JP4581993B2 - 内燃機関の燃焼異常検出装置 - Google Patents

Description

本発明は、内燃機関の燃焼異常検出装置に関する。

車両用のエンジンの開発において、性能を評価したり、あるいは点火時期、燃料噴射量、バルブタイミング等の機関制御パラメータを適合したりするために、自動計測（自動適合も含む。以下同じ。）が従来より行われている。自動計測においては、エンジンベンチ上でエンジンを運転し、空気量や点火時期等の運転条件を所定のプログラムに従って変更しながら、種々のデータが自動的に計測される。

上記の自動計測においては、様々な運転条件の下でデータを計測するので、点火時期がノック限界を超えて進角されることもあり得る。そして、自動計測は、開発効率の向上のため、夜間などに無人の状態で行われることもある。無人の状態で自動計測が行われていると、エンジンにノック（ノッキング）が発生しても、それに気付かないままエンジンの運転が継続されてしまう。その結果、エンジンが損傷してしまうおそれがある。このため、従来は、無人で自動計測を行う前に、まず有人の状態でそのエンジンのノック限界を調べる必要があり、手間がかかる。

無人状態で自動計測を行う場合にノックによるエンジン損傷を確実に回避するには、ノックを自動的に検知して、エンジンを停止させるなどの処置を行う必要がある。そのためには、ノックであるかどうかを精度良く判定しなければならない。

ノックの判定方法として、エンジンブロックに取り付けた振動センサー（ノックセンサー）の信号に基づいて判定する方法が考えられる。しかしながら、ノッキング時に振動センサーで検出される振動レベルは、エンジンブロックへのセンサーの取り付け位置や取り付け方、エンジンブロックの構造、エンジンの機種等によって異なる。このため、この方法では、開発途上のエンジンにおいてノックを精度良く判定することは困難である。

特開平２−１９９２５７号公報には、筒内圧力を検出し、その筒内圧力から算出される熱発生率の挙動に基づいて、ノック等の異常燃焼を判定する方法が開示されている。

特開平２−１９９２５７号公報

上記公報に開示された手法を用いて、自動計測時にノックを判定する方法も考えられる。しかしながら、熱発生率の挙動は、点火時期、機関回転数、負荷（空気量）等の様々な運転条件に応じて、変化するものである。このため、筒内圧に基づいて算出された熱発生率の挙動に対して、一律の判定基準を適用したのでは、ノックを精度良く判定することは困難である。

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、燃焼異常を精度良く検出することのできる内燃機関の燃焼異常検出装置を提供することを目的とする。

第１の発明は、上記の目的を達成するため、内燃機関の燃焼異常検出装置であって、
クランク角度毎の気筒内の実熱発生率を取得する実熱発生率取得手段と、
クランク角度毎の気筒内の熱発生率を熱発生モデルに基づいて推定する推定熱発生率算出手段と、
前記実熱発生率取得手段により取得された実熱発生率と、前記推定熱発生率算出手段により算出された推定熱発生率とを比較することにより、燃焼異常を判定する燃焼異常判定手段と、
を備えることを特徴とする。

また、第２の発明は、第１の発明において、
前記熱発生モデルがWiebe関数モデルであることを特徴とする。

また、第３の発明は、第１または第２の発明において、
前記燃焼異常がノック、失火、燃焼圧の気筒間バラツキのうちの少なくとも一つであることを特徴とする。

また、第４の発明は、第１乃至第３の発明の何れかにおいて、
前記実熱発生率取得手段により取得された実熱発生率から逆算することにより、前記熱発生モデルのモデルパラメータを算出するモデルパラメータ逆算手段と、
前記モデルパラメータ逆算手段により算出されたモデルパラメータに基づいて、前記熱発生モデルを修正するモデル修正手段と、
を更に備えることを特徴とする。

また、第５の発明は、第４の発明において、
前記モデルパラメータ逆算手段は、気筒毎に前記モデルパラメータを算出し、
前記モデル修正手段は、気筒毎に前記熱発生モデルを修正することを特徴とする。

また、第６の発明は、第１乃至第５の発明の何れかにおいて、
前記燃焼異常判定手段は、前記実熱発生率と前記推定熱発生率との差が所定のノック判定ラインを超えている部分がある場合には、ノックが発生しているものと判定することを特徴とする。

また、第７の発明は、第１乃至第５の発明の何れかにおいて、
前記燃焼異常判定手段は、前記実熱発生率が前記推定熱発生率に基づいて定まるバラツキ判定ラインを超えている部分がある場合には、燃焼圧の気筒間バラツキが発生しているものと判定することを特徴とする。

また、第８の発明は、第１乃至第５の発明の何れかにおいて、
前記燃焼異常判定手段は、前記実熱発生率が前記推定熱発生率に基づいて定まる失火判定ラインを下回っている部分がある場合には、失火が発生しているものと判定することを特徴とする。

第１の発明によれば、筒内圧に基づいて取得される実熱発生率と、熱発生モデルに基づいて算出される推定熱発生率とを比較することにより、燃焼異常を判定することができる。推定熱発生率は、正常燃焼の場合の熱発生率に相当する。このため、実熱発生率と推定熱発生率とを対比することにより、実熱発生率に表れる燃焼異常の影響を正確に抽出することができる。よって、第１の発明によれば、燃焼異常を精度良く検出することができる。

第２の発明によれば、Wiebe関数モデルを熱発生モデルとして用いることにより、精度の高い推定熱発生率を算出することができる。このため、燃焼異常をより高い精度で検出することができる。

第３の発明によれば、ノック、失火、または燃焼圧の気筒間バラツキを高い精度で検出することができる。

第４の発明によれば、実熱発生率から逆算して熱発生モデルのモデルパラメータを求め、得られたモデルパラメータに基づいて、熱発生モデルを修正することができる。このため、当該気筒の実熱発生率の傾向に沿うように、熱発生モデルを補正することができ、精度の高い推定熱発生率を算出することができる。よって、燃焼異常をより高い精度で検出することができる。

第５の発明によれば、気筒毎に実熱発生率からモデルパラメータを逆算し、得られたモデルパラメータに基づいて、気筒毎に熱発生モデルを修正することができる。このため、燃料噴射量や吸入空気量の気筒間バラツキに起因する気筒間の実熱発生率のバラツキの傾向に沿うように、各気筒の熱発生モデルを補正することができる。よって、第５の発明によれば、各気筒において、当該気筒の特性に適合したより精度の高い推定熱発生率を算出することができるので、燃焼異常をより高い精度で検出することができる。

第６の発明によれば、実熱発生率と推定熱発生率との差が所定のノック判定ラインを超えている部分があるか否かを判別することにより、ノックの発生を高い精度で検出することができる。

第７の発明によれば、実熱発生率が推定熱発生率に基づいて定まるバラツキ判定ラインを超えている部分があるか否かを判別することにより、トルク変動等の原因となる燃焼圧の気筒間バラツキの発生を高い精度で検出することができる。

第８の発明によれば、実熱発生率が推定熱発生率に基づいて定まる失火判定ラインを下回っている部分があるか否かを判別することにより、失火の発生を高い精度で検出することができる。

実施の形態１．
［システム構成の説明］
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に示すように、本実施形態のシステムは、火花点火式の内燃機関１０を備えている。内燃機関１０は、複数の気筒を備えている。本実施形態では、内燃機関１０は、１番（♯１）から４番（♯４）の４つの気筒を備えるものとする。

内燃機関１０には、クランク角を検出するクランク角センサ１２が組み込まれている。クランク角センサ１２は、クランク軸が所定回転角だけ回転する毎に、Hi出力とLo出力を反転させるセンサである。クランク角センサ１２の出力によれば、クランク角度（クランク軸の回転位置）や、機関回転数NEなどを検知することができる。また、内燃機関１０には、筒内圧センサ１８が組み込まれている。筒内圧センサ１８によれば、筒内（燃焼室内）に生ずる圧力を検出することができる。

内燃機関１０の吸気通路１９の途中には、サージタンク２０が設けられている。サージタンク２０には、その内部の圧力、すなわち吸気管圧力を検出する吸気圧センサ２１が設置されている。吸気圧センサ２１の出力によれば、内燃機関１０の負荷率KL［％］などを取得することができる。

また、吸気通路１９には、その内部を流通する吸入空気量GAを検出するエアフローメータ２２が配置されている。エアフローメータ２２の下流には、スロットル弁２４が配置されている。スロットル弁２４の近傍には、スロットル開度TAを検出するスロットル開度センサ２６が組み付けられている。

内燃機関１０の吸気ポートには、ガソリン等の燃料を噴射するための燃料噴射弁２８が配設されている。なお、本発明における内燃機関は、このようなポート噴射式の内燃機関に限定されるものではなく、筒内直接噴射式の内燃機関でも良く、あるいはポート噴射と筒内噴射とを併用する内燃機関でも良い。

また、内燃機関１０には、燃焼室内の混合気に点火するための点火プラグ３０が設置されている。更に、内燃機関１０の排気通路３２には、排気ガスの空燃比を検出する空燃比センサ３３が設置されている。また、排気通路３２には、排気ガスを浄化するための触媒３４が組み込まれている。

内燃機関１０は、可変動弁機構３６を備えている。可変動弁機構３６によれば、吸気弁３８のバルブタイミングを連続的に変化させることができる。可変動弁機構３６の近傍には、吸気弁３８の実バルブタイミングVTを検出するカム角センサ４０が設けられている。

本実施形態のシステムは、制御装置および燃焼異常判定装置としての機能を有するECU(Electronic Control Unit)５０を備えている。ECU５０には、上述した各種のセンサからセンサ信号が供給されている。ECU５０は、それらのセンサ信号に基づいて、燃料噴射弁２８や、点火プラグ３０、可変動弁機構３６などの各種アクチュエータを制御することができる。更に、ECU５０は、クランク角センサ１２、筒内圧センサ１８等のセンサ信号に基づいて、後述する異常燃焼判定処理を行うことができる。

［実施の形態１の特徴］
本実施形態において、ECU５０は、内燃機関１０の筒内圧に基づいて算出される熱発生率（実熱発生率）と、後述する熱発生モデルにより算出される熱発生率（推定熱発生率）とを比較することにより、ノック（ノッキング）の有無を判定する機能を有している。

図２（Ａ）は、筒内圧センサ１８により計測されたクランク角度毎の筒内圧を示すグラフであり、図２（Ｂ）は、図２（Ａ）の筒内圧に基づいて算出されたクランク角度毎の熱発生率を示すグラフである。

以下、筒内圧から熱発生率を算出する方法について説明する。筒内のガスには、下記式で表される熱力学上のエネルギー保存則が成り立つ。

Ｐ[Pa]：筒内圧
Ｑ[J]：内燃機関の気筒内の発熱量
Ｖ[m³] 筒内容積
θ[degCA]：クランク角度
κ：比熱比

上記（１）式中、比熱比κは、燃焼ガスの組成などに基づいて定まる既知の値である。また、筒内容積Ｖおよびその変化率dＶ／dθは、クランク角度θに応じて幾何学的に決まる既知の値である。よって、それらの既知の値と、筒内圧センサ１８によって計測されたクランク角度毎の筒内圧Ｐの値とを上記（１）式に代入することにより、図２（Ｂ）に示すようなクランク角度毎の熱発生率を算出することができる。なお、本明細書では、このようにして筒内圧の実測値から算出された熱発生率を「実熱発生率」と称する。

図２（Ａ）に示す筒内圧は、軽度のノックが発生している状態で計測されたものである。図２（Ａ）と図２（Ｂ）とを見比べて判るとおり、ノックの影響による乱れは、筒内圧よりも実熱発生率に顕著に現れる。すなわち、実熱発生率は、ノック等の燃焼異常の影響に対し、筒内圧よりも感度が高い。よって、実熱発生率を基礎として燃焼異常を判定することにより、筒内圧を基礎とする場合に比して、燃焼異常を高い精度で検出し得る可能性がある。

しかしながら、実熱発生率のレベルや挙動は、燃焼変動によってサイクル毎に変化するだけでなく、点火時期SA、スロットル開度TA、バルブタイミングVT、機関回転数NE、空燃比A/Fなどの運転条件によっても大きく変化する。このため、実熱発生率のみを基礎として燃焼異常を判定する場合には、上記の要因による正常範囲での変動を燃焼異常と誤判定してしまうことを防止する必要もあるので、検出精度を十分に高めることは困難である。

そこで、本実施形態では、運転条件に基づいて熱発生率を算出可能な熱発生モデルを併用して、燃焼異常（ノック）を判定することとした。図３は、本実施形態のノック検出方法の概要を説明するための図である。本実施形態では、まず、図３の上側のフローに示すように、筒内圧センサ１８により筒内圧Ｐが計測され、その筒内圧に基づき、上述した方法によって実熱発生率が算出される。この実熱発生率の取得と並行して、図３の下側のフローに示すように、熱発生モデルに基づいて、現在の運転条件における熱発生率が算出される。そして、熱発生モデルにより算出された熱発生率（以下「推定熱発生率」と称する）と、実熱発生率とを比較することにより、ノックが判定される。

熱発生モデルにより算出される推定熱発生率は、その運転条件において正常な燃焼がなされた場合の熱発生率に相当するものである。本実施形態によれば、そのような正常燃焼相当の推定熱発生率と、実熱発生率とを対比してノックの有無を判定することができる。このため、ノックが発生した場合には、実熱発生率に表れたノックの影響を正確に抽出することができる。よって、ノックを精度良く検出することができる。

［Wiebe関数モデル］
本実施形態では、熱発生モデルとして、以下に説明するWiebe関数モデルを用いる。まず、Wiebe関数について説明する。下記（２）式は、熱発生率dＱ／dθを表すWiebe関数である。

Ｑ[J]：内燃機関の気筒内の発熱量
Ｑ_total[J]：気筒内に供給された燃料の熱量
θ[degCA]：熱発生開始後の経過クランク角度
θ_ｐ[degCA]：燃焼期間
ｍ：形状パラメータ
ｋ：効率

以下、Wiebe関数の各パラメータについて説明する。上記（２）式において、燃焼期間θ_ｐは、熱発生が継続する期間をクランク角度で表したものとしての物理的意味を有している。また、形状パラメータｍは、グラフ上での熱発生率dＱ／dθの形状に大きく関与するパラメータであり、特に、熱発生率が最大値をとるクランク角度に大きく関与するパラメータである。

内燃機関における燃焼では、冷却損失や燃料の燃え残りなどに起因して、何らかの熱損失を伴うのが普通である。このため、気筒内に供給された燃料の熱量Ｑ_totalが全部そのまま気筒内の発熱量Ｑに変換されることは実際上はあり得ない。効率ｋは、このことをWiebe関数に反映させるためのパラメータである。すなわち、効率ｋは、気筒内に供給された燃料の熱量Ｑ_totalが発熱量Ｑに変換される効率としての物理的意味を有しており、０＜ｋ＜１なる範囲の数である。

本実施形態では、Wiebe関数のパラメータとして、更に、熱発生開始点ズレ量θ_ｂを定義する。上記（２）式のWiebe関数においては、クランク角度θ＝０のときに熱発生率dＱ／dθ＝０であり、θが０を超えたところから熱発生が開始する。つまり、上記（２）式のWiebe関数では、熱発生開始点をθ＝０としており、θは熱発生開始後の経過クランク角度を表す値である。

本発明者の知見によれば、Wiebe関数の熱発生開始点（θ＝０）を実際の点火時期SAに一致させることとすると、Wiebe関数の精度を必ずしも高くすることができない。そこで、本実施形態では、Wiebe関数の熱発生開始点を実際の点火時期SAと異なる点とすることとした。そして、その両者のズレ量を熱発生開始点ズレ量θ_ｂとして表し、これをWiebe関数のパラメータとして導入することとした。すなわち、熱発生開始点ズレ量θ_ｂ[degCA]は、Wiebe関数の熱発生開始点と、実点火時期SAとのズレ量をクランク角度で表すパラメータである。

ここで、上記（２）式のWiebe関数は、下記（３）式のように変形することができる。すなわち上記（２）式と（３）式は等価である。

上記（３）式によれば、ｍ、ｋ、ａ／θ_ｐ ^ｍ＋１、およびθ_ｂの値をそれぞれ決定することにより、Wiebe関数を具体的に記述することができることが判る。本実施形態では、これらのｍ、ｋ、ａ／θ_ｐ ^ｍ＋１、およびθ_ｂの４つがモデルパラメータとされる。これら４つのモデルパラメータの値は、内燃機関１０の運転条件に応じて変化する。

図４は、本実施形態のWiebe関数モデルの概念を示す図である。ECU５０には、図４に示すように、Wiebe関数モデルとして、上記（３）式のWiebe関数と、モデルパラメータ決定マップとが記憶されている。モデルパラメータ決定マップは、上記モデルパラメータと、内燃機関１０の運転条件（点火時期SA、スロットル開度TA、バルブタイミングVT、機関回転数NE、空燃比A/F）との関係を定めたマップである。

ECU５０は、モデルパラメータ決定マップを参照することにより、現在の運転条件（点火時期SA、スロットル開度TA、バルブタイミングVT、機関回転数NE、空燃比A/F）に応じたｍ、ｋ、ａ／θ_ｐ ^ｍ＋１、θ_ｂの値をそれぞれ決定することができる。そして、それらの値を上記（３）式のWiebe関数に代入することにより、クランク角度毎の推定熱発生率を算出することができる。

上記モデルパラメータ決定マップは、内燃機関１０に対し予め実験を行って取得されたデータに基づいて、作成されるものである。各モデルパラメータの値は、以下に説明するように、実熱発生率から逆算して求めることができる。よって、複数の異なる運転条件の下で実熱発生率を計測し、その実熱発生率から逆算してモデルパラメータを求めることにより、モデルパラメータと運転条件との関係を把握することができる。そのようにして把握された関係をマップに表すことにより、上記モデルパラメータ決定マップを作成することができる。

以下、モデルパラメータであるｋ、ｍ、ａ／θ_ｐ ^ｍ＋１、θ_ｂの値を実熱発生率から逆算して求める方法について説明する。

（効率ｋの算出方法）
効率ｋを用いると、気筒内での総発熱量は、気筒内に供給された燃料の熱量Ｑ_totalにｋを乗じたｋＱ_totalとして表すことができる。そして、実際の総発熱量ｋＱ_totalの値は、実熱発生率を積分（積算）することによって算出することができる。

一方、Ｑ_totalは、筒内に供給された燃料量に、その燃料の低位発熱量を乗ずることにより算出することができる。なお、低位発熱量は、真発熱量とも呼ばれる物性値である。低位発熱量とは、単位量の燃料が完全燃焼したときに発生する熱量から、燃料中に含まれる水分および燃焼によって生じる水分を蒸発させるのに必要な熱量（潜熱）を差し引いた残りの熱量を意味する。図１に示すシステムにおいては、燃料の低位発熱量が既知であるものとして、燃料噴射弁２８からの燃料噴射量に基づいて、Ｑ_totalの値を算出することができる。あるいは、空燃比A/Fおよび筒内空気量（負荷率KL）からＱ_totalを算出することもできる。

よって、実熱発生率の積分値として算出された総発熱量ｋＱ_totalを、上記の方法で算出されたＱ_totalで除することにより、効率ｋの値を算出することができる。

（形状パラメータｍの算出方法）
形状パラメータｍは、熱発生率が最大となったときの燃焼割合に着目することにより、算出することができる。

前述したように、総発熱量はｋＱ_totalとして表されるので、あるクランク角度θにおける燃焼割合は、そのクランク角度θまでの発熱量Ｑと、総発熱量ｋＱ_totalとの比Ｑ／ｋＱ_totalとして表すことができる。この燃焼割合Ｑ／ｋＱ_totalは、Wiebe関数によれば、下記（４）式で表される。

上記（４）式をθで微分すると、上記（２）式が得られる。すなわち、上記（４）式は、上記（２）式と等価である。

図５は、正常燃焼時のクランク角度毎の実熱発生率のグラフである。総発熱量ｋＱ_totalは、実熱発生率のグラフが囲む全部の面積として求めることができる。そして、実熱発生率が最大となったクランク角度での実燃焼割合をαとすると、この実燃焼割合αは、図５中のハッチング部分の面積を総発熱量ｋＱ_totalで除したものとして算出することができる。

一方、Wiebe関数において、熱発生率が最大となるときの燃焼割合は次のようにして算出することができる。まず、上記（２）式をθで微分し、d^２Ｑ／dθ^２＝０とおくことにより、Wiebe関数による熱発生率dＱ／dθが最大となるクランク角度θ_＊を求める。下記の式展開を行うことにより、クランク角度θ_＊を表す式が得られる。

上記（５）式で表されるクランク角度θ_＊を上記（４）式に代入することにより、Wiebe関数による熱発生率dQ／dθが最大となるクランク角度θ_＊での燃焼割合は、下記（６）式で表すことができる。

上記（６）式に示されるように、熱発生率が最大となるときの燃焼割合は、Wiebe関数上では形状パラメータｍのみの関数で表される。そこで、図５を参照して説明した方法によって実熱発生率が最大となったときの実燃焼割合αを求め、それを上記（６）式の右辺と等しいとおけば、ｍを算出することができる。すなわち、形状パラメータｍは、下記（７）式により算出することができる。

（ａ／θ_ｐ ^ｍ＋１の算出方法）
上記（５）式で表されるクランク角度θ_＊を上記（２）式に代入することにより、Wiebe関数による熱発生率の最大値（dＱ／dθ）_maxは、下記（８）式で表すことができる。

よって、実熱発生率の最大値をβとすると、その最大値βを上記（８）式の下段と等しいとおくことにより、下記式が得られる。

上記（９）式の右辺において、ａ／θ_ｐ ^ｍ＋１以外の部分は、総発熱量ｋＱ_totalおよび形状パラメータｍのみで表されている。総発熱量ｋＱ_totalの値は、前述したように、実熱発生率を積分することによって算出することが可能である。そして、ｍの値は、上記（７）式により算出することができる。よって、それらの値と、実熱発生率最大値βとを上記（９）式に代入することにより、ａ／θ_ｐ ^ｍ＋１の値を算出することができる。

（熱発生開始点ズレ量θ_ｂの算出方法）
図６は、熱発生開始点ズレ量θ_ｂを算出する方法を説明するための図である。本実施形態では、Wiebe関数による熱発生率が最大となる位置と、実熱発生率が最大となる位置とが一致するように、熱発生開始点ズレ量θ_ｂを定める。すなわち、実熱発生率が最大となったときのクランク角度をθ_ATDC ^＊[degATDC]としたとき、Wiebe関数上で熱発生率が最大となるクランク角度θ_＊の位置がθ_ATDC ^＊に一致するようにする。

図６から判るように、実点火時期をSA[degBTDC]とし、θ_＊とθ_ATDC ^＊との位置が一致するものとすると、SA、θ_ATDC ^＊、θ_ｂ、およびθ_＊の間に、下記（１１）式が成り立つ。また、上記（５）式は、下記（１０）式のように変形することができる。

上記（１０）式によれば、先に算出されたｍとａ／θ_ｐ ^ｍ＋１との値に基づいてクランク角度θ_＊を算出することができる。そして、そのθ_＊と、実点火時期SAと、実熱発生率データから得られるθ_ATDC ^＊とを上記（１１）式に代入することにより、熱発生開始点ズレ量θ_ｂを算出することができる。

以上の方法により、筒内圧の実験データに基づき算出された実熱発生率から、ｍ、ｋ、ａ／θ_ｐ ^ｍ＋１、およびθ_ｂの値を逆算することができる。このような操作を、複数の異なる運転条件の下で行うことにより、それらモデルパラメータと運転条件との関係を把握することができる。そのようにして把握された関係をマップに表すことにより、上記モデルパラメータ決定マップを作成することができる。

モデルパラメータ決定マップを作成するために筒内圧を計測する実験は、ノック等の燃焼異常がない正常燃焼の状態で行うものとされる。すなわち、本実施形態のWiebe関数モデルは、正常燃焼の範囲で作り込んだものとされる。よって、Wiebe関数モデルによれば、前述したように、正常燃焼時の熱発生率に相当する推定熱発生率を算出することができる。

［実施の形態１における具体的処理］
図７は、上述した機能を実現するために本実施形態においてECU５０が実行するルーチンのフローチャートである。このルーチンは、内燃機関１０の作動サイクル毎に実行されるものとする。図８は、本実施形態のノック判定方法を説明するための図である。

図７に示すルーチンによれば、まず、クランク角センサ１２および筒内圧センサ１８からの信号に基づいて、クランク角度毎の筒内圧（燃焼圧）Ｐが計測される（ステップ１００）。このステップ１００において、筒内圧Ｐを計測するクランク角度間隔は、特に限定されないが、例えば１degCA間隔とすることができる。また、筒内圧Ｐの計測は、全クランク角度範囲（０〜７２０°）に渡って行わなくてもよく、実際の燃焼期間が含まれる範囲で行えばよい。

また、上記の筒内圧計測とともに、現在の運転条件（点火時期SA、スロットル開度TA、バルブタイミングVT、機関回転数NE、空燃比A/F）が記憶される（ステップ１０２）。

次に、上記ステップ１００で計測された筒内圧Ｐに基づいて、前述した方法により、クランク角度毎の実熱発生率が算出される（ステップ１０４）。ここで算出された実熱発生率は、例えば図８の上段に示すようなものとなる。

また、これとともに、Wiebe関数モデルに基づいて、上記ステップ１０２で記憶された現在の運転条件における推定熱発生率が算出される（ステップ１０６）。具体的には、まず、モデルパラメータ決定マップを参照することにより、現在の運転条件におけるモデルパラメータｍ、ｋ、ａ／θ_ｐ ^ｍ＋１、およびθ_ｂの値が算出される。次いで、現在の運転条件に基づいて、気筒内に供給された燃料の熱量Ｑ_totalが算出される。そして、それらｍ、ｋ、ａ／θ_ｐ ^ｍ＋１、θ_ｂ、Ｑ_totalの値を上記（３）式のWiebe関数に代入することにより、クランク角度毎の推定熱発生率が算出される。ここで算出された推定熱発生率は、例えば図８の中段に示すようなものとなる。

次いで、上記ステップ１０４で算出された実熱発生率と、上記ステップ１０６で算出された推定熱発生率とが比較される（ステップ１０８）。ステップ１０８においては、具体的には、図８の下段に示すように、実熱発生率と推定熱発生率との差がクランク角度毎に算出される。そして、ECU５０には、所定のノック判定ラインがプラス側およびマイナス側にそれぞれ設定されている。ECU５０は、上記ステップ１０８で算出された実熱発生率と推定熱発生率との差が、このノック判定ライン以内に収まっているか否かを判別する（ステップ１１０）。

上記ステップ１１０において、図８に示す例のように、実熱発生率と推定熱発生率との差がノック判定ラインを超えている部分があることが認められた場合には、実熱発生率の乱れがノックに相当するほどに大きいと判断することができる。そこで、この場合には、ノックが発生しているものと判定される（ステップ１１２）。

これに対し、上記ステップ１１０において、実熱発生率と推定熱発生率との差が全体に渡ってノック判定ライン以内に収まっていることが認められた場合には、実熱発生率の乱れは小さく、正常燃焼であると判断することができる。そこで、この場合には、ノックは発生していないと判定される（ステップ１１４）。

なお、上記ステップ１１０においては、実熱発生率と推定熱発生率との差がプラス側およびマイナス側のノック判定ラインを両方超えている場合にノックであると判定してもよいし、何れか一方のノック判定ラインを超えている場合にノックであると判定してもよい。

本発明では、実熱発生率と推定熱発生率とを比較してノックを判定する方法は、上述した方法に限定されるものではなく、例えば、以下に説明するような方法であってもよい。図９は、他のノック判定方法を説明するための図である。図９に示す方法では、燃焼変動や燃焼圧の気筒間バラツキの影響によるモデルパラメータｍ、ｋ、ａ／θ_ｐ ^ｍ＋１、θ_ｂのバラツキ範囲を予め調べておく。そして、Wiebe関数モデルにより推定熱発生率を算出する際に、モデルパラメータに上記バラツキ範囲のバラツキを与えることにより、ある幅をもって推定熱発生率を算出する。そして、その幅を持った推定熱発生率の上限および下限と、実熱発生率とが比較され、実熱発生率の全体が推定熱発生率の上限および下限に含まれている場合には、その実熱発生率は正常燃焼の範囲内であり、ノックではないと判定される。一方、図９に示す例のように、実熱発生率が推定熱発生率の上限および下限を超える部分がある場合には、その実熱発生率の乱れは正常燃焼の範囲外であり、ノックであると判定される。

以上説明したように、本実施形態によれば、ノックを高精度に検出することができる。このため、開発中の内燃機関に対して自動計測を行う装置に本実施形態を適用すれば、ノックが起きたときにそれを自動的に検出して、内燃機関の運転を自動停止することが可能となる。このため、無人の状態で自動計測を行っている場合であっても、内燃機関がノックにより損傷するのを確実に防止することができる。

また、本実施形態によれば、ノックセンサーでノックを検出する場合のように、予めノックに相当する振動レベルを機種毎に調べておくような手間が必要なく、また、センサーの取り付け位置や取り付け状態によって検出精度が影響を受けるようなこともない。このため、様々な機種の内燃機関について、容易かつ高精度にノックを検出することができる。

なお、本実施形態は、上述したような自動計測装置への適用に限定されるものではなく、車載のECUによってノックを検出する場合に適用することも可能である。

また、上述した実施の形態１においては、ECU５０が、上記ステップ１００および１０４の処理を実行することにより前記第１の発明における「実熱発生率取得手段」が、上記ステップ１０２および１０６の処理を実行することにより前記第１の発明における「推定熱発生率算出手段」が、上記ステップ１０８〜１１４の処理を実行することにより前記第１の発明における「燃焼異常判定手段」が、それぞれ実現されている。

実施の形態２．
次に、図１０を参照して、本発明の実施の形態２について説明するが、上述した実施の形態との相違点を中心に説明し、同様の事項については、その説明を省略または簡略する。本実施形態のシステムは、図１に示すハードウェア構成を用いて、ECU５０に、後述する図１０に示すルーチンを実行させることにより実現することができる。

［実施の形態２の特徴］
前述した実施の形態１では、図７に示すノック検出処理は、内燃機関１０の複数気筒のうちの１気筒に対してのみ行ってもよく、気筒毎に行ってもよい。これに対し、本実施形態では、気筒毎に筒内圧センサ１８およびWiebe関数モデルが設けられており、前述した図７に示すノック検出処理を気筒毎に行うものとする。

そして、本実施形態では、気筒毎に、実熱発生率からWiebe関数モデルのモデルパラメータｍ、ｋ、ａ／θ_ｐ ^ｍ＋１、θ_ｂを逆算して求め、その逆算値に基づいて、気筒毎のWiebe関数モデルを定期的に更新することとした。

複数気筒を有する内燃機関１０においては、一般に、燃料噴射量や吸入空気量を気筒間で完全に等しくすることは困難である。従って、気筒間の筒内圧（燃焼圧）には、ある程度のバラツキがあるのが普通である。ゆえに、気筒間の実熱発生率にもある程度のバラツキが存在する。このため、一つのWiebe関数モデルによって算出された推定熱発生率を各気筒に共通に使用してノックを判定する場合には、誤判定を防止するため、気筒間の実熱発生率バラツキを見込んで、ノック判定ラインを比較的緩めに設定する必要がある。

燃料噴射量や吸入空気量の気筒間バラツキは、燃料噴射弁２８の個体差や吸気通路形状の相違などに起因して生じるものであり、その傾向はサイクル毎に変動するものではなく、気筒間に一定の傾向で存在しているものである。よって、気筒間の実熱発生率バラツキも、一定の傾向を示すものと考えられる。

前述したように、本実施形態では、気筒毎にWiebe関数モデルを設け、各気筒のWiebe関数モデルをその気筒の実熱発生率に基づいて修正することができる。このため、気筒間の実熱発生率バラツキの傾向を反映するように、各気筒のWiebe関数モデルを補正することが可能である。ゆえに、気筒毎に、その気筒の癖を反映したより高精度の推定熱発生率を算出することができる。よって、本実施形態によれば、気筒間の実熱発生率バラツキを見込んでノック判定ラインを緩めに設定する必要がなく、より妥当なノック判定ラインを設定することができる。その結果、ノック検出精度を更に高めることができる。

［実施の形態２における具体的処理］
図１０は、上記の機能を実現するために本実施形態においてECU５０が実行するルーチンのフローチャートである。図１０に示すルーチンによれば、まず、内燃機関１０が定常運転状態にあるか否か、および、所定のモデル更新タイミングが到来しているか否か、が判別される（ステップ１２０）。

定常運転状態では上述したような恒常的な要因による燃焼圧の気筒間バラツキが現れ易いが、過渡運転状態では他の瞬間的な要因による燃焼圧の気筒間バラツキも発生し易い。このため、内燃機関１０に内在する燃焼圧の気筒間バラツキの傾向を把握する処理は、定常運転時に行うのが好ましい。そこで、本実施形態では、定常運転状態でない場合には、以下の処理を行うことなく、そのまま本ルーチンの処理を終了する。

上記ステップ１２０において、定常運転状態であり、かつモデル更新タイミングが到来していることが認められた場合には、次に、各気筒において、クランク角度毎の筒内圧（燃焼圧）Ｐが計測される（ステップ１２２）。また、この筒内圧計測とともに、現在の運転条件（点火時期SA、スロットル開度TA、バルブタイミングVT、機関回転数NE、空燃比A/F）が記憶される（ステップ１２４）。

次いで、上記ステップ１２２で計測された各気筒の筒内圧Ｐに基づいて、各気筒のクランク角度毎の実熱発生率が算出される（ステップ１２６）。そして、算出された各気筒の実熱発生率に基づいて、モデルパラメータｍ、ｋ、ａ／θ_ｐ ^ｍ＋１、およびθ_ｂの値が気筒毎に算出される（ステップ１２８）。モデルパラメータは、前述したように、上記（７）、（９）、（１０）および（１１）式等に基づいて算出することができる。

上記ステップ１２８で各気筒のモデルパラメータｍ、ｋ、ａ／θ_ｐ ^ｍ＋１、およびθ_ｂが算出されたら、それらの値と、ステップ１２４で記憶された運転条件とに基づいて、気筒毎にモデルパラメータ決定マップが修正される。すなわち、各気筒のモデルパラメータ決定マップの内容が、ステップ１２４で記憶された運転条件と上記ステップ１２８で算出された当該気筒のモデルパラメータの値とを対応づける内容となるように、修正される。

モデル更新タイミングが到来する毎に以上説明したような処理が行われることにより、各気筒のモデルパラメータ決定マップの内容が、気筒間の実熱発生率バラツキの傾向に即した内容に修正されていく。そして、そのようにして気筒毎に修正されたモデルパラメータ決定マップを用いるので、各気筒において、当該気筒の推定熱発生率をより高い精度で算出することができる。このため、本実施形態によれば、図７に示すノック検出ルーチンが気筒毎に実行された際に、各気筒のノックをより高い精度で検出することができる。

また、本実施形態によれば、Wiebe関数モデルを実熱発生率に基づいて修正するので、内燃機関１０の経年変化の影響をWiebe関数モデルに反映させることもできる。このため、経年変化があっても、ノックの検出精度を保つことができる。

なお、上述した実施の形態２においては、ECU５０が、上記ステップ１２８の処理を実行することにより前記第４の発明における「モデルパラメータ逆算手段」が、上記ステップ１３０の処理を実行することにより前記第４の発明における「モデル修正手段」が、それぞれ実現されている。

以上、内燃機関１０のノックを検出する装置に本発明を適用した場合について説明したが、本発明では、ノック以外の燃焼異常、すなわち失火や、燃焼圧の気筒間バラツキなどを検出することも可能である。図１１は、燃焼圧の気筒間バラツキおよび失火を判定する方法を説明するための図である。まず、燃焼圧の気筒間バラツキの判定方法について説明する。

前述したように、内燃機関１０には、燃料噴射量や吸入空気量の気筒間バラツキに起因する燃焼圧の気筒間バラツキが存在する。燃焼圧の気筒間バラツキの度合いが大きいと、各気筒が生み出すトルクのバラツキが大きくなるため、内燃機関１０全体としてのトルク変動が大きくなる。そこで、以下に説明する方法によって燃焼圧の気筒間バラツキを検出することとすれば、許容限度以上のトルク変動を回避することが可能となる。

上記の燃焼圧の気筒間バラツキを判定する際には、図１１に示すように、推定熱発生率に基づいて、上側および下側のバラツキ判定ラインを設定する。このバラツキ判定ラインは、推定熱発生率の頂点の前後において、推定熱発生率を所定値あるいは所定割合で上下にシフトすることにより算出される。そして、この上側および下側のバラツキ判定ラインと、実熱発生率とを比較し、実熱発生率が上下何れかのバラツキ判定ラインを超えている部分がある場合には、その気筒の燃焼圧が所期の値よりも過大または過小であると判断できる。そこで、この場合には、燃焼圧の気筒間バラツキが発生していると判定することができる。

一方、失火を判定する際には、図１１に示すように、推定熱発生率に基づいて、失火判定ラインを設定する。この失火判定ラインは、推定熱発生率の頂点の前後において、推定熱発生率を所定値あるいは所定割合で下側にシフトすることにより算出される。失火判定ラインは、通常、燃焼圧の気筒間バラツキを判定するための下側のバラツキ判定ラインよりも更に下側の位置とされる。そして、この失火判定ラインと実熱発生率とを比較し、実熱発生率が失火判定ラインを下回っている部分がある場合には、失火と判定することができる。

燃焼圧の気筒間バラツキや失火を検出する場合の具体的な処理は、図７に示すルーチンのステップ１０８および１１０に代えて上記のような判定を行うことにより実現することができるので、ここではこれ以上の説明を省略する。

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。 （Ａ）は、筒内圧センサにより実測されたクランク角度毎の筒内圧を示すグラフであり、（Ｂ）は、（Ａ）の筒内圧に基づいて算出されたクランク角度毎の熱発生率を示すグラフである。 本発明の実施の形態１のノック検出方法の概要を説明するための図である。 本発明の実施の形態１のWiebe関数モデルの概念を示す図である。 正常燃焼時のクランク角度毎の実熱発生率のグラフである。 熱発生開始点ズレ量を算出する方法を説明するための図である。 本発明の実施の形態１において実行されるルーチンのフローチャートである。 本発明の実施の形態１のノック判定方法を説明するための図である。 他のノック判定方法を説明するための図である。 本発明の実施の形態２において実行されるルーチンのフローチャートである。 燃焼圧の気筒間バラツキおよび失火を判定する方法を説明するための図である。

符号の説明

１０ 内燃機関
１２ クランク角センサ
１８ 筒内圧センサ
２１ 吸気圧センサ
３０ 点火プラグ
３３ 空燃比センサ
３４ 触媒
３６ 可変動弁機構
４０ カム角センサ
５０ ECU(Electronic Control Unit)

Claims (7)

1. クランク角度毎の気筒内の実熱発生率を取得する実熱発生率取得手段と、
   クランク角度毎の気筒内の熱発生率を熱発生モデルに基づいて推定する推定熱発生率算出手段と、
   前記実熱発生率取得手段により取得された実熱発生率と、前記推定熱発生率算出手段により算出された推定熱発生率とを比較することにより、燃焼異常を判定する燃焼異常判定手段と、
   前記実熱発生率取得手段により取得された実熱発生率から逆算することにより、前記熱発生モデルのモデルパラメータを算出するモデルパラメータ逆算手段と、
   前記モデルパラメータ逆算手段により算出されたモデルパラメータに基づいて、前記熱発生モデルを修正するモデル修正手段と、
   を備えることを特徴とする内燃機関の燃焼異常検出装置。
2. 前記熱発生モデルがWiebe関数モデルであることを特徴とする請求項１記載の内燃機関の燃焼異常検出装置。
3. 前記燃焼異常がノック、失火、燃焼圧の気筒間バラツキのうちの少なくとも一つであることを特徴とする請求項１または２記載の内燃機関の燃焼異常検出装置。
4. 前記モデルパラメータ逆算手段は、気筒毎に前記モデルパラメータを算出し、
   前記モデル修正手段は、気筒毎に前記熱発生モデルを修正することを特徴とする請求項１乃至３の何れか１項記載の内燃機関の燃焼異常検出装置。
5. 前記燃焼異常判定手段は、前記実熱発生率と前記推定熱発生率との差が所定のノック判定ラインを超えている部分がある場合には、ノックが発生しているものと判定することを特徴とする請求項１乃至４の何れか１項記載の内燃機関の燃焼異常検出装置。
6. 前記燃焼異常判定手段は、前記実熱発生率が前記推定熱発生率に基づいて定まるバラツキ判定ラインを超えている部分がある場合には、燃焼圧の気筒間バラツキが発生しているものと判定することを特徴とする請求項１乃至４の何れか１項記載の内燃機関の燃焼異常検出装置。
7. 前記燃焼異常判定手段は、前記実熱発生率が前記推定熱発生率に基づいて定まる失火判定ラインを下回っている部分がある場合には、失火が発生しているものと判定することを特徴とする請求項１乃至４の何れか１項記載の内燃機関の燃焼異常検出装置。

Images