AD変換の分解能が許す範囲で、任意のクランク角タイミングにおける筒内圧を検出することができる。さらに、ECU40は、クランク角度と筒内容積との関係を定めたマップをメモリに記憶しており、そのようなマップを参照して、クランク角度に対応する筒内容積を算出することができる。
In addition to the in-
[実施の形態1のエンジン制御]
(MFBおよびこれに基づくCAxxの算出)
筒内圧センサ30とクランク角センサ42とを備える本実施形態のシステムによれば、内燃機関10の各サイクルにおいて、クランク角度同期での筒内圧の実測データ(筒内圧波形)を取得することができる。そして、得られた筒内圧波形と熱力学第1法則とを用いて、任意のクランク角度θでの筒内の熱発生量Qを次の(1)、(2)式にしたがって算出することができる。そして、算出された筒内の熱発生量Qの実測データ(熱発生量波形)を用いて、任意のクランク角度θにおける燃焼質量割合(以下、「MFB」と称する)を次の(3)式にしたがって算出することができる。そのうえで、MFBの算出処理を所定クランク角度毎に実行することで、クランク角度同期でのMFBの実測データ(MFB波形)を算出することができる。また、MFBの実測データが求まると、MFBが特定割合xx(0〜100までの値)となる時のクランク角度CAxxを算出することができる。
ただし、上記(1)式において、Wは仕事、Uは内部エネルギ、Pは筒内圧、Vは筒内容積、κは筒内ガスの比熱比である。また、上記(3)式において、Q0は計算開始点θ0(想定される燃焼開始点CA0に対して余裕をもって定められた圧縮行程中(ただし、吸気弁20の閉弁後)の所定クランク角度)での熱発生量の値(ゼロ)である。QmaxはMFBが100%に到達した時での(すなわち、燃焼終了点(100%燃焼点CA100)に到達した時の)熱発生量の値(最大値)である。
[Engine control of the first embodiment]
(Calculation of MFB and CAxx based on this)
According to the system of the present embodiment including the in-
However, in the above equation (1), W is work, U is internal energy, P is in-cylinder pressure, V is in-cylinder volume, and κ is the specific heat ratio of in-cylinder gas. Further, in the above equation (3), Q 0 is a predetermined crank during the compression stroke (with the
ECU40は、筒内圧センサ30の検出値に基づく各種の燃焼状態量(熱発生量最大値Qmax、特定割合燃焼点CAxx(例えば、燃焼重心である50%燃焼点CA50)など)を利用したエンジン制御(燃料噴射量制御、点火時期制御など)を実行する。そのようなエンジン制御の一例は、例えば、特開2015−094339号公報に記載されている。
The ECU 40 uses various combustion state quantities (heat generation amount maximum value Q max , specific ratio combustion point CAxx (for example, 50% combustion point CA50 which is the combustion center of gravity), etc.) based on the detection value of the in-
(絶対圧補正)
一般的に、チャージアンプを介してECUに取り込まれる筒内圧センサの出力(検出値)はドリフトするので、そのままでは相対圧としての筒内圧情報を示すものとなる。このため、上述の燃焼状態量を算出するためには、筒内圧センサの検出値を絶対圧化する補正(絶対圧補正)が必要になる。すなわち、熱発生量Qなどの燃焼状態量は、基本的に、絶対圧補正後の筒内圧(Pi+ΔP)を利用して行われる。なお、Piは、任意のクランク角度θiでの筒内圧センサの検出値である。
(Absolute pressure correction)
In general, the output (detected value) of the in-cylinder pressure sensor taken into the ECU via the charge amplifier drifts, so that the in-cylinder pressure information as the relative pressure is shown as it is. For this reason, in order to calculate the above-described combustion state quantity, correction (absolute pressure correction) for making the detected value of the in-cylinder pressure sensor into an absolute pressure is necessary. That is, the combustion state quantity such as the heat generation quantity Q is basically performed using the in-cylinder pressure (P i + ΔP) after the absolute pressure correction. Note that P i is a value detected by the in-cylinder pressure sensor at an arbitrary crank angle θ i .
従来から行われている絶対圧補正の手法の1つとして、次の手法がある。この手法は、断熱圧縮行程中において成立するポアソンの関係式(PVκ=一定)を利用して、断熱圧縮行程中の2点のクランク角度での筒内圧P1、P2および筒内容積V1、V2と、比熱比κと利用して次の(4)式を定義し、この(4)式を変形して得られる(5)式を用いて絶対圧補正値ΔPを算出するというものである。
(筒内圧センサの検出値に基づく燃焼状態量の算出に関する課題)
図2(A)〜図2(H)は、燃焼状態量に生じる誤差の各種要因を説明するための図である。燃焼状態量である熱発生量Qおよび特定割合燃焼点CAxxには、以下に示す様々な要因で誤差が生じ得る。
(Problems related to the calculation of the combustion state quantity based on the detection value of the in-cylinder pressure sensor)
FIG. 2A to FIG. 2H are diagrams for explaining various factors of errors occurring in the combustion state quantity. An error may occur in the heat generation amount Q, which is a combustion state amount, and the specific ratio combustion point CAxx due to various factors described below.
1.電気ノイズに起因するQの誤差
図2(A)は、燃焼開始前の圧縮行程中の筒内圧の検出値に電気ノイズが重畳した筒内圧波形を利用して算出された熱発生量Qの波形を示している。このケースでは、燃焼開始点CA0での熱発生量Qの値は、本来的には、発熱が生じていない上述の計算開始点での値Q0(=0)と同じはずであるが、図2(A)に示すように誤差が生じる。一方、図2(B)は、燃焼終了後の膨張行程中の筒内圧の検出値に電気ノイズが重畳した筒内圧波形を利用して算出された熱発生量Qの波形を示している。このケースでは、図2(B)に示すように熱発生量最大値Qmaxに誤差が生じる。
1. FIG. 2A shows a waveform of the heat generation amount Q calculated using an in-cylinder pressure waveform in which electric noise is superimposed on a detected value of the in-cylinder pressure during the compression stroke before the start of combustion. Is shown. In this case, the value of the heat generation amount Q at the combustion start point CA0 should be essentially the same as the value Q 0 (= 0) at the above calculation start point at which no heat is generated. An error occurs as shown in FIG. On the other hand, FIG. 2B shows a waveform of the heat generation amount Q calculated using an in-cylinder pressure waveform in which electrical noise is superimposed on a detected value of the in-cylinder pressure during the expansion stroke after the end of combustion. In this case, an error occurs in the heat generation maximum value Qmax as shown in FIG.
そして、図2(C)に示すイメージ図のように、熱発生量Qへの電気ノイズの影響は、圧縮上死点(TDC)から離れるほど、筒内容積Vが大きくなるので大きくなる。その理由は次の通りである。すなわち、筒内圧波形に重畳した電気ノイズによる筒内圧値の誤差をeとし、(厳密には比熱比κは圧縮行程と膨張行程とで異なるが)比熱比κが一定であると仮定したとき、熱発生量Qに生じる誤差eQは、以下の(6)式のように表すことができる。
(6)式により算出される誤差eQには、右辺第3項が強く働く。また、圧縮上死点から離れるほど、筒内容積Vが大きくなる。したがって、誤差eQの影響は、仮に同等のレベルの電気ノイズが筒内圧波形の全域に均等に重畳した場合であっても、図2(C)に示すように圧縮上死点から離れるほど大きくなる。 The third term on the right side acts strongly on the error e Q calculated by the equation (6). Further, the cylinder volume V increases as the distance from the compression top dead center increases. Therefore, even if the electrical noise of the same level is evenly superimposed on the entire area of the in-cylinder pressure waveform, the influence of the error e Q becomes larger as the distance from the compression top dead center increases as shown in FIG. Become.
2.熱歪等に伴う筒内圧波形の歪みに起因するQの誤差
筒内圧センサの熱歪、ピストンの圧縮抜け、または周期的なGNDレベルの変動といった理由により、筒内圧波形には、歪みが生じ得る。そのような歪みが生じると、図2(D)中に破線で示すように、熱発生量Q0、Qmaxの値に誤差が生じる(図2(D)はQmaxの誤差を例示)。
2. Q error due to in-cylinder pressure waveform distortion due to thermal distortion, etc. In-cylinder pressure waveform may be distorted due to in-cylinder pressure sensor thermal distortion, piston compression loss, or periodic GND level fluctuation. . When such distortion occurs, as indicated by broken lines in FIG. 2D, errors occur in the values of the heat generation amounts Q 0 and Q max (FIG. 2D illustrates an error in Q max ).
3.ΔPの誤差に起因するQの誤差
上述の(5)式を用いて絶対圧補正値ΔPを算出する構成では、上述の電気ノイズや熱歪に起因して絶対圧補正値ΔPに誤差が生じ得る。このように絶対圧補正値ΔPがずれてしまうと、図2(E)に示すように、熱発生量Qの波形に筒内容積Vの形に沿ったずれが生じ、その結果として、熱発生量Q0、Qmaxの値に誤差が生じる。その理由は、次の通りである。すなわち、絶対圧補正値がΔeだけずれ、かつ、比熱比κを一定としたとき、熱発生量Qに発生する誤差eQは、次の(7)式のように表すことができる。(7)式において、比熱比κと筒内容積V0は定数であるので、誤差eQの影響は、筒内容積Vに応じた形で発生する。
4.Q0、Qmaxの誤差に起因するCAxxの誤差
上述の要因で熱発生量Q0、Qmaxに誤差が生じると、それに伴い、これらの値に基づいて取得される特定割合燃焼点CAxxに誤差が生じる。特に、10%燃焼点CA10や90%燃焼点CA90のように熱発生量Qの上下限に近い値は、本来のCA0やCA100の値を超えてしまうと不定となるため、これらの値には、図2(F)に示すように大きな誤差が生じる。
4). Error in CAxx due to errors in Q 0 and Q max When an error occurs in the heat generation amounts Q 0 and Q max due to the above-described factors, an error occurs in the specific ratio combustion point CAxx acquired based on these values. Occurs. In particular, values close to the upper and lower limits of the heat generation amount Q, such as the 10% combustion point CA10 and the 90% combustion point CA90, become indefinite when exceeding the original values of CA0 and CA100. A large error occurs as shown in FIG.
5.燃焼状態量(QやCAxx)に対してフィルタ処理を施す場合の課題
燃焼状態量の算出に際し、燃焼状態量へのランダムノイズや燃焼変動の影響を軽減するために、複数の燃焼サイクルで算出された燃焼状態量の値を利用して、燃焼状態量の値の平滑化のためのフィルタ処理(例えば、なまし処理、算術平均)が行われる場合がある。この場合には、図2(G)に示すような課題がある。
5. Problems when filtering the combustion state quantity (Q and CAxx) When calculating the combustion state quantity, it is calculated in multiple combustion cycles in order to reduce the influence of random noise and combustion fluctuations on the combustion state quantity. In some cases, using the value of the combustion state quantity, filter processing (for example, smoothing process, arithmetic average) for smoothing the value of the combustion state quantity may be performed. In this case, there is a problem as shown in FIG.
まず、図2(G)中に破線で示すように膨張行程側の熱発生量Qの値が変動した場合、真値(実線)に対して熱発生量Qが大きい方の値を熱発生量最大値Qmaxとして取得するため、フィルタ処理に利用される各燃焼サイクルの熱発生量最大値Qmaxの値は、Qmaxの真値に対する誤差が正となるQmaxの値に偏ることになる。その結果、フィルタ処理を施したにも関わらず、フィルタ処理後の値にそのような誤差を継承したままとなる。その結果、MFBの算出の基礎となる熱発生量最大値Qmaxの値の誤差が大きくなることで、CA10等の誤差が大きくなる。 First, when the value of the heat generation amount Q on the expansion stroke side fluctuates as shown by a broken line in FIG. 2G, the value of the heat generation amount Q that is larger than the true value (solid line) is set as the heat generation amount. to obtain the maximum value Q max, the value of the heat production maximum value Q max in each combustion cycle to be used in filtering would biased to the value of Q max error is positive with respect to the true value of Q max . As a result, even though the filtering process is performed, such an error remains in the value after the filtering process. As a result, the error value of the heat generation amount maximum value Q max underlying the calculation of the MFB increases, errors such as CA10 increases.
また、フィルタ処理が行われる場合には、燃焼状態量の一例としてCA90を用いた図2(H)中に破線で示すように、CA90の値に過大なずれが一度生じると、その値がフィルタ処理において使用される期間中にはそのずれの影響が長く残ってしまう。なお、ここでいう過大なずれは、ノイズの影響でCAxxの値が不定になってしまった場合、失火や半失火の影響でQmaxが小さい場合に発生し易い。 In addition, when the filter processing is performed, as shown by a broken line in FIG. 2H using CA90 as an example of the combustion state quantity, once an excessive deviation occurs in the value of CA90, the value is filtered. The influence of the deviation remains for a long time during the period used in the processing. It should be noted that an excessive shift here is likely to occur when the value of CAxx becomes indefinite due to the effect of noise, or when Qmax is small due to the effect of misfire or semi-misfire.
ここで、断熱圧縮行程および断熱膨張行程における熱発生量Qの値は、発熱がない期間中の値であるため、本来的には一定値(dQ=0)になるはずである。したがって、断熱圧縮行程中の熱発生量Qのデータの平均値をQ0とし、断熱膨張行程中の熱発生量Qのデータの平均値をQmaxとすれば、上述の図2(A)〜(C)、(F)、(G)を参照して説明した要因による誤差を軽減できるといえる。しかしながら、この手法では、図2(D)、(E)に示すように熱発生量Qの波形に歪みが生じてしまうと、上記平均値を正しく求められなくなる。 Here, since the value of the heat generation amount Q in the adiabatic compression process and the adiabatic expansion process is a value during a period in which no heat is generated, it should be essentially a constant value (dQ = 0). Therefore, if the average value of the data of the heat generation amount Q during the adiabatic compression stroke is Q 0 and the average value of the data of the heat generation amount Q during the adiabatic expansion stroke is Q max , the above-described FIG. It can be said that errors due to the factors described with reference to (C), (F), and (G) can be reduced. However, in this method, if the waveform of the heat generation amount Q is distorted as shown in FIGS. 2D and 2E, the average value cannot be obtained correctly.
(実施の形態1の対策)
そこで、本実施形態では、図2(A)〜(H)を参照して説明した課題への対策として、次のような手法で用いることとした。
(Countermeasure of the first embodiment)
Therefore, in the present embodiment, the following method is used as a countermeasure for the problem described with reference to FIGS.
図3は、本発明の実施の形態1の対策に用いられる特徴的な手法を説明するための図である。図3(C)中の破線は、ノイズや熱歪等の影響を受けた筒内圧波形(図3(A)に示す筒内圧波形)をそのまま用いて算出された熱発生量Qの波形に相当する。このため、破線で示す熱発生量Qの波形には、ノイズや熱歪等の影響が表れている。 FIG. 3 is a diagram for explaining a characteristic technique used for the countermeasure of the first embodiment of the present invention. The broken line in FIG. 3 (C) corresponds to the waveform of the heat generation amount Q calculated using the in-cylinder pressure waveform (in-cylinder pressure waveform shown in FIG. 3 (A)) affected by noise, thermal strain, or the like as it is. To do. For this reason, the influence of noise, thermal distortion, etc. appears in the waveform of the heat generation amount Q indicated by a broken line.
本実施形態では、図3(C)中に実線で示す波形のように、燃焼開始前の断熱圧縮行程(クランク角度aからクランク角dまでの第1クランク角期間)と、燃焼終了後の断熱膨張行程(クランク角度cからクランク角度dまでの第2クランク角期間)のそれぞれにおいて、熱発生量Qの波形を意図的に歪ませて平らにすることとした。 In the present embodiment, as shown by the solid line in FIG. 3C, the adiabatic compression stroke (first crank angle period from the crank angle a to the crank angle d) before the start of combustion and the heat insulation after the end of combustion. In each of the expansion strokes (second crank angle period from the crank angle c to the crank angle d), the waveform of the heat generation amount Q is intentionally distorted and flattened.
より具体的には、本実施形態では、断熱圧縮行程(第1クランク角期間)と、断熱膨張行程(第2クランク角期間)のそれぞれにおいて熱発生量Qの波形が平らになるようにそれぞれの絶対圧補正値ΔP1、ΔP2を計算することとした。ここで、熱発生量Qの算出のための上述の(1)式は、以下の(8)式のように変形することができる。
断熱圧縮行程および断熱膨張行程のそれぞれにおいて、断熱変化の式(PVκ=一定)が成り立てばdQがゼロとなり、熱発生量Qの波形が平らになるといえる。そこで、本実施形態では、断熱圧縮行程中の熱発生量Qの波形がなるべく平らになるようにするために、断熱圧縮行程中の筒内圧の多数の計測点を用いて、最小2乗法で絶対圧補正値ΔP1を算出することとした。同様に、断熱膨張行程中の熱発生量Qの波形がなるべく平らになるようにするために、断熱膨張行程中の筒内圧の多数の計測点を用いて、最小2乗法で絶対圧補正値ΔP2を算出することとした。これらの絶対圧補正値ΔP1、ΔP2の算出には、次の(10)式が利用される。 In each of the adiabatic compression stroke and the adiabatic expansion stroke, if the adiabatic change equation (PV κ = constant) is established, dQ becomes zero and the waveform of the heat generation amount Q becomes flat. Therefore, in this embodiment, in order to make the waveform of the heat generation amount Q during the adiabatic compression stroke as flat as possible, the absolute value is obtained by the least square method using a large number of measurement points of the in-cylinder pressure during the adiabatic compression stroke. The pressure correction value ΔP 1 was calculated. Similarly, in order to make the waveform of the heat generation amount Q during the adiabatic expansion stroke as flat as possible, the absolute pressure correction value ΔP is calculated by the least square method using a large number of measurement points of the in-cylinder pressure during the adiabatic expansion stroke. 2 was calculated. For calculating these absolute pressure correction values ΔP 1 and ΔP 2 , the following equation (10) is used.
以下に示す(9)式は、i番目の筒内圧の検出値Pi、筒内容積Viおよび比熱比κi、並びに絶対圧補正値ΔPおよび定数mを断熱変化の式(PVκ=一定)に代入して表した式に相当する。そして、(9)式は、筒内圧Piに着目すると、(10)式のように変形することができる。そして、mとΔPとを未知数として(10)式に最小2乗法を適用することで、絶対圧補正値ΔPおよび定数mをそれぞれ(11)および(12)式のように表すことができる。
ただし、(11)式中の係数fiは(13)式のように表され、(12)式中の係数giは(14)式のように表される。また、(13)および(14)式中の係数Dは(15)式のように表される。また、(13)および(15)式中の係数nは、筒内圧値の計測点数である。
The following equation (9) is obtained by changing the detected value P i of the i-th cylinder pressure, the cylinder volume V i and the specific heat ratio κ i , the absolute pressure correction value ΔP, and the constant m to an adiabatic change equation (PV κ = constant). It corresponds to the formula expressed by substituting Then, equation (9), focusing on the cylinder pressure P i, it can be modified as equation (10). Then, by applying the least square method to equation (10) with m and ΔP as unknowns, the absolute pressure correction value ΔP and the constant m can be expressed as in equations (11) and (12), respectively.
However, the coefficient f i in the expression (11) is expressed as in the expression (13), and the coefficient g i in the expression (12) is expressed as in the expression (14). Further, the coefficient D in the equations (13) and (14) is expressed as the equation (15). Further, the coefficient n in the expressions (13) and (15) is the number of measurement points of the in-cylinder pressure value.
ここで、絶対圧補正値ΔP1、ΔP2の算出の対象となる断熱圧縮行程(第1クランク角期間)と断熱膨張行程(第2クランク角期間)の設定について説明する。従来手法のように2つの計測点のみを考慮する手法では、必ずしも対象クランク角期間全体の熱発生量Qの波形を平らにすることができず、熱発生量Qの波形を平らにするためには、なるべく多くの計測点を用いることが望ましく、また、使用される計測点が多い方が最小2乗法の精度を高めることができる。その一方で、対象クランク角期間は、確実に燃焼が行われない期間とすることが必要とされる。 Here, the setting of the adiabatic compression stroke (first crank angle period) and the adiabatic expansion stroke (second crank angle period), which are targets for calculating the absolute pressure correction values ΔP 1 and ΔP 2 , will be described. In the method that considers only two measurement points as in the conventional method, the waveform of the heat generation amount Q in the entire target crank angle period cannot always be flattened. It is desirable to use as many measurement points as possible, and more measurement points can be used to improve the accuracy of the least squares method. On the other hand, the target crank angle period is required to be a period during which combustion is not reliably performed.
そこで、本実施形態では、第1クランク角期間は断熱圧縮行程であり、その始期aは一例として吸気弁20の閉じ時期とされ、終期は点火時期bとされる。始期aは、吸気バルブタイミングのばらつきを考慮した余裕を有するように設計上の閉じ時期よりも遅らせてもよい。一方、第2クランク角期間は断熱膨張行程であり、その始期cは確実に燃焼が完了している時期として以下の手法で推定される燃焼完了時期とされ、終期dは、一例として排気弁22の開き時期とされる。始期dは、排気バルブタイミングのばらつきを考慮した余裕を有するように設計上の開き時期よりも早めてもよい。ECU40には、エンジン運転条件に応じた値となるように事前に設定された始期a、cおよび終期b、dが記憶されている。特に、燃焼完了時期は、例えば、空燃比、エンジン負荷および点火時期に応じた値として推定される。
Therefore, in the present embodiment, the first crank angle period is the adiabatic compression stroke, and the start period a is, for example, the closing timing of the
以上の手法によれば、断熱圧縮行程中の筒内圧の多数の計測点を用いて(11)式で表される絶対圧補正値ΔP1と(12)式で表される定数m1とを算出することができ、同様に、断熱膨張行程についても、絶対圧補正値ΔP2と定数m2とを算出することができる。図3(B)には、このようにして算出された絶対圧補正値ΔP1、ΔP2が表されている。ここで、図3(B)に示す一例のように、ΔP1とΔP2とは必ずしも等しくはならないので、第1クランク角期間の終期bから第2クランク角期間の始期cとの間の絶対圧補正値ΔPは、図3(B)に示すように直線で繋ぐことにより線形補完すればよい。 According to the above method, the absolute pressure correction value ΔP 1 expressed by the equation (11) and the constant m 1 expressed by the equation (12) are obtained using a large number of measurement points of the in-cylinder pressure during the adiabatic compression stroke. Similarly, the absolute pressure correction value ΔP 2 and the constant m 2 can also be calculated for the adiabatic expansion stroke. FIG. 3B shows the absolute pressure correction values ΔP 1 and ΔP 2 calculated in this way. Here, as in the example shown in FIG. 3B, ΔP 1 and ΔP 2 are not necessarily equal to each other. Therefore, the absolute value between the end b of the first crank angle period and the start c of the second crank angle period. The pressure correction value ΔP may be linearly complemented by connecting with a straight line as shown in FIG.
上述の手法で図3(B)に示すように算出された絶対圧補正値ΔPをクランク角度a〜クランク角度d中の対応する各計測点の筒内圧の検出値Piに加算して得られる補正後の筒内圧を利用して熱発生量Qの波形を算出することで、第1クランク角期間(断熱圧縮行程)および第2クランク角期間(断熱膨張行程)中の熱発生量Qの波形を平らにすることができる。 Obtained by adding the detected value P i of the corresponding cylinder pressure of each measurement point shown in FIG. 3 (B) to the absolute calculated as shown pressure correction value ΔP crank angle a~ in crank angle d with the method described above By calculating the waveform of the heat generation amount Q using the corrected in-cylinder pressure, the waveform of the heat generation amount Q during the first crank angle period (adiabatic compression stroke) and the second crank angle period (adiabatic expansion stroke). Can be flattened.
ただし、最小2乗法による絶対圧補正値ΔP1、ΔP2の過程で定数m1、m2も求まっている。このため、第1および第2クランク角期間中の熱発生量Qの値の算出のために、絶対圧補正値ΔP1、ΔP2を筒内圧の検出値Piに加算して各計測点の補正後の筒内圧値を算出する必要はなく、これらのクランク角期間中の補正後の筒内圧値は、次の(16)式を利用して算出される値を代用することができる。(16)式は、断熱変化の式(PVκ=定数m)を変形して得られたものである。例えば、第1クランク角期間(断熱圧縮行程)中の補正後の筒内圧値であれば、(16)式中のmにm1を代入することで、筒内容積Vと比熱比κとを用いて算出することができ、このことは第2クランク角期間(断熱膨張行程)についても同様である。この手法で算出される筒内圧値を用いて算出される第1および第2クランク角期間中の熱発生量Qの波形は、図3(C)に示すようにそれぞれ一定値となる。
次に、上述の手法で平らにした後の熱発生量Qの波形におけるQ0、Qk、Qmaxの算出手法について説明する。まず、Q0は初期値であるため、ゼロとすればよい。Qk、Qmaxは、特定割合燃焼点CAxxの算出に用いられる値である。Qkは、図3中に示す第1クランク角期間の終期bから第2クランク角期間の始期cまでの期間(便宜上、「第3クランク角期間」と称する)中のk番目の熱発生量Qの値であり、次の(17)式のように表すことができる。また、Qmaxは、(18)式のように表すことができる。なお、上述の手法で平らにした後の熱発生量Qの波形におけるQmaxは、一定値であり、断熱膨張行程の始期cでの筒内圧(上述の(16)式を用いて算出される筒内圧の値)を利用して算出することができる。
Next, a calculation method of Q 0 , Q k , and Q max in the waveform of the heat generation amount Q after flattening by the above method will be described. First, since Q 0 is an initial value, it may be set to zero. Q k and Q max are values used to calculate the specific ratio combustion point CAxx. Q k is the k-th heat generation amount during the period from the end b of the first crank angle period to the start c of the second crank angle period shown in FIG. 3 (referred to as a “third crank angle period” for convenience). The value of Q, which can be expressed as the following equation (17). Q max can be expressed as in equation (18). Note that Q max in the waveform of the heat generation amount Q after flattening by the above-described method is a constant value, and is calculated using the in-cylinder pressure at the start stage c of the adiabatic expansion stroke (the above-described equation (16)). It can be calculated using the value of the in-cylinder pressure.
ここで、上述の(11)、(12)式から、ΔPθ、ΔPmj、mj、P0およびPdを次の(19)〜(23)式のようにそれぞれ表現でき、QkおよびQmaxは、筒内圧Piの線形結合として表現できる。このため、QkおよびQmaxについての各計測点の係数をそれぞれfqkおよびfqmxとすると、(17)、(18)式は、次の(24)、(25)式のように表現することができる。なお、添え字0、b、c、dが付された記号は、それぞれ図3中に示すクランク角度a〜dの値であることを示している。
Here, from the above equations (11) and (12), ΔP θ , ΔPm j , m j , P 0 and P d can be expressed as the following equations (19) to (23), respectively, and Q k and Q max can be expressed as a linear combination of the in-cylinder pressure P i. For this reason, if the coefficients of the respective measurement points for Q k and Q max are respectively fqk and fqmx, the equations (17) and (18) can be expressed as the following equations (24) and (25). it can. Note that symbols with subscripts 0, b, c, and d indicate the values of the crank angles a to d shown in FIG.
本実施形態では、特定割合燃焼点CAxxの算出には、上述の手法で平らにした後の熱発生量Qの波形が利用される。この波形を利用する場合には、CAxxは図3中の第3クランク角期間(b−c)に存在するはずである。このため、本実施形態では、CAxxは、(18)式((25)式)に基づくQmaxと(17)式((24)式)に基づくQkとを利用して算出される。すなわち、第3クランク角期間(b−c)だけに着目してCAxxが算出されるようになる。これにより、図2(F)を参照して説明したような要因で明らかに燃焼期間から外れたクランク角度がCAxxとして算出されにくくすることができる。ここで、上述の手法で平らにすることで熱発生量Qの波形を歪ませたことで熱発生量最大値Qmaxは真値からずれることになるが、CAxxの算出の過程で正規化されるため、このずれのCAxxへの影響は小さくなる。 In the present embodiment, the waveform of the heat generation amount Q after flattening by the above-described method is used to calculate the specific ratio combustion point CAxx. When this waveform is used, CAxx should exist in the third crank angle period (bc) in FIG. For this reason, in the present embodiment, CAxx is calculated using Q max based on Equation (18) (Equation (25)) and Q k based on Equation (17) (Equation (24)). That is, CAxx is calculated by paying attention only to the third crank angle period (bc). Accordingly, it is possible to make it difficult to calculate the crank angle that is clearly out of the combustion period due to the factors described with reference to FIG. Here, by flattening by the above-described method, the waveform of the heat generation amount Q is distorted, so that the heat generation maximum value Q max deviates from the true value, but is normalized in the process of calculating CAxx. Therefore, the influence of this deviation on CAxx is reduced.
また、エンジン制御では、特定割合燃焼点CAxxという態様ではなく、筒内の熱発生量最大値Qmaxそのものが必要とされる場合がある。上述のように、歪ませた後の熱発生量最大値Qmaxには、真値からの誤差が生じる。そこで、本実施形態では、熱発生量最大値Qmaxそのものが必要とされる場合のためのQmaxの値は、(18)式((25)式)に基づくQmaxの値に対して、次の(26)式を用いて算出される補正項ΔQを加算した値として算出される。すなわち、(26)式に示すように、補正項ΔQは、ΔP2とΔP1との差(すなわち、波形を歪ませるためのずらし量)に所定の定数K3を乗じて得られる値とされる。そして、この補正項ΔQは、熱発生量Qの波形を歪ませたことによる仕事の変化量ΔWと内部エネルギの変化量ΔUとの和として考えることができ、ΔWおよびΔUは、それぞれ次の(27)および(28)式のように表すことができる。そして、(27)および(28)式からそれぞれ求めることができる定数K1とK2との和が補正項ΔQの定数K3として算出される。
(CAxxおよびQmaxの算出手順)
図4は、本発明の実施の形態1におけるCAxxおよびQmaxの算出手順を表したフローチャートである。なお、このフローチャートに従う処理は、燃焼サイクル毎に繰り返し実行される。
(Procedure for calculating the CAxx and Q max)
FIG. 4 is a flowchart showing a calculation procedure of CAxx and Q max in the first embodiment of the present invention. In addition, the process according to this flowchart is repeatedly performed for every combustion cycle.
図4に示すように、ECU40は、まず、筒内圧センサ30とクランク角センサ42とを用いて、クランク角度同期の筒内圧波形(筒内圧データ)を取得する(ステップ100)。次に、ECU40は、取得した筒内圧波形と上述の(10)〜(15)式とを利用して、断熱圧縮行程および断熱膨張行程における熱発生量Qの値を平らにするための絶対圧補正値ΔP1、ΔP2と、定数m1、m2とを算出する(ステップ102)。
As shown in FIG. 4, first, the
次に、ECU40は、特定割合燃焼点CAxxの算出に用いるQmaxおよびQkをそれぞれ(17)および(18)式に従って算出する(ステップ104)。ステップ102にて算出された絶対圧補正値ΔP1、ΔP2は、本ステップ104でのQmaxおよびQkの算出、ならびに後述のステップ108における補正項ΔWの算出のために使用される。また、ステップ102にて算出された定数m1、m2は、QmaxおよびQkの算出のために使用される断熱圧縮行程(第1クランク角期間(a−b))および断熱膨張行程(第2クランク角期間(c−d))中の筒内圧を(16)式を用いて算出するために使用される。なお、断熱圧縮行程中のQ0はゼロとされる。
Next, the
次に、ECU40は、ステップ104にて算出したQmaxとQkとを用いて、エンジン制御で必要とされる特定割合燃焼点CAxx(例えば、CA50、CA10およびCA90)を上述の(3)式を用いて算出する(ステップ106)。なお、Qkは(3)式中のQ(θ)の項に代入される。また、Q0は上述のようにゼロである。
Next, the
次に、ECU40は、補正項ΔQを(26)〜(28)式を用いて算出する(ステップ108)。そのうえで、本ステップ108では、ステップ104にて算出されたQmaxに補正項ΔQを加算することでQmaxが補正される。この補正後のQmaxが、Qmaxそのものがエンジン制御に必要とされる場合の値として使用される。
Next, the
以上説明したように、本実施形態によれば、断熱圧縮行程(第1クランク角期間)と、断熱膨張行程(第2クランク角期間)のそれぞれにおいて熱発生量Qの波形が平らになるようにそれぞれの絶対圧補正値ΔP1、ΔP2が決定される。そして、決定された絶対圧補正値ΔP1、ΔP2が反映された筒内圧波形に基づく熱発生量Qの波形を利用して特定割合燃焼点CAxxが算出される。これにより、算出値が不定となるようなCAxxの過大なずれを抑制できるようになる。また、熱発生量最大値Qmaxに過大なずれが生じるのを抑制することができる。以上のように、上述の図2(A)〜(H)を参照して説明した課題に適切に対処できるようになる。 As described above, according to the present embodiment, the waveform of the heat generation amount Q is flattened in each of the adiabatic compression stroke (first crank angle period) and the adiabatic expansion stroke (second crank angle period). The absolute pressure correction values ΔP 1 and ΔP 2 are determined. The specific ratio combustion point CAxx is calculated using the waveform of the heat generation amount Q based on the in-cylinder pressure waveform in which the determined absolute pressure correction values ΔP 1 and ΔP 2 are reflected. As a result, it is possible to suppress an excessive shift of CAxx that causes the calculated value to be indefinite. Further, it is possible to suppress an excessive shift in the heat generation maximum value Qmax . As described above, the problem described with reference to FIGS. 2A to 2H can be appropriately dealt with.
実施の形態2.
次に、図5および図6を参照して、本発明の実施の形態2について説明する。以下の説明では、実施の形態1のシステム構成の一例として、図1に示す構成が用いられているものとする。
Embodiment 2. FIG.
Next, a second embodiment of the present invention will be described with reference to FIG. 5 and FIG. In the following description, the configuration shown in FIG. 1 is used as an example of the system configuration of the first embodiment.
図5は、本発明の実施の形態2の対策に用いられる特徴的な手法を説明するための図である。上述した実施の形態1においては、断熱圧縮行程(第1クランク角期間)と、断熱膨張行程(第2クランク角期間)のそれぞれにおいて熱発生量Qの波形が平らになるようにそれぞれの絶対圧補正値ΔP1、ΔP2を計算している。これに対し、本実施形態では、断熱圧縮行程(第1クランク角期間)と、断熱膨張行程(第2クランク角期間)のそれぞれにおいて熱発生量Qの波形が平らになるようにそれぞれの比熱比κ1、κ2を計算することとした。このように、本実施形態では、比熱比κ1、κ2を利用して熱発生量Qの波形を歪ませることとした。 FIG. 5 is a diagram for explaining a characteristic technique used for the countermeasure of the second embodiment of the present invention. In the first embodiment described above, each absolute pressure is set so that the waveform of the heat generation amount Q is flat in each of the adiabatic compression stroke (first crank angle period) and the adiabatic expansion stroke (second crank angle period). Correction values ΔP 1 and ΔP 2 are calculated. On the other hand, in the present embodiment, the specific heat ratio is set such that the waveform of the heat generation amount Q is flat in each of the adiabatic compression stroke (first crank angle period) and the adiabatic expansion stroke (second crank angle period). κ 1 and κ 2 were calculated. Thus, in the present embodiment, the waveform of the heat generation amount Q is distorted using the specific heat ratios κ 1 and κ 2 .
より具体的には、本実施形態では、筒内圧センサ30の検出値の絶対圧補正を行ったうえで比熱比κ1、κ2が算出される。そのために、断熱変化の式(PVκ=定数m)を変形して得られる次の(29)式が利用される。定数log(m)と比熱比κとを未知数として(29)式に最小2乗法を適用することで、定数log(m)および比熱比κをそれぞれ(30)および(31)式のように表すことができる。この演算処理は、絶対圧補正値ΔPに代えて比熱比κに着目して行っているが、その基本的な考え方は、実施の形態1の(10)式と(11)、(12)式との関係と同様である。
ただし、(30)式中の係数fκiは(32)式のように表され、(31)式中の係数gκiは(33)式のように表される。また、(32)および(33)式中の記号wは重みである。筒内圧センサ30の各検出値に対するノイズの影響はクランク角度によって異なる。このため、(30)、(31)式のように最小2乗法を解く際には、この影響を考慮するための重み付けを最小2乗法に組み込むことが好ましい。この重みづけは、(34)〜(36)式のように表現できる。ここで、断熱膨張行程(第2クランク角期間)の終期dでのPVκをPdVd κとしてノイズ影響が平滑化されるように重みwを計算したとき、重みwは(37)式のように表すことができる。
More specifically, in the present embodiment, the specific heat ratios κ 1 and κ 2 are calculated after performing absolute pressure correction of the detection value of the in-
However, the coefficient fκ i in the expression (30) is expressed as the expression (32), and the coefficient gκ i in the expression (31) is expressed as the expression (33). Further, the symbol w in the equations (32) and (33) is a weight. The influence of noise on each detected value of the in-
以上の手法によれば、断熱圧縮行程中の筒内圧の多数の計測点を用いて(30)式で表される比熱比κ1と(31)式で表される定数m1(PVκの平均値に相当)とを算出することができ、同様に、断熱膨張行程についても、比熱比κ2と定数m2とを算出することができる。図5(B)には、このようにして算出された比熱比κ1、κ2が表されている。第1クランク角期間の終期bから第2クランク角期間の始期cとの間の比熱比κは、図5(B)に示すように直線で繋ぐことにより線形補完すればよい。 According to the above method, the specific heat ratio κ 1 expressed by the equation (30) and the constant m 1 expressed by the equation (31) (PV κ ) using a large number of measurement points of the in-cylinder pressure during the adiabatic compression stroke. Similarly, the specific heat ratio κ 2 and the constant m 2 can also be calculated for the adiabatic expansion stroke. FIG. 5B shows the specific heat ratios κ 1 and κ 2 calculated in this way. The specific heat ratio κ from the end b of the first crank angle period to the start c of the second crank angle period may be linearly complemented by connecting them with a straight line as shown in FIG.
上述の手法で図5(B)に示すように算出された比熱比κと、クランク角度a〜クランク角度d中の各計測点についての絶対圧補正後の筒内圧とを利用して熱発生量Qの波形が算出される。また、熱発生量Qの波形を算出するために用いられる、第1クランク角期間(断熱圧縮行程)および第2クランク角期間(断熱膨張行程)中の筒内圧の値は、実施の形態1で(16)式を利用したのと同じ考え方により、次の(38)、(39)式により算出される筒内圧の値を代用することができる。より具体的には、断熱圧縮行程中の筒内圧Pを(38)式を用いて算出でき、断熱膨張行程中の筒内圧Pを(39)式を用いて算出できる。これにより、第1クランク角期間(断熱圧縮行程)および第2クランク角期間(断熱膨張行程)中の熱発生量Qを一定にすることができる。
(CAxxの算出手順)
図6は、本発明の実施の形態2におけるCAxxおよびQmaxの算出手順を表したフローチャートである。図6に示すように、ECU40は、まず、ステップ100においてクランク角度同期の筒内圧波形(筒内圧データ)を取得したうえで、取得した筒内圧波形に対して絶対圧補正を実行する(ステップ200)。本ステップ200における絶対圧補正の手法は、実施の形態1とは異なり、特に限定されず、例えば、実施の形態1において(4)、(5)式を参照して説明した公知の手法を用いることができる。また、このような手法に代え、例えば、吸気行程中の筒内圧センサ30の検出値が吸気マニホールド圧と等しくなるように検出値を補正するものであってもよい。また、例えば、排気行程中の筒内圧センサ30の検出値が排気マニホールド圧と等しくなるように検出値を補正するものであってもよい。
(Calculation procedure of CAxx)
FIG. 6 is a flowchart showing the calculation procedure of CAxx and Q max in Embodiment 2 of the present invention. As shown in FIG. 6, the
次に、ECU40は、取得した絶対圧補正後の筒内圧波形と上述の(29)〜(37)式とを利用して、断熱圧縮行程および断熱膨張行程における熱発生量Qの値を平らにするための比熱比κ1、κ2と、定数m1、m2とを算出する(ステップ202)。
Next, the
次に、ECU40は、特定割合燃焼点CAxxの算出に用いるQmaxおよびQkをそれぞれ(17)および(18)式に従って算出する(ステップ204)。本ステップ204の算出処理は、絶対圧補正値ΔP1、ΔP2に代え、ステップ200の絶対圧補正において算出される絶対圧補正値ΔPを利用するという点において実施の形態1のステップ104の算出処理と相違している。また、ステップ202にて算出された定数m1、m2は、QmaxおよびQkの算出のために使用される断熱圧縮行程(第1クランク角期間(a−b))および断熱膨張行程(第2クランク角期間(c−d))中の筒内圧を(38)および(39)式を用いてそれぞれ算出するために使用される。
Next, the
次に、ECU40は、ステップ204にて算出したQmaxとQkとを用いて、エンジン制御で必要とされる特定割合燃焼点CAxx(例えば、CA50、CA10およびCA90)を実施の形態1のステップ106と同様に算出する(ステップ206)。
以上説明したように、本実施形態によれば、断熱圧縮行程(第1クランク角期間)と、断熱膨張行程(第2クランク角期間)のそれぞれにおいて熱発生量Qの波形が平らになるようにそれぞれの比熱比κ1、κ2が決定される。そして、決定された比熱比κ1、κ2が反映された筒内圧波形に基づく熱発生量Qの波形を利用して特定割合燃焼点CAxxが算出される。これにより、実施の形態1と同様に、上述の図2(A)〜(H)を参照して説明した課題に適切に対処できるようになる。
Next,
As described above, according to the present embodiment, the waveform of the heat generation amount Q is flattened in each of the adiabatic compression stroke (first crank angle period) and the adiabatic expansion stroke (second crank angle period). The specific heat ratios κ 1 and κ 2 are determined. The specific ratio combustion point CAxx is calculated using the waveform of the heat generation amount Q based on the in-cylinder pressure waveform reflecting the determined specific heat ratios κ 1 and κ 2 . Thereby, similarly to the first embodiment, the problem described with reference to FIGS. 2A to 2H can be appropriately dealt with.
[追加の対策]
ところで、実施の形態1または2の説明した対策に、以下に説明する追加の対策1〜3を加えてもよい。
[Additional measures]
Incidentally, additional measures 1 to 3 described below may be added to the measures described in the first or second embodiment.
まず、図2(F)を参照して説明した課題に対して実施の形態1または2の対策を施すことは既述したように有効である。しかしながら、熱発生期間を含む第3クランク角期間(b−c)内で筒内圧センサ30により取得した筒内圧波形に歪みが生じている場合には、熱発生量Qの波形にもその歪みの影響が残る。その結果、上記課題(図2(F))が生じ、CA10等の特定割合燃焼点CAxxに誤差が生じ得る。そこで、このような課題への追加の対策1として、次のような処理を行ってもよい。
First, as described above, it is effective to apply the countermeasure of the first or second embodiment to the problem described with reference to FIG. However, when the in-cylinder pressure waveform acquired by the in-
すなわち、燃焼重心点であるCA50付近の所定の第4クランク角期間の複数の熱発生量の値(上述のQk)を用いて、次の(40)式に従う熱発生量Qの波形の近似直線を求めるようにしてもよい。そして、実施の形態1または2において一定値(すなわち、Q0とQmax)となるように変形させた第1クランク角期間および第2クランク角期間の熱発生量Qのそれぞれの近似直線が、(40)式により得られた近似直線に交わるように延長してもよい。このようにして、2回の折れ線の近似直線からなる熱発生量Qの波形を取得し、これを特定燃焼割合点CAxxの算出のために利用してもよい。なお、(40)式の右辺の係数aq、bqは、例えば、最小2乗法で求めることができる。
上述の追加の対策1を行った場合に、(40)式の近似直線の算出の基礎に用いる熱発生量Qの第4クランク角期間が適切でないと、熱発生による熱発生量Qの立ち上がりをこの近似直線によって正しく表現することが難しくなる。そこで、追加の対策1を基礎とする次の追加の対策2として、次のような処理を行うようにしてもよい。 When the above-mentioned additional measure 1 is performed, if the fourth crank angle period of the heat generation amount Q used as the basis for calculating the approximate straight line of Equation (40) is not appropriate, the rise of the heat generation amount Q due to heat generation is increased. This approximate straight line makes it difficult to express correctly. Therefore, as the next additional measure 2 based on the additional measure 1, the following processing may be performed.
すなわち、CA50付近の熱発生量Qのデータの重みwが相対的に高くなるように第3クランク角期間(b−c)内で重み付けを施しつつ、(40)式を用いて近似直線を求めるようにすればよい。このような重み付け最小2乗法を行う場合、(40)式の右辺の係数aq、bqは、次の(41)、(42)式のように、線形結合により表される。
ただし、(41)式中の係数fLiは(43)式のように表され、(42)式中の係数gLiは(44)式のように表される。また、(43)および(44)式中の変数detは(45)式のように表される。
That is, an approximate straight line is obtained using the equation (40) while weighting within the third crank angle period (bc) so that the weight w of the heat generation amount Q data near CA50 is relatively high. What should I do? When such a weighted least square method is performed, the coefficients a q and b q on the right side of the equation (40) are expressed by linear combination as in the following equations (41) and (42).
However, the coefficient f Li in the expression (41) is expressed as the expression (43), and the coefficient g Li in the expression (42) is expressed as the expression (44). Further, the variable det in the equations (43) and (44) is expressed as the equation (45).
上述の追加の対策2は、具体的には、以下のいくつかの手法によって実施すればよい。すなわち、例えば、(40)式を用いて近似直線よりも先に、筒内圧センサ30により計測された筒内圧波形から取得した熱発生量Qの波形を直接的に用いてCA50を算出する。そのうえで、算出されたCA50の周辺の熱発生量Qのデータの重みwが高くなるように上述の重み付けを施しつつ(40)式を用いて近似直線を算出するようにする。
Specifically, the above-described additional measure 2 may be implemented by the following several methods. That is, for example, the CA50 is calculated by directly using the waveform of the heat generation amount Q acquired from the in-cylinder pressure waveform measured by the in-
また、例えば、上記のように最初にCA50を求めて重みwを高くするクランク角位置を決めるのではなく、重みwを高くするクランク角位置を予め決定しておく以下の手法を用いてもよい。重みwを高くするクランク角位置を予め決定しておく手法としては、例えば、以下の手法1〜3が考えられる。 Further, for example, instead of determining the crank angle position where the weight w is increased by first obtaining the CA50 as described above, the following method may be used in which the crank angle position where the weight w is increased is determined in advance. . For example, the following methods 1 to 3 are conceivable as methods for predetermining the crank angle position for increasing the weight w.
手法1は、重みwの中心となるクランク角位置(最も重みwが高い点)を複数点p1〜pnだけ予め設定しておく。そのうえで、これらの複数点p1〜pnのそれぞれの設定での重み付けを伴う近似直線をそれぞれ算出する。そして、それぞれの近似直線と、実施の形態1または2の手法で算出されるQmaxとを用いて、CA50iをそれぞれ算出する。そして、算出された複数のCA50iの中で、CA50iが対応する点Piに最も近くなる設定を最終的に採用し、この設定のCA50iを最終的なCA50として選択する。 In Method 1, the crank angle position (the point with the highest weight w) that is the center of the weight w is set in advance by a plurality of points p 1 to pn . In addition, approximate straight lines with weights in the respective settings of the plurality of points p 1 to pn are calculated. Then, CA50 i is calculated using each approximate line and Q max calculated by the method of the first or second embodiment. Then, among the calculated plurality of CA50 i , the setting closest to the point P i corresponding to CA50 i is finally adopted, and the CA50 i of this setting is selected as the final CA50.
手法2は、手法1を基礎とする手法である。ここで、手法1を実施した結果としてCA50iとこれに対応する点Piとが最も近くなる設定が見つかった場合、重み付けの中心点Pとしてより好ましい点は、見つかった設定のCA50iを間に介して点Piの隣にある点Pi+1またはPi−1と、点Piとの間にあると考えることができる。そこで、手法2では、次のような手法を用いて、間にある点を中心として重み付けを行ったときに得られるであろう近似直線の係数aq、bqを、次のように算出する。 Method 2 is a method based on Method 1. Here, as a result of performing the method 1, when a setting where the CA 50 i and the corresponding point P i are closest to each other is found, a more preferable point as the weighting center point P is that the CA 50 i of the found setting is between can be considered as P i + 1 or P i-1 point next to the point P i via the, to be between the point P i. Therefore, in the method 2, the following methods are used to calculate the coefficients a q and b q of the approximate straight line that will be obtained when weighting is performed around a point in between as follows. .
ここでは、具体例を挙げて手法2を説明する。すなわち、点P1を重み付けの中心とする近似直線を利用して求めたCA501が5(°CA)であり、同様に、点P2を中心として求めたCA502が10(°CA)であり、点P3を中心として求めたCA503が15(°CA)であったとき、点P2とCA502との組み合わせが最も近くなる設定であって、CA502の値が12(°CA)であったとする。手法2によれば、この場合には、点P2と点P3との間に好ましい点Pがあるといえる。そして、手法2では、次の(46)、(47)式に示すように、CA502に対する点P2と点P3のそれぞれの距離の近さでの重み付けを施しつつ、点P2の係数aq2、bq2と点P3の係数aq3、bq3とを用いて係数aq、bqが算出される。
ここで、重み付け最小2乗法を用いる近似直線の式は、上述のように線形結合で表される。このため、線形結合で表される近似直線の式を2つ足し合わせても線形性が維持される。したがって、手法2によって点P2、P3に対応する2つの近似直線のそれぞれの係数aq2、bq2とaq3、bq3を(46)、(47)式のように足し合わせて得られる係数aq、bqにより表される近似直線は、点P2と点P3との間に位置するCA502を中心とする重み付けを施しつつ算出される近似直線と等価であると考えることができる。このため、手法2によれば、手法1と比べてより適切に重みwの設定範囲を決定できるようになる。 Here, the equation of the approximate straight line using the weighted least square method is expressed by a linear combination as described above. For this reason, linearity is maintained even if two approximate straight line expressions represented by linear combination are added. Therefore, the coefficients a q2 , b q2 and a q3 , b q3 of the two approximate lines corresponding to the points P 2 and P 3 can be obtained by the method 2 and added as in the equations (46) and (47). coefficients a q, the approximate straight line expressed by b q may be considered to be equivalent to the approximate line is calculated while performing a weighting around the CA50 2 located between the points P 2 and the point P 3 it can. Therefore, according to the method 2, the setting range of the weight w can be determined more appropriately than the method 1.
手法3は、CA50の所定の制御目標値(エンジンの諸元により定める適切なCA50の最適値)を中心として重みwを設定するというものである。 Method 3 is to set the weight w around a predetermined control target value of CA50 (appropriate CA50 optimum value determined by engine specifications).
次に、追加の対策3について説明する。燃焼状態量の算出の基礎となる筒内圧波形もしくはこれに基づく熱発生量Qの波形として、複数の燃焼サイクルのこれらの波形の平均波形(もしくは、なまし処理を施した後のなまし波形)を用いることができれば、燃焼状態量の誤差や過大なずれを抑制することができる。しかしながら、そのためには、各計測点でのPiやQiのデータをすべて平均化等することが必要となり、計算負荷が高くなる。ここで、既述したように、実施の形態1および2の対策では、筒内圧Pから熱発生量Qを求める式は、(24)、(25)式のように線形結合で表されている。また、平均化処理やなまし処理などのフィルタ処理も線形変換である。したがって、計算の順序を逆としても(すなわち、平均波形を算出してから燃焼状態量を算出するのではなく、各燃焼サイクルの燃焼状態量を算出してから複数の燃焼サイクルの燃焼状態量の値を平均化等することとしても)、問題は生じない。そこで、追加の対策3では、燃焼サイクル毎に、筒内圧センサ30の検出値に基づく筒内圧波形が取得され、取得された筒内圧波形に基づいて実施の形態1または2の対策を伴って熱発生量Qの波形が算出され、算出された熱発生量Qの波形から特定割合燃焼点CAxxが算出される。そのうえで、複数の燃焼サイクルの特定割合燃焼点CAxxの算出値に対して平均化処理もしくはなまし処理が実行される。このように計算順序を変更することで、特定燃焼割合点CAxxの算出精度に悪影響を与えることなく、平均化もしくはなまし等のフィルタ処理の対象となるデータ数を少なくすることができ、ECU40の計算負荷を下げることができる。
Next, additional measure 3 will be described. The in-cylinder pressure waveform that is the basis for calculating the combustion state quantity or the waveform of the heat generation amount Q based on the in-cylinder pressure waveform, or the average waveform of these waveforms in multiple combustion cycles (or the annealed waveform after the annealing process) Can be used, errors in the combustion state quantity and excessive deviation can be suppressed. However, For this purpose, it is necessary that all averaging such data P i and Q i at each measurement point, computation load increases. Here, as described above, in the countermeasures of the first and second embodiments, the equation for obtaining the heat generation amount Q from the in-cylinder pressure P is expressed by a linear combination like equations (24) and (25). . Also, filter processing such as averaging processing and smoothing processing is linear conversion. Therefore, even if the calculation order is reversed (that is, the combustion state quantity is not calculated after calculating the average waveform, but the combustion state quantity of each combustion cycle is calculated before the combustion state quantity of the plurality of combustion cycles is calculated). Even if the values are averaged, etc.), no problem arises. Therefore, in the additional measure 3, an in-cylinder pressure waveform based on the detection value of the in-
10 内燃機関
12 ピストン
14 燃焼室
16 吸気通路
18 排気通路
20 吸気弁
22 排気弁
24 スロットルバルブ
26 燃料噴射弁
28 点火プラグ
30 筒内圧センサ
40 電子制御ユニット(ECU)
42 クランク角センサ
44 エアフローセンサ
DESCRIPTION OF
42
Claims (1)
前記筒内圧センサの検出値の絶対圧補正を実行する絶対圧補正手段と、
前記筒内圧センサの検出値に基づいて、断熱圧縮行程内かつ点火時期を終期とする第1クランク角期間中の第1熱発生量を算出する第1熱発生量算出手段と、
前記筒内圧センサの検出値に基づいて、断熱膨張行程内かつ燃焼が完了している燃焼完了時期を始期とする第2クランク角期間中の第2熱発生量を算出する第2熱発生量算出手段と、
を備え、
前記第1熱発生量算出手段は、前記第1熱発生量が一定値に近づくように第1絶対圧補正値もしくは第1比熱比を決定し、決定した前記第1絶対圧補正値もしくは前記第1比熱比に基づいて前記第1熱発生量を算出し、
前記第2熱発生量算出手段は、前記第2熱発生量が一定値に近づくように第2絶対圧補正値もしくは第2比熱比を決定し、決定した前記第2絶対圧補正値もしくは前記第2比熱比に基づいて前記第2熱発生量を算出することを特徴とする内燃機関の制御装置。 A control device that controls an internal combustion engine that includes an in-cylinder pressure sensor that detects an in-cylinder pressure and a crank angle sensor that detects a crank angle, and performs engine control based on a detection value of the in-cylinder pressure sensor,
Absolute pressure correction means for performing absolute pressure correction of the detection value of the in-cylinder pressure sensor;
First heat generation amount calculating means for calculating a first heat generation amount during a first crank angle period within the adiabatic compression stroke and ending with the ignition timing based on a detection value of the in-cylinder pressure sensor;
Based on the detected value of the in-cylinder pressure sensor, a second heat generation amount calculation that calculates a second heat generation amount during the second crank angle period starting from the combustion completion timing within the adiabatic expansion stroke and when combustion is completed. Means,
With
The first heat generation amount calculation means determines a first absolute pressure correction value or a first specific heat ratio so that the first heat generation amount approaches a constant value, and determines the determined first absolute pressure correction value or the first Calculating the first heat generation amount based on a specific heat ratio,
The second heat generation amount calculating means determines a second absolute pressure correction value or a second specific heat ratio so that the second heat generation amount approaches a constant value, and determines the determined second absolute pressure correction value or the second A control device for an internal combustion engine, wherein the second heat generation amount is calculated based on a two-specific heat ratio.
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