JP2017206983A - Control device of internal combustion engine - Google Patents

Abstract

PROBLEM TO BE SOLVED: To suppress the displacement of in-cylinder pressure after absolute pressure correction even if an error of electrical noise or the like is superimposed on a detection value of the in-cylinder pressure at both a heat insulation compression stroke and a heat insulation expansion stroke, related to a control device of an internal combustion engine.SOLUTION: Related to a heat generation amount Q in a heat insulation compression stroke and during a first crank angle period with ignition timing as a terminal period, an absolute pressure correction value ΔPis decided so that the heat generation amount Q approximates a constant value, and the heat generation amount Q is calculated on the basis of the decided absolute pressure correction value ΔP. Related to a heat generation amount Q in a heat insulation expansion stroke and during a second crank angle period with combustion finish timing at which combustion is finished as a starting period, an absolute pressure correction value ΔPfor making the heat generation amount Q approximate a constant value is decided, and the heat generation amount Q is calculated on the basis of the decided absolute pressure correction value ΔP.SELECTED DRAWING: Figure 3

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.

特開２０１４−１４１９３１号公報JP 2014-141931 A 特開２０１５−１０１９８９号公報Japanese Patent Laid-Open No. 2015-101989 特開２００７−３０９２７３号公報JP 2007-309273 A

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.

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。It is a figure for demonstrating the system configuration | structure of Embodiment 1 of this invention. 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。It is a figure for demonstrating the various factors of the error which arises in a combustion state quantity. 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。It is a figure for demonstrating the characteristic method used for the countermeasure of Embodiment 1 of this invention. 本発明の実施の形態１におけるＣＡｘｘおよびＱ_ｍａｘの算出手順を表したフローチャートである。Is a flowchart showing the procedure for calculating the CAxx and _{Q max} in the first embodiment of the present invention. 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。It is a figure for demonstrating the characteristic method used for the countermeasure of Embodiment 2 of this invention. 本発明の実施の形態２におけるＣＡｘｘおよびＱ_ｍａｘの算出手順を表したフローチャートである。Is a flowchart showing the procedure for calculating the CAxx and _{Q max} in the second embodiment of the present invention.

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 piston 12 is provided in the cylinder of the internal combustion engine 10. A combustion chamber 14 is formed on the top side of the piston 12 in the cylinder. An intake passage 16 and an exhaust passage 18 communicate with the combustion chamber 14.

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 intake passage 16 is provided with an intake valve 20 that opens and closes the intake port, and the exhaust port of the exhaust passage 18 is provided with an exhaust valve 22 that opens and closes the exhaust port. The intake passage 16 is provided with an electronically controlled throttle valve 24. Each cylinder of the internal combustion engine 10 has a fuel injection valve (for example, a direct injection type fuel injection valve) 26 for supplying fuel into the combustion chamber 14 (in-cylinder), and an ignition for igniting an air-fuel mixture. A device (only the spark plug 28 is shown) is provided.

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 cylinder pressure sensor 30 for detecting the cylinder pressure. Furthermore, the system of the present embodiment includes a drive circuit (not shown) for driving the following various actuators as well as an electronic control unit (ECU) 40 as a control device for controlling the internal combustion engine 10.

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-cylinder pressure sensor 30 described above, the ECU 40 receives signals from a crank angle sensor 42 disposed near the crankshaft (not shown) and an airflow sensor 44 disposed near the inlet of the intake passage 16. Various sensors for acquiring the engine operating state such as are included. The actuator from which the ECU 40 outputs an operation signal includes various actuators for controlling the engine operation such as the throttle valve 24, the fuel injection valve 26, and the ignition device described above. Further, the ECU 40 has a function of acquiring an output signal of the in-cylinder pressure sensor 30 by performing AD conversion in synchronization with the crank angle. Thereby, the in-cylinder pressure at an arbitrary crank angle timing can be detected within a range allowed by the AD conversion resolution. Further, the ECU 40 stores a map that defines the relationship between the crank angle and the in-cylinder volume in the memory, and can calculate the in-cylinder volume corresponding to the crank angle with reference to such a map.

［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、Ｑ_０は計算開始点θ_０（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。Ｑ_ｍａｘ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-cylinder pressure sensor 30 and the crank angle sensor 42, it is possible to acquire measured data (in-cylinder pressure waveform) of the in-cylinder pressure in synchronization with the crank angle in each cycle of the internal combustion engine 10. . Then, by using the obtained in-cylinder pressure waveform and the first law of thermodynamics, the amount of heat generation Q in the cylinder at an arbitrary crank angle θ can be calculated according to the following equations (1) and (2). it can. Then, using the actually measured data (heat generation amount waveform) of the heat generation amount Q in the cylinder, the combustion mass ratio (hereinafter referred to as “MFB”) at an arbitrary crank angle θ is expressed by the following equation (3): It can be calculated according to In addition, by executing the MFB calculation process for each predetermined crank angle, it is possible to calculate MFB actual measurement data (MFB waveform) in synchronization with the crank angle. Further, when the MFB actual measurement data is obtained, the crank angle CAxx when the MFB becomes the specific ratio xx (value from 0 to 100) can be calculated.

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 intake valve 20 closed) determined with a margin relative to the calculation start point θ ₀ (assuming the assumed combustion start point CA0). It is the value (zero) of the heat generation amount at (angle). Q _max is a value (maximum value) of the heat generation amount when the MFB reaches 100% (that is, when it reaches the combustion end point (100% combustion point CA100)).

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Ｑ_ｍａｘ、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-cylinder pressure sensor 30. Control (fuel injection amount control, ignition timing control, etc.) is executed. An example of such engine control is described in, for example, Japanese Patent Application Laid-Open No. 2015-094339.

（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（Ｐ_ｉ+ΔＰ）を利用して行われる。なお、Ｐ_ｉは、任意のクランク角度θ_ｉ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（ＰＶ^κ＝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Ｐ_１、Ｐ_２および筒内容積Ｖ_１、Ｖ_２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。

As one of the absolute pressure correction methods that have been conventionally performed, there is the following method. This method uses the Poisson's relational expression (PV ^κ = constant) established during the adiabatic compression stroke, and the cylinder pressures P ₁ and P ₂ and the cylinder volume V at _two crank angles during the adiabatic compression stroke. ₁ , V ₂ and specific heat ratio κ are used to define the following equation (4), and the absolute pressure correction value ΔP is calculated using equation (5) obtained by modifying this equation (4). Is.

（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Ｑ_０（＝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Ｑ_ｍａｘ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ｅ_Ｑは、以下の（６）式のように表すことができる。

ただし、（６）式において、ｅ_０およびＶ_０は、上述の計算開始点θ_０での筒内圧値の誤差および筒内容積である。 As shown in the image diagram of FIG. 2C, the influence of the electric noise on the heat generation amount Q increases as the cylinder volume V increases as the distance from the compression top dead center (TDC) increases. The reason is as follows. That is, assuming that the error of the in-cylinder pressure value due to the electric noise superimposed on the in-cylinder pressure waveform is e, and the specific heat ratio κ is constant (strictly, the specific heat ratio κ differs between the compression stroke and the expansion stroke) The error e _Q occurring in the heat generation amount Q can be expressed as the following equation (6).

However, in the equation (6), e ₀ and V ₀ are the error of the in-cylinder pressure value and the in-cylinder volume at the calculation start point θ ₀ described above.

（６）式により算出される誤差ｅ_Ｑ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ｅ_Ｑ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Ｑ_０、Ｑ_ｍａｘの値に誤差が生じる（図２（Ｄ）はＱ_ｍａｘ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Ｑ_０、Ｑ_ｍａｘ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ｅ_Ｑ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ｅ_Ｑの影響は、筒内容積Ｖに応じた形で発生する。

3. Q error due to ΔP error In the configuration in which the absolute pressure correction value ΔP is calculated using the above-described equation (5), an error may occur in the absolute pressure correction value ΔP due to the above-described electrical noise and thermal distortion. . When the absolute pressure correction value ΔP shifts as described above, as shown in FIG. 2E, the waveform of the heat generation amount Q shifts along the shape of the in-cylinder volume V. As a result, heat generation occurs. An error occurs in the values of the quantities Q ₀ and Q _max . The reason is as follows. That is, when the absolute pressure correction value is shifted by Δe and the specific heat ratio κ is constant, the error e _Q generated in the heat generation amount Q can be expressed as the following equation (7). (7) In the equation, the specific heat ratio κ and cylinder volume V0 is because it is constant, the influence of the error e _Q occurs in a manner corresponding to the cylinder volume V.

４．Ｑ_０、Ｑ_ｍａｘの誤差に起因するＣＡｘｘの誤差
上述の要因で熱発生量Ｑ_０、Ｑ_ｍａｘ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Ｑ_ｍａｘ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Ｑ_ｍａｘの値は、Ｑ_ｍａｘの真値に対する誤差が正となるＱ_ｍａｘ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Ｑ_ｍａｘ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Ｑ_０とし、断熱膨張行程中の熱発生量Ｑのデータの平均値をＱ_ｍａｘ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ΔＰ_１、ΔＰ_２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。

More specifically, in the present embodiment, each of the heat generation amounts 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 were calculated. Here, the above equation (1) for calculating the heat generation amount Q can be modified as the following equation (8).

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（ＰＶ^κ＝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ΔＰ_１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ΔＰ_２を算出することとした。これらの絶対圧補正値ΔＰ_１、ΔＰ_２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Ｐ_ｉ、筒内容積Ｖ_ｉおよび比熱比κ_ｉ、並びに絶対圧補正値ΔＰおよび定数ｍを断熱変化の式（ＰＶ^κ＝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Ｐ_ｉ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ｆ_ｉは（１３）式のように表され、（１２）式中の係数ｇ_ｉ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ΔＰ_１、ΔＰ_２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 intake valve 20, and the end period is the ignition timing b. The start period a may be delayed from the designed closing time so as to have a margin in consideration of variations in intake valve timing. On the other hand, the second crank angle period is an adiabatic expansion stroke, and the start period c is a combustion completion time estimated by the following method as the time when combustion is surely completed, and the end period d is an exhaust valve 22 as an example. It is said that the opening time of. The start d may be earlier than the design opening time so as to have a margin in consideration of variations in the exhaust valve timing. The ECU 40 stores start periods a and c and end periods b and d that are set in advance so as to have values according to engine operating conditions. In particular, the combustion completion timing is estimated as a value corresponding to, for example, the air-fuel ratio, the engine load, and the ignition timing.

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ΔＰ_１と（１２）式で表される定数ｍ_１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ΔＰ_２と定数ｍ_２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ΔＰ_１、ΔＰ_２が表されている。ここで、図３（Ｂ）に示す一例のように、ΔＰ_１とΔＰ_２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Ｐ_ｉ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ΔＰ_１、ΔＰ_２の過程で定数ｍ_１、ｍ_２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ΔＰ_１、ΔＰ_２を筒内圧の検出値Ｐ_ｉ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（ＰＶ^κ＝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ｍ_１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。

However, constants m ₁ and m ₂ are also obtained in the process of absolute pressure correction values ΔP ₁ and ΔP ₂ by the least square method. Therefore, in order to calculate the value of the heat generation amount Q during the first and second crank angle periods, the absolute pressure correction values ΔP ₁ and ΔP ₂ are added to the detected value P _{i of the} in-cylinder pressure, and each measurement point is calculated. It is not necessary to calculate the corrected in-cylinder pressure value, and the corrected in-cylinder pressure value during the crank angle period can be substituted with a value calculated using the following equation (16). Equation (16) is obtained by ^modifying the equation for adiabatic change (PV ^κ = constant m). For example, if the cylinder pressure value is corrected after the first crank angle period (adiabatic compression stroke), the cylinder volume V and the specific heat ratio κ are calculated by substituting m ₁ for m in the equation (16). The same applies to the second crank angle period (adiabatic expansion stroke). The waveforms of the heat generation amounts Q during the first and second crank angle periods calculated using the in-cylinder pressure value calculated by this method are constant values as shown in FIG.

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Ｑ_０、Ｑ_ｋ、Ｑ_ｍａｘの算出手法について説明する。まず、Ｑ_０は初期値であるため、ゼロとすればよい。Ｑ_ｋ、Ｑ_ｍａｘは、特定割合燃焼点ＣＡｘｘの算出に用いられる値である。Ｑ_ｋ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、Ｑ_ｍａｘ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Ｑ_ｍａｘ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、ΔＰ_θ、ΔＰｍ_ｊ、ｍ_ｊ、Ｐ_０およびＰ_ｄを次の（１９）〜（２３）式のようにそれぞれ表現でき、Ｑ_ｋおよびＱ_ｍａｘは、筒内圧Ｐ_ｉの線形結合として表現できる。このため、Ｑ_ｋおよびＱ_ｍａｘ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Ｑ_ｍａｘと（１７）式（（２４）式）に基づくＱ_ｋ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Ｑ_ｍａｘ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Ｑ_ｍａｘ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Ｑ_ｍａｘ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Ｑ_ｍａｘそのものが必要とされる場合のためのＱ_ｍａｘの値は、（１８）式（（２５）式）に基づくＱ_ｍａｘ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、ΔＰ_２とΔＰ_１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Ｋ_３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Ｋ_１とＫ_２との和が補正項ΔＱの定数Ｋ_３として算出される。

Further, the engine control may identify the ratio rather than the manner that the combustion point CAxx, is required that the heat generation amount maximum value Q _max in the cylinder. As described above, an error from the true value occurs in the maximum heat generation amount Q _max after being distorted. Therefore, in this embodiment, the value of _{Q max} for the case where those that heat production maximum value _{Q max} is required, for values of _{Q max} based on (18) ((25)), It is calculated as a value obtained by adding the correction term ΔQ calculated using the following equation (26). That is, as shown in the equation (26), the correction term ΔQ is a value obtained by multiplying the difference between ΔP ₂ and ΔP ₁ (that is, the shift amount for distorting the waveform) by a predetermined constant K _3. The This correction term ΔQ can be considered as the sum of the work change amount ΔW and the internal energy change amount ΔU due to the distortion of the waveform of the heat generation amount Q, and ΔW and ΔU are respectively the following ( 27) and (28). Then, the sum of constants K ₁ and K ₂ that can be obtained from the equations (27) and (28) is calculated as the constant K ₃ of the correction term ΔQ.

（ＣＡｘｘおよびＱ_ｍａｘ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Ｑ_ｍａｘ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ΔＰ_１、ΔＰ_２と、定数ｍ_１、ｍ_２とを算出する（ステップ１０２）。 As shown in FIG. 4, first, the ECU 40 uses the in-cylinder pressure sensor 30 and the crank angle sensor 42 to acquire an in-cylinder pressure waveform (in-cylinder pressure data) synchronized with the crank angle (step 100). Next, the ECU 40 uses the acquired in-cylinder pressure waveform and the above-described equations (10) to (15) to absolute pressure for flattening the value of the heat generation amount Q in the adiabatic compression stroke and the adiabatic expansion stroke. Correction values ΔP ₁ and ΔP ₂ and constants m ₁ and m ₂ are calculated (step 102).

次に、ＥＣＵ４０は、特定割合燃焼点ＣＡｘｘの算出に用いるＱ_ｍａｘおよびＱ_ｋ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ΔＰ_１、ΔＰ_２は、本ステップ１０４でのＱ_ｍａｘおよびＱ_ｋ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ｍ_１、ｍ_２は、Ｑ_ｍａｘおよびＱ_ｋ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Ｑ_０はゼロとされる。 Next, the ECU 40 calculates Q _max and Q _k used for calculating the specific ratio combustion point CAxx according to the equations (17) and (18), respectively (step 104). The absolute pressure correction values ΔP ₁ and ΔP ₂ calculated in step 102 are used for calculating Q _max and Q _{k in} step 104 and for calculating a correction term ΔW in step 108 described later. In addition, the constants m ₁ and m ₂ calculated in step 102 are adiabatic compression strokes (first crank angle period (ab)) and adiabatic expansion strokes used for calculating Q _max and Q _k ( This is used to calculate the in-cylinder pressure during the second crank angle period (cd) using the equation (16). Q ₀ during the adiabatic compression process is set to zero.

次に、ＥＣＵ４０は、ステップ１０４にて算出したＱ_ｍａｘとＱ_ｋ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、Ｑ_ｋは（３）式中のＱ（θ）の項に代入される。また、Ｑ_０は上述のようにゼロである。 Next, the ECU 40 uses the Q _max and Q _k calculated in step 104 to calculate a specific ratio combustion point CAxx (for example, CA50, CA10 and CA90) required for engine control using the above-described equation (3). (Step 106). _Qk is substituted into the term of Q (θ) in the equation (3). Q ₀ is zero as described above.

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Ｑ_ｍａｘに補正項ΔＱを加算することでＱ_ｍａｘが補正される。この補正後のＱ_ｍａｘが、Ｑ_ｍａｘ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 ECU 40 calculates the correction term ΔQ using the equations (26) to (28) (step 108). Sonouede, in this step 108, _{Q max} is corrected by adding the correction term ΔQ to _{Q max} calculated in step 104. The corrected Q _max is used as a value when the Q _max itself is required for engine control.

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ΔＰ_１、ΔＰ_２が決定される。そして、決定された絶対圧補正値ΔＰ_１、ΔＰ_２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Ｑ_ｍａｘ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ΔＰ_１、ΔＰ_２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κ_１、κ_２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κ_１、κ_２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κ_１、κ_２が算出される。そのために、断熱変化の式（ＰＶ^κ＝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ｆκ_ｉは（３２）式のように表され、（３１）式中の係数ｇκ_ｉ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ＰＶ^κをＰ_ｄＶ_ｄ ^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-cylinder pressure sensor 30. For this purpose, the following equation (29) obtained by ^modifying the equation of adiabatic change (PV ^κ = constant m) is used. The constant log (m) and the specific heat ratio κ are used as unknowns and the least squares method is applied to the equation (29), so that the constant log (m) and the specific heat ratio κ are expressed as the equations (30) and (31), respectively. be able to. This calculation process is performed by paying attention to the specific heat ratio κ instead of the absolute pressure correction value ΔP, but the basic idea is that the expressions (10), (11), and (12) of the first embodiment are used. It is the same as the relationship.

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-cylinder pressure sensor 30 varies depending on the crank angle. For this reason, when solving the least square method as shown in equations (30) and (31), it is preferable to incorporate a weight for taking this influence into the least square method. This weighting can be expressed as in equations (34) to (36). Here, when the weight w is calculated so that the noise influence is smoothed with PV ^κ at the end d of the adiabatic expansion stroke (second crank angle period) as P _d V _d ^κ , the weight w is expressed by Equation (37). It can be expressed as

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κ_１と（３１）式で表される定数ｍ_１（ＰＶ^κ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κ_２と定数ｍ_２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κ_１、κ_２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。

Heat generation amount using the specific heat ratio κ calculated by the above-described method as shown in FIG. 5B and the in-cylinder pressure after the absolute pressure correction at each measurement point in the crank angle a to the crank angle d. A waveform of Q is calculated. Further, the values of the in-cylinder pressure during the first crank angle period (adiabatic compression stroke) and the second crank angle period (adiabatic expansion stroke), which are used to calculate the waveform of the heat generation amount Q, are the same as those in the first embodiment. The in-cylinder pressure value calculated by the following equations (38) and (39) can be substituted by the same concept as using the equation (16). More specifically, the in-cylinder pressure P during the adiabatic compression stroke can be calculated using the equation (38), and the in-cylinder pressure P during the adiabatic expansion stroke can be calculated using the equation (39). Thereby, 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 made constant.

（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Ｑ_ｍａｘ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 ECU 40 first acquires an in-cylinder pressure waveform (in-cylinder pressure data) synchronized with the crank angle in step 100, and then executes absolute pressure correction on the acquired in-cylinder pressure waveform (step 200). ). The method of absolute pressure correction in step 200 is not particularly limited, unlike the first embodiment. For example, the known method described with reference to the expressions (4) and (5) in the first embodiment is used. be able to. Further, instead of such a method, for example, the detection value may be corrected so that the detection value of the in-cylinder pressure sensor 30 during the intake stroke becomes equal to the intake manifold pressure. Further, for example, the detection value may be corrected so that the detection value of the in-cylinder pressure sensor 30 during the exhaust stroke becomes equal to the exhaust manifold pressure.

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κ_１、κ_２と、定数ｍ_１、ｍ_２とを算出する（ステップ２０２）。 Next, the ECU 40 flattens the value of the heat generation amount Q in the adiabatic compression stroke and the adiabatic expansion stroke using the acquired in-cylinder pressure waveform after the absolute pressure correction and the above-described equations (29) to (37). Specific heat ratios κ ₁ and κ ₂ and constants m ₁ and m ₂ are calculated (step 202).

次に、ＥＣＵ４０は、特定割合燃焼点ＣＡｘｘの算出に用いるＱ_ｍａｘおよびＱ_ｋ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ΔＰ_１、ΔＰ_２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ｍ_１、ｍ_２は、Ｑ_ｍａｘおよびＱ_ｋ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 ECU 40 calculates Q _max and Q _k used for calculating the specific ratio combustion point CAxx according to the equations (17) and (18), respectively (step 204). The calculation process of step 204 uses the absolute pressure correction value ΔP calculated in the absolute pressure correction of step 200 in place of the absolute pressure correction values ΔP ₁ and ΔP _2. It is different from processing. In addition, the constants m ₁ and m ₂ calculated in step 202 are the adiabatic compression stroke (first crank angle period (ab)) and adiabatic expansion stroke used for calculating Q _max and Q _k ( This is used to calculate the in-cylinder pressure during the second crank angle period (cd) using the equations (38) and (39), respectively.

次に、ＥＣＵ４０は、ステップ２０４にて算出したＱ_ｍａｘとＱ_ｋ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κ_１、κ_２が決定される。そして、決定された比熱比κ_１、κ_２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, ECU 40 uses Q _max and Q _k calculated in step 204 to specify a specific ratio combustion point CAxx (for example, CA50, CA10, and CA90) required for engine control in the first embodiment. Calculation is performed in the same manner as 106 (step 206).
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-cylinder pressure sensor 30 is distorted within the third crank angle period (bc) including the heat generation period, the distortion of the waveform of the heat generation amount Q is also observed. The effect remains. As a result, the above problem (FIG. 2 (F)) occurs, and an error may occur in the specific ratio combustion point CAxx such as CA10. Therefore, as an additional measure 1 for such a problem, the following processing may be performed.

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Ｑ_ｋ）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、Ｑ_０とＱ_ｍａｘ）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ａ_ｑ、ｂ_ｑは、例えば、最小２乗法で求めることができる。

That is, by using a plurality of heat generation values (Q _k described above) in the predetermined fourth crank angle period in the vicinity of CA50, which is the combustion center of gravity, an approximation of the waveform of the heat generation amount Q according to the following equation (40): A straight line may be obtained. Then, the approximate straight lines of the heat generation amounts Q in the first crank angle period and the second crank angle period, which are deformed so as to be constant values (that is, Q ₀ and Q _max ) in the first or second embodiment, You may extend so that it may intersect with the approximate straight line obtained by (40) Formula. In this way, a waveform of the heat generation amount Q consisting of an approximate straight line of two broken lines may be acquired and used for calculating the specific combustion ratio point CAxx. Note that the coefficients a _q and b _{q on} the right side of the equation (40) can be obtained by, for example, the least square method.

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ａ_ｑ、ｂ_ｑ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ｆ_Ｌｉは（４３）式のように表され、（４２）式中の係数ｇ_Ｌｉ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-cylinder pressure sensor 30 using the equation (40) before the approximate line. After that, the approximate straight line is calculated using the equation (40) while applying the above weighting so that the weight w of the data of the heat generation amount Q around the calculated CA50 becomes high.

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ｐ_１〜ｐ_ｎだけ予め設定しておく。そのうえで、これらの複数点ｐ_１〜ｐ_ｎ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Ｑ_ｍａｘとを用いて、ＣＡ５０_ｉをそれぞれ算出する。そして、算出された複数のＣＡ５０_ｉの中で、ＣＡ５０_ｉが対応する点Ｐ_ｉに最も近くなる設定を最終的に採用し、この設定のＣＡ５０_ｉ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ＣＡ５０_ｉとこれに対応する点Ｐ_ｉ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ＣＡ５０_ｉを間に介して点Ｐ_ｉの隣にある点Ｐ_ｉ＋１またはＰ_ｉ−１と、点Ｐ_ｉ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ａ_ｑ、ｂ_ｑ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Ｐ_１を重み付けの中心とする近似直線を利用して求めたＣＡ５０_１が５（°ＣＡ）であり、同様に、点Ｐ_２を中心として求めたＣＡ５０_２が１０（°ＣＡ）であり、点Ｐ_３を中心として求めたＣＡ５０_３が１５（°ＣＡ）であったとき、点Ｐ_２とＣＡ５０_２との組み合わせが最も近くなる設定であって、ＣＡ５０_２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Ｐ_２と点Ｐ_３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、ＣＡ５０_２に対する点Ｐ_２と点Ｐ_３のそれぞれの距離の近さでの重み付けを施しつつ、点Ｐ_２の係数ａ_ｑ２、ｂ_ｑ２と点Ｐ_３の係数ａ_ｑ３、ｂ_ｑ３とを用いて係数ａ_ｑ、ｂ_ｑが算出される。

Here, Method 2 will be described using a specific example. That is, CA50 ₁ pointing to the approximate line centered weighting the point _{P 1} is 5 (° CA), similarly, CA50 was determined as the center point _{P 2 2} is at 10 (° CA) There, when the CA50 was determined as the center point _{P 3 3} was 15 (° CA), a combination is closest setting point _{P 2} and CA50 _2, CA50 ₂ values 12 (° CA ). According to the method 2, it can be said that in this case, there is preferably a point P between the point P ₂ and the point P _3. Then, in the method 2, as shown in the following equations (46) and (47), the weight of the point P ₂ and the point P ₃ with respect to the CA 50 ₂ is weighted in the proximity of each distance, and the coefficient of the point P ₂ The coefficients a _q and b _q are calculated using a _q2 and b _q2 and the coefficients a _q3 and b _{q3 of the} point P ₃ .

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Ｐ_２、Ｐ_３に対応する２つの近似直線のそれぞれの係数ａ_ｑ２、ｂ_ｑ２とａ_ｑ３、ｂ_ｑ３を（４６）、（４７）式のように足し合わせて得られる係数ａ_ｑ、ｂ_ｑにより表される近似直線は、点Ｐ_２と点Ｐ_３との間に位置するＣＡ５０_２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Ｐ_ｉやＱ_ｉ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-cylinder pressure sensor 30 is acquired for each combustion cycle, and heat is added with the countermeasure of the first or second embodiment based on the acquired in-cylinder pressure waveform. A waveform of the generation amount Q is calculated, and a specific ratio combustion point CAxx is calculated from the calculated waveform of the heat generation amount Q. In addition, an averaging process or an annealing process is performed on the calculated value of the specific ratio combustion point CAxx of a plurality of combustion cycles. By changing the calculation order in this way, it is possible to reduce the number of data to be subjected to filter processing such as averaging or smoothing without adversely affecting the calculation accuracy of the specific combustion ratio point CAxx. Calculation load can be reduced.

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 SYMBOLS 10 Internal combustion engine 12 Piston 14 Combustion chamber 16 Intake passage 18 Exhaust passage 20 Intake valve 22 Exhaust valve 24 Throttle valve 26 Fuel injection valve 28 Spark plug 30 In-cylinder pressure sensor 40 Electronic control unit (ECU)
42 Crank angle sensor 44 Air flow sensor

Claims (1)

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制御装置であって、
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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