JP2017206983A

JP2017206983A - 内燃機関の制御装置

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Publication number: JP2017206983A
Application number: JP2016098661A
Authority: JP
Inventors: 坂柳　佳宏; Yoshihiro Sakayanagi; 佳宏坂柳
Original assignee: Toyota Motor Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp
Priority date: 2016-05-17
Filing date: 2016-05-17
Publication date: 2017-11-24

Abstract

【課題】この発明は、内燃機関の制御装置に関し、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することを目的とする。
【解決手段】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熱発生量Ｑに関し、この熱発生量Ｑが一定値に近づけるように絶対圧補正値ΔＰ_１を決定し、決定した絶対圧補正値ΔＰ_１に基づいて当該熱発生量Ｑが算出される。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熱発生量Ｑに関し、この熱発生量Ｑを一定値に近づけるための絶対圧補正値ΔＰ_２を決定し、決定した絶対圧補正値ΔＰ_２に基づいて当該熱発生量Ｑが算出される。
【選択図】図３

Description

この発明は、内燃機関の制御装置に関する。

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。

特開２０１４−１４１９３１号公報特開２０１５−１０１９８９号公報特開２００７−３０９２７３号公報

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。

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。

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。

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。

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。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。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。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。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。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。

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。

［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。

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。

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。

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。

［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。

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。

（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。

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。

（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。

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。

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。

（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。

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）。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

（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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

（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。

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）。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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）。

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。

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。

［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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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

Claims

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。