JP4760423B2 - 内燃機関のオイル劣化判定装置 - Google Patents

Description

この発明は、内燃機関の潤滑に用いられるオイルの劣化を判定する内燃機関のオイル劣化判定装置に関する。

従来、例えば特許文献１には、内燃機関のフリクションを推定するフリクション推定装置が開示されている。具体的には、この装置では、内燃機関の運転停止時に、エンジン回転数の低下速度を演算し、算出されたエンジン回転数低下速度と判定値とを比較することで、フリクションが増加したかどうかを判定するようにしている。

特開２００１−９８９９７号公報 特開２００２−２６６６１７号公報

上述した従来の技術では、エンジン回転数の低下速度に基づいて直接フリクションを推定するようにしている。しかしながら、フリクションは運転条件の違いに左右されるものであり、上記従来の手法では、フリクションと運転条件との関係が考慮されていないため、フリクションを正確に推定できる領域が限定されてしまう。このため、上記従来の手法によれば、フリクションに基づいて内燃機関のオイル劣化を判定しようとする場合に、十分な判定精度を確保できないおそれがある。

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、内燃機関の運転条件の制限を受けずに、オイル劣化を正確に判定し得る内燃機関のオイル劣化判定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、内燃機関のフリクションを算出するフリクションモデルと、
前記フリクションと前記内燃機関の運転条件および環境条件を示すパラメータとを含む所定のパラメータに基づいて、クランク角度およびクランク角回転速度の少なくとも一方の推定値を取得するクランク情報推定手段と、
クランク角度およびクランク角回転速度の少なくとも一方の実測値を取得するクランク情報計測手段と、
前記推定値と前記実測値との偏差に基づいて、前記フリクションモデルを学習するフリクション学習手段と、
内燃機関の燃費の悪化度合いと前記フリクションとの関係に基づいて、オイル劣化を判定するオイル劣化判定手段と、
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、前記オイル劣化判定手段は、当該燃費の悪化度合いが所定の閾値を超えた場合に、オイルが劣化したと判定す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、前記偏差に基づく補正量を算出し、当該補正量に基づいて前記偏差が無くなるように前記推定値を補正するフィードバック手段を更に備え、
前記フリクション学習手段は、内燃機関の停止処理時に前記フリクションモデルの学習を実行する場合には、エンジン回転数領域を特定して前記フィードバックを実行することを特徴とする。

また、第４の発明は、第１または第２の発明において、前記偏差に基づく補正量を算出し、当該補正量に基づいて前記偏差が無くなるように前記推定値を補正するフィードバック手段と、
前記補正量を、燃焼圧力に起因する変動分とフリクションに起因する変動分とに切り分ける分離手段とを更に備え、
前記フィードバック学習手段は、内燃機関の定常運転時に前記フリクションモデルの学習を実行する場合には、前記フリクションに起因する変動分に基づいて、前記フリクションモデルを学習することを特徴とする。

第１の発明によれば、フリクションと内燃機関の運転条件および環境条件を示すパラメータとを含む所定のパラメータに基づいて、クランク角度およびクランク角回転速度の少なくとも一方の推定値が取得されるとともに、当該推定値とその実測値との偏差に基づいて学習されたフリクションに基づいて、燃費の悪化度合いが取得される。フリクションの増大による燃費の悪化が認められる場合には、オイルに劣化が生じていると判断することができる。このため、内燃機関の様々な影響を踏まえたフリクションに基づいて、運転条件の制限を受けることなく、オイル劣化を正確に判定することができる。

第２の発明によれば、学習がなされるフリクションとの関係で定められた燃費の悪化度合いが閾値を超えた場合に、オイルが劣化したと判定される。このため、オイル劣化を正確に判定することができる。

第３の発明によれば、内燃機関の停止処理によるエンジン回転数の低下時に、上記推定値と上記実測値との偏差が積み重なっていくのを回避することができる。このため、フリクションの適応精度を良好に確保することができる。

第４の発明によれば、内燃機関の燃焼実行中であっても、燃焼圧力に起因する変動分を除去して、フリクションに起因する変動分に基づいて、フリクションモデルの学習を正確に行うことができる。このため、運転条件の制限を受けることなく、オイル劣化を正確に判定することができる。

実施の形態１．
［実施の形態１の装置の構成］
図１は、本発明の実施の形態１の内燃機関の停止位置制御装置が適用された内燃機関１０の構成を説明するための図である。本実施形態のシステムは、内燃機関１０を備えている。ここでは、内燃機関１０は、直列４気筒型エンジンであるものとする。内燃機関１０の筒内には、ピストン１２が設けられている。ピストン１２は、コンロッド１４を介してクランク軸１６と連結されている。また、内燃機関１０の筒内には、ピストン１２の頂部側に燃焼室１８が形成されている。燃焼室１８には、吸気通路２０および排気通路２２が連通している。

吸気通路２０には、スロットルバルブ２４が設けられている。スロットルバルブ２４は、アクセル開度と独立してスロットル開度を制御することのできる電子制御式スロットルバルブである。スロットルバルブ２４の近傍には、スロットル開度TAを検出するスロットルポジションセンサ２６が配置されている。スロットルバルブ２４の下流には、内燃機関１０の吸気ポートに燃料を噴射するための燃料噴射弁２８が配置されている。また、内燃機関が備えるシリンダヘッドには、気筒毎に、燃焼室１８の頂部から燃焼室１８内に突出するように点火プラグ３０がそれぞれ取り付けられている。吸気ポートおよび排気ポートには、それぞれ、燃焼室１８と吸気通路２０、或いは燃焼室１８と排気通路２２を導通状態または遮断状態とするための吸気弁３２および排気弁３４が設けられている。

吸気弁３２および排気弁３４は、それぞれ吸気可変動弁（VVT）機構３６および排気可変動弁（VVT）機構３８により駆動される。可変動弁機構３６、３８は、それぞれ、クランク軸の回転と同期して吸気弁３２および排気弁３４を開閉させると共に、それらの開弁特性（開弁時期、作用角、リフト量など）を変更することができる。

内燃機関１０は、クランク軸の近傍にクランク角センサ４０を備えている。クランク角センサ４０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４０の出力によれば、クランク軸の回転位置やその回転速度（エンジン回転数Ne）を検知することができる。また、内燃機関１０は、吸気カム軸の近傍にカム角センサ４２を備えている。カム角センサ４２は、クランク角センサ４０と同様の構成を有するセンサである。カム角センサ４２の出力によれば、吸気カム軸の回転位置（進角量）などを検知することができる。

図１に示すシステムは、ECU(Electronic Control Unit)５０を備えている。ECU５０には、上述した各種センサに加え、排気通路２２内の排気空燃比を検出するための空燃比センサ５２や内燃機関１０の冷却水温度を検出するための水温センサ５４が接続されている。また、ECU５０には、上述した各種アクチュエータが接続されている。ECU５０は、それらのセンサ出力、およびECU５０内に仮想的に構成されたエンジンモデル６０を用いた演算結果に基づいて、内燃機関１０の運転状態を制御することができる。

［エンジンモデルの概要］
図２は、図１に示すECU５０が備えるエンジンモデル６０の構成を示すブロック図である。図２に示すように、エンジンモデル６０は、クランク軸周りの運動方程式演算部６２と、フリクションモデル６４と、吸気圧力推定モデル６６と、筒内圧推定モデル６８と、燃焼波形算出部７０と、大気圧補正項算出部７２と、大気温補正項算出部７４とを含んでいる。以下、これらの各部の詳細な構成について説明を行う。

（１）クランク軸周りの運動方程式演算部について
クランク軸周りの運動方程式演算部６２は、クランク角度θおよびエンジン回転数Ne（クランク角回転速度dθ/dt）のそれぞれの推定値を求めるためのものである。クランク軸周りの運動方程式演算部６２は、筒内圧推定モデル６８または燃焼波形算出部７０から内燃機関１０の筒内圧力Pの入力を受け、演算開始時には、更に、初期クランク角度θ₀および初期エンジン回転数Ne₀の入力を受ける。

クランク軸周りの運動方程式演算部６２によって算出される推定クランク角度θおよび推定エンジン回転数Neは、図２に示すPIDコントローラ７６によって、実クランク角度θおよび実エンジン回転数Neとの偏差が無くなるようにフィードバック制御される。また、クランク軸周りの運動方程式演算部６２の演算結果には、フリクションモデル６４によって、内燃機関１０の内部のフリクションに関する影響が反映される。

次に、クランク軸周りの運動方程式演算部６２の内部で実行される具体的な演算内容について説明する。
図３は、クランク軸周りの各要素に付す記号を示す図である。図３に示すように、ここでは、筒内圧力Pを受けるピストン１２の頂部の表面積をAとする。コンロッド１４の長さをL、クランクの回転半径をrとする。そして、コンロッド１４のピストン取り付け点とクランク軸１６の軸中心とを結ぶ仮想線（シリンダの軸線）と、コンロッド１４の軸線とがなす角度をφ（以下、「コンロッド角度φ」と称する）とし、シリンダの軸線とクランクピン１７の軸線とがなす角度をθとする。

４つの気筒を有する内燃機関１０では、気筒間のクランク角度の位相差は180°CAであるため、それらの気筒間のクランク角度の関係は、次の（１ａ）式のように定義することができる。また、各気筒のクランク角回転速度dθ/dtは、それぞれ各気筒のクランク角度θの時間微分となるため、それぞれ次の（１ｂ）式のように表すことができる。

ただし、上記（１ａ）式および（１ｂ）式において、クランク角度θおよびクランク角回転速度dθ/dtに付された符号1〜4は、内燃機関１０の所定の爆発順序に従って燃焼が到来する気筒の順番に対応しており、また、後述する数式においては、それらの符号1〜4を「i」で代表させることがある。

また、図３に示すピストン・クランク機構においては、クランク角度θiとコンロッド角度φiとは、次の（２）式で表される関係を有することになる。

ただし、上記（２）式において、dXi/dtはピストン速度である。

また、クランク軸周りの全運動エネルギTは、次の（３）式のように表すことができる。（３）式を展開すると、（３）式中の各項の諸々のパラメータを1/2(dθ/dt)²の係数としてまとめることができる。ここでは、そのようにまとめられた係数を、クランク角度θの関数f(θ)として表現している。

ただし、上記（３）式において、右辺第１項はクランク軸１６の回転運動に関する運動エネルギに、右辺第２項はピストン１２およびコンロッド１４の直進運動に関する運動エネルギに、右辺第３項はコンロッド１４の回転運動に関する運動エネルギに、それぞれ対応している。また、上記（３）式において、I_kはクランク軸１６の軸周りの慣性モーメントであり、I_flはフライホイールの回転軸周りの慣性モーメントであり、I_miは内燃機関１０と組み合わされる変速機以下の回転部（すなわち、変速機、駆動軸、タイヤ等）の回転軸周りの慣性モーメントであり、I_cはコンロッドに関する慣性モーメントである。また、m_pはピストン１２の変位であり、m_cはコンロッド１４の変位である。

次に、ラグラジアンLを、系の全運動エネルギTと位置エネルギUとの偏差として、次の（４ａ）式のように定義する。そして、クランク軸１６に作用する入力トルクをTRQとすると、ラグランジュの運動方程式を用いて、ラグラジアンLとクランク角度θと入力トルクTRQとの関係を、次の（４ｂ）式のように表すことができる。

ここで、上記（４ａ）式において、位置エネルギUの影響は運動エネルギTの影響に比して小さく、その影響を無視することができる。従って、上記（４ｂ）式の左辺第１項は、上記（３）式をクランク角回転速度(dθ/dt)で偏微分して得られた値を時間微分することで、クランク角度θの関数として、次の（４ｃ）式のように表すことができる。また、上記（４ｂ）式の左辺第２項は、上記（３）式をクランク角度θで偏微分することで、クランク角度θの関数として、次の（４ｄ）式のように表すことができる。

従って、上記（４ｂ）式は、次の（４ｅ）式のようにして表すことができ、これにより、クランク角度θと入力トルクTRQとの関係を得ることができる。また、ここでは、その入力トルクTRQを、次の（５）式のように、３つのパラメータからなるものと定義する。

ただし、上記（５）式において、TRQ_eは、エンジン発生トルクであり、より具体的には、ガス圧力（筒内圧力P）を受けるピストン１２からクランク軸１６に作用するトルクである。TRQ_Lは、負荷トルクであり、内燃機関１０が搭載される車両の特性に応じて異なる既知の値として、ECU５０に記憶されている。TRQ_fは、フリクショントルク、すなわち、ピストン１２、クランク軸１６等の摺動部分の摩擦損失に対応するトルクである。このフリクショントルクTRQ_fは、フリクションモデル６４から得られる値である。

次に、エンジン発生トルクTRQ_eは、次の（６ａ）式〜（６ｃ）式に従って算出することができる。すなわち、先ず、筒内圧力Pに基づいてコンロッド１４に作用する力F_cは、ピストン１２の頂部に作用する力PAのコンロッド１４の軸線方向成分として、（６ａ）式のように表すことができる。そして、図３に示すようにコンロッド１４の軸線とクランクピン１７の軌跡の接線とがなす角度αが{π/2−(φ＋θ)}であるため、筒内圧力Pに基づいてクランクピン１７の軌跡の接線方向に作用する力F_kは、コンロッド１４に作用する力F_cを用いて、（６ｂ）式のように表すことができる。従って、エンジン発生トルクTRQ_eは、クランクピン１７の軌跡の接線方向に作用する力F_kとクランクの回転半径rとの積であるため、（６ａ）式および（６ｂ）式を用いて、（６ｃ）式のように表すことができる。

以上説明したクランク軸周りの運動方程式演算部６２の構成によれば、筒内圧推定モデル６８または燃焼波形算出部７０によって筒内圧力Pを取得することにより、（６ｃ）式および（５）式に従って入力トルクTRQを得ることができる。そして、（４ｅ）式を解くことにより、クランク角度θやクランク角回転速度dθ/dtを得ることが可能となる。

（２）フリクションモデルについて
図４は、図２に示すフリクションモデル６４がフリクショントルクTRQ_fを取得するために備えているフリクションマップの一例を示している。図４に示すフリクションマップでは、フリクショントルクTRQ_fを、エンジン回転数Neとエンジン冷却水温度との関係で定めている。このようなフリクションマップの特性は、予め実験等により定められたものであり、フリクショントルクTRQ_fは、エンジン冷却水温度が低くなると大きくなる傾向を有している。

尚、ここでは、ECU５０の計算負荷の低減のため、フリクションモデル６４として、上記のようなフリクションマップを備えるようにしているが、フリクションモデルの構成は、これに限定されるものではなく、以下の（７）式のような関係式を用いるものであってもよい。この（７）式では、フリクショントルクTRQ_fが、エンジン回転数Neと内燃機関１０の潤滑油の動粘度νとをパラメータとする関数となるように構成されている。

ただし、上記（７）式において、C₁、C₂、C₃は、それぞれ実験等により適合される係数である。

（３）吸気圧力推定モデルについて
吸気圧力推定モデル６６は、吸気圧力を推定するための吸気圧マップ（図示省略）を備えている。この吸気圧マップは、吸気圧力を、スロットル開度TA、エンジン回転数Ne、および吸排気弁のバルブタイミングVVTとの関係で定めたものである。このような吸気圧力推定モデルの構成によれば、ECU５０の計算負荷を低く抑えつつ、吸気圧力を取得することができる。尚、詳細に吸気圧力を計算する場合には、上記のような吸気圧マップを用いずに、スロットルバルブ２４を通過する空気流量を推定するスロットルモデルと、吸気弁３２の周囲を通過する空気流量（すなわち、筒内吸入空気流量）を推定するバルブモデルとを用いて、吸気圧力推定モデルを構成するようにしてもよい。

（４）筒内圧推定モデル
筒内圧推定モデル６８は、燃焼が行われない状況下で、筒内圧力Pを算出するために用いられるモデルである。この筒内圧推定モデル６８では、内燃機関１０の各行程における筒内圧力Pを、次の（８ａ）式〜（８ｄ）式を用いて算出するようにしている。すなわち、先ず、吸気行程の経過中の筒内圧力Pは、（８ａ）式で示すように、上述した吸気圧力推定モデル６６が有する吸気圧マップから得られる筒内圧力のマップ値P_mapから得るようにしている。

次に、圧縮行程の経過中の筒内圧力Pは、気体の可逆断熱変化の式に基づいて、（８ｂ）式のように表すことができる。
ただし、上記（８ｂ）式において、V_BDCはピストン１２が吸気下死点にあるときの行程容積Vであり、κは比熱比である。

また、膨張行程の経過中の筒内圧力Pについても、圧縮行程の場合と同様にして、（８ｃ）式のように表すことができる。
ただし、上記（８ｃ）式において、V_TDCはピストン１２が圧縮上死点にあるときの行程容積Vであり、P_cは圧縮行程の終了時における筒内圧力である。

また、排気行程の経過中の筒内圧力Pは、(８ｄ)式で示すように、排気通路２２内の圧力P_exであるものとしている。この圧力P_exは、ほぼ大気圧力P_airに等しいとみなすことができるものである。従って、ここでは、大気圧力P_airを、排気行程の経過中の筒内圧力Pに使用している。

（５）燃焼波形算出部について
燃焼波形算出部７０は、圧縮行程の途中から膨張行程の途中までの燃焼が行われている期間における筒内圧力（燃焼圧力）Pを算出するために用いられるモデルである。この燃焼波形算出部７０では、Weibe関数を用いた関係式である（９ａ）式と、後述する（１０）式とを用いて、燃焼圧力Pの推定値が算出される。

より具体的には、燃焼波形算出部７０では、先ず、（９ａ）式を用いて、現在のクランク角度θに対応する熱発生率dQ/dθを算出することとしている。
ただし、上記（９ａ）式において、mは形状係数、kは燃焼効率、θ_bは着火遅れ期間、aは燃焼速度（ここでは固定値6.9）である。これらの各パラメータは、事前に適合された値が使用される。また、Qは発熱量である。

上記（９ａ）式を用いて熱発生率dQ/dθを算出するには、発熱量Qを算出する必要がある。発熱量Qは、微分方程式である（９ａ）式を解くことにより算出することができる。そのために、先ず、（９ｂ）式では、（９ａ）式におけるWeibe関数に相当する部分をg(θ)と置き換えている。そうすると、（９ａ）式を（９ｃ）式のように表すことが可能となる。次いで、（９ｃ）式の両辺をクランク角度θで積分した後に、当該（９ｃ）式を展開することで、発熱量Qを（９ｄ）式のように表すことができる。次いで、（９ｄ）式に従って算出された発熱量Qを、再度（９ａ）式に代入することで、熱発生率dQ/dθが算出される。

熱発生率dQ/dθと筒内圧力（燃焼圧力）Pとは、エネルギ保存則に基づく関係式を用いて（１０）式のように表すことができる。従って、（９ａ）式に従って算出された熱発生率dQ/dθを代入して当該（１０）式を解くことにより、燃焼圧力Pを算出することができる。

以上説明した筒内圧推定モデル６８および燃焼波形算出部７０によれば、筒内圧推定モデル６８を用いて燃焼が行われていない状況下での筒内圧力Pを算出するととともに、燃焼波形算出部７０を用いて燃焼が行われている期間中の筒内圧力Pを算出することにより、燃焼実行の有無に関係なく、内燃機関１０の筒内圧力Pの履歴を取得することができる。

尚、内燃機関１０の筒内圧力Pの履歴を取得する手法は、上記の手法に限定されるものではなく、例えば、以下の図５を参照して示すような手法であってもよい。
図５は、そのような変形例の手法を説明するための図である。この手法では、上記（９ａ）式および（１０）式を用いて、所定のクランク角度θ毎に燃焼圧力Pを計算することを行うのではなく、事前に、上記（９ａ）式および（１０）式を用いて、図５（Ａ）に示すような燃焼パターン、すなわち、燃焼に付されることで変化する筒内圧力Pの波形の変化分（燃焼による圧力増加分）のみを算出しておく。

より具体的には、そのような燃焼パターンを決定する３つのパラメータである着火遅れ期間、燃焼期間、およびΔP_max（燃焼時の最大圧力P_maxと燃焼無し時の最大圧力P_max0との偏差）を、エンジン回転数Ne、空気充填率KL、吸排気弁のバルブタイミングVVT、および点火時期のそれぞれとの関係で定めたマップを記憶しておく。そして、燃焼による圧力増加分に対応する波形を、２次関数などの簡易な関数を組み合わせて近似させた波形として算出するために、当該近似波形の各係数を上記のエンジン回転数Neとの関係でマップ化しておく。そして、図５（Ｂ）に示すように、そのようなマップを参照して得られた燃焼による圧力増加分の波形を、筒内圧推定モデル６８で算出される筒内圧力Pの値と足し合わせることで、燃焼圧力Pを取得するようにする。

（６）大気圧補正項算出部について
大気圧補正項算出部７２は、筒内に吸入される筒内充填空気量M_cを推定するモデル（ここでは「エアモデル」と称する）を含んでいる。このエアモデルでは、筒内充填空気量M_cを次の（１１）式に従って算出することとしている。

ただし、上記（１１）式において、a、bは、それぞれ運転条件（エンジン回転数NeやバルブタイミングVVTなど）に応じて適合される係数である。尚、P_mは、吸気圧力であり、例えば、上述した吸気圧力推定モデル６６によって算出される値を使用することができる。

また、大気圧補正項算出部７２は、筒内に吸入される燃料量f_cを推定するモデル（ここでは「燃料モデル」と称する）を含んでいる。燃料噴射弁２８から噴射された後の燃料の挙動を考慮すると、すなわち、噴射された燃料の一部の吸気ポートの内壁等への付着やその付着燃料の気化という現象を考慮すると、第kサイクルにおける燃料噴射の開始時における壁面付着燃料量がf_w(k)であり、第kサイクルにおける実燃料噴射量がf_i(k)である場合、第kサイクルの終了後に発生している壁面付着燃料量f_w(k+1)、および第kサイクルにおいて筒内に吸入される燃料量f_cは、次の（１２a）式および（１２ｂ）式のように表すことができる。

ただし、上記（１２）式において、Pは、付着率、より具体的には、噴射燃料量f_iのうちの吸気ポートの内壁等に付着する燃料量の割合である。Rは、残留率、より具体的には、吸気行程の実行後に付着燃料量f_wが壁面等に付着したままの状態で残る割合である。
上記（１２）式によれば、付着率Pおよび残留率Rをパラメータとして、個々のサイクル毎に上記燃料量f_cを算出することができる。

従って、上記のエアモデルおよび燃料モデルの算出結果を用いて、空燃比A/Fの推定値を算出することができる。大気圧補正項算出部７２では、次いで、この推定空燃比A/Fと、噴射された燃料が燃焼に付された後に空燃比センサ５２に到達するまでの輸送遅れを考慮したタイミングで検出する空燃比A/Fの実測値との定常偏差を算出する。そして、この定常偏差が筒内充填空気量M_cの誤差であるため、当該定常偏差が大きい場合には、大気圧がずれているものとして、大気圧補正係数k_airpを算出する。具体的には、上記エアモデルより吸気圧力P_mを逆算し、その吸気圧力P_mに基づいて標準大気圧P_a0に対する補正率として大気圧補正係数k_airpを算出する。この大気圧補正係数k_airpは、上述した吸気圧力推定モデル６６および筒内圧推定モデル６８において、吸気圧力P_mapと排気圧力（大気圧P_air）の補正に用いられる。

（７）大気温補正項算出部について
大気温補正項算出部７４では、排気行程中の行程容積V、残留ガス質量（排気上死点でのすきま容積V_cに基づいて算出）m、残留ガス（既燃ガス）のガス定数R、および大気温度T_airの実測値を理想気体の状態方程式に代入することで、筒内圧力P_thを算出する。当該筒内圧力P_thと、筒内圧推定モデル６８で算出される筒内圧力Pとの偏差を算出する。そして、その偏差が大きい場合には、上記偏差に基づいて補正係数を算出する。この補正係数は、上述した吸気圧力推定モデル６６において、吸気圧力P_mapの補正に用いられる。

［エンジンモデルを用いたオイル劣化判定］
本実施形態のシステムは、上述したエンジンモデル６０を利用して、オイル劣化を検出するための特殊なセンサを用いることなく、エンジンオイルの劣化を判定するものである。具体的には、フリクションモデル６４によって得られるフリクション（フリクショントルクTRQ_f）の推定値に基づいて、オイル劣化が判定される。

フリクションは、運転条件（冷却水温度、エンジン回転数Ne等）の違いによってばらつきが大きい。従って、フリクションを正確に推定するためには、運転条件の影響が考慮されている必要がある。そこで、本実施形態では、エンジンモデル６０を用いてオイル劣化を正確に判定すべく、ECU５０に以下の図６に示すルーチンを実行させることとした。

［実施の形態１における具体的処理］
図６は、上記の目的を実現するために、本実施の形態１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６に示すルーチンは、運転者の操作によって、或いは、内燃機関１０が自動的に、内燃機関１０を停止させるエンジン停止処理を開始させたのを受けて実行されるルーチンである。

本ルーチンでは、先ず、エンジン回転数Ne（クランク角回転速度dθ/dt）およびクランク位置（クランク角度θ）のそれぞれの推定値が算出される（ステップ１００）。具体的には、本ステップ１００では、上述したエンジンモデル６０に、初期値として、エンジン停止処理の開始時のエンジン回転数Ne₀（クランク角回転速度dθ₀/dt）およびクランク角度θ₀を入力して、上記のエンジン回転数Neおよびクランク角度θのそれぞれの推定値が順次算出されることになる。

次に、上記ステップ１００において算出されたエンジン回転数Neおよびクランク角度θの推定値と、エンジン回転数Neおよびクランク角度θの実測値との偏差がそれぞれ算出される（ステップ１０２）。

次に、上記ステップ１０２において算出された上記偏差に基づいて、フリクションモデル６４の学習が実行される（ステップ１０４）。図７は、本ステップ１０４におけるフリクション学習の手法を説明するための図である。本ステップ１０４では、上記ステップ１０２において算出されたエンジン回転数Neの偏差（以下、「回転数偏差」と略することがある）に所定のフィードバックゲインを乗じた値として、PIDコントローラ７６によって算出されるPID補正量を、フリクションモデル６４が備えるフリクションマップ（図４参照）のマップ値に反映させるようにしている。

図７（Ａ）は、そのようなフリクションマップの補正の仕方を表している。尚、図７（Ａ）において、破線で示す波形は本ステップ１０４の学習がなされる前のマップ値に、実線で示す波形は当該学習のなされた後のマップ値に、それぞれ対応しており、また、図７（Ａ）中の波形上の丸印および三角印は、それぞれ、学習前後の各マップ値に対応している。

図７（Ａ）に示すように、上記のPID補正量は、ノイズ的な挙動を除去すべく、各マップ点に対する所定の領域を考慮して、当該領域の中で算出された補正量の平均値や時間的な積分値として算出されたものである。このようなPID補正量が各マップ値（丸印の値）に反映されることで、フリクションの値が新たなマップ値（三角印の値）に学習更新される。

また、本ステップ１０４では、エンジンモデル６０によるエンジン回転数Neの推定誤差を小さくするために、次のような補正を行うようにしている。図７（Ｂ）は、エンジン停止処理が開始された後に、エンジン回転数Neが低下する様子を表している。尚、図７（Ｂ）において、実線で表す波形はエンジン回転数Neの実測値を、破線で表す波形は本ステップ１０４のフリクションがうまく適応されていない状態のエンジン回転数Neの推定値を、それぞれ表している。

図７（Ｂ）に示すように、フリクションがうまく適応されていない状態では、エンジン停止処理の開始初期で生じた回転数偏差が、エンジン回転数Neの低下とともに積み重なっていく。これは以下の理由による。フリクショントルクTRQ_fのばらつきは、クランク角加速度（すなわち、エンジン回転数低下速度）d²θ/dt²に影響を与える。フリクショントルクTRQ_fのばらつきによって、クランク角加速度d²θ/dt²に誤差が生ずると、エンジン回転数Neには、クランク角加速度(d²θ/dt²)の時間的な積分値という形でその影響が反映される。その結果、エンジン停止処理の開始初期には、一定の回転数偏差しかない状態であっても、時間の経過とともに、回転数偏差が大きくなっていく。

本ステップ１０４では、そのような回転数偏差の蓄積を排除するため、所定のエンジン回転数領域を特定して、PIDコントローラ７６により算出されるPID補正量をクランク軸周りの運動方程式演算部６２にフィードバックさせることとし、これにより、回転数偏差がなくなるように、エンジンモデル６０により算出されるエンジン回転数Neの推定値を補正している。図７（Ｃ）は、そのようなフィードバック制御を行うタイミングを説明するための図である。尚、図７（Ｃ）において、実線で表す波形はエンジン回転数Neの実測値を、破線で表す波形はエンジン回転数Neの推定値を、それぞれ表している。図７（Ｃ）に示すように、PID補正量の算出は、エンジン回転数Neの低下時に、その低下度合いの大きくなるタイミングを特定して行われる。

より具体的には、エンジン回転数Neの低下度合いは、ピストン１２が膨張行程における上死点後90°CA前後に位置するタイミングで最も大きくなる。そこで、本ステップ１０４では、各気筒において、そのようなタイミングが到来する毎にPID補正量を算出し、その都度、当該PID補正量をクランク軸周りの運動方程式演算部６２にフィードバックさせるようにしている。このような処理によれば、エンジン回転数Neの低下とともに回転数偏差が積み重なっていくのを回避することができる。

図６に示すルーチンでは、次いで、上記ステップ１０４の処理によって学習更新されたフリクションモデル６４により推定されたフリクショントルクTRQ_fに基づいて、内燃機関１０の燃費の悪化代が算出される（ステップ１０６）。ECU５０は、図８に示すように、燃費の悪化代（燃費の悪化度合い）を、フリクショントルクTRQ_fおよびエンジン回転数Neとの関係を事前に定めたマップを記憶している。本ステップ１０６では、このマップを参照して、燃費の悪化代が算出される。

次に、上記ステップ１０６において算出された燃費の悪化代が所定の閾値より大きいか否かが判別される（ステップ１０８）。その結果、燃費の悪化代が閾値より大きいと判定された場合には、オイルが劣化したと判定され、内燃機関１０の次回始動時に、運転者にオイル劣化を知らせるために、オイル交換ランプを点灯させる（ステップ１１０）。

以上説明した図８に示すルーチンによれば、オイル劣化を検出するための特殊なセンサを用いることなく、オイル劣化の判定を行うことが可能となる。

また、上述したエンジンモデル６０によれば、大気圧力、大気温度、スロットル開度、バルブタイミングVVT等（本発明でいう「所定のパラメータ」）の内燃機関１０の運転条件や環境条件の影響が適切にモデル化されている。そして、エンジンモデル６０によれば、エンジン回転数Neおよび冷却水温度という運転条件を考慮して構築されているフリクションモデル６４の学習が、エンジン回転数Neおよびクランク角度θのそれぞれの実測値と推定値との偏差に基づいて（すなわち、上記PID補正量に基づいて）、上記の運転条件および環境条件が考慮されたエンジンモデル６０上で行われる。このため、エンジンモデル６０によれば、フリクションの適応精度を向上させることができ、運転条件の制限を受けることなく、正確なオイル判定を行うことが可能となる。

更に、エンジンモデル６０によれば、フリクションモデル６４の学習が逐次行われるため、事前の適合が不要とすることができる。

尚、上述した実施の形態１においては、ECU５０が、上記ステップ１００の処理を実行することにより前記第１の発明における「クランク情報推定手段」が、クランク角センサ４０の出力に基づいてクランク角度θやクランク角回転速度dθ/dtを取得することにより前記第１の発明における「クランク情報計測手段」が、上記ステップ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「フリクション学習手段」が、上記ステップ１０６〜１１０の処理を実行することにより前記第１の発明における「オイル劣化判定手段」が、それぞれ実現されている。
また、ECU５０がPID補正量をクランク軸周りの運動方程式演算部６２に反映させるようにPIDコントローラ７６に指令を与えることにより前記第３の発明における「フィードバック手段」が実現されている。

実施の形態２．
次に、図９および図１０を参照して、本発明の実施の形態２について説明する。
本実施形態のシステムは、図１に示すハードウェア構成および図２に示すエンジンモデル６０の構成を用いて、ECU５０に図６に示すルーチンに代えて後述する図９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ものである。

上述した実施の形態１では、エンジン停止処理が開始されるタイミングで、エンジンモデル６０を用いたオイル劣化判定を行うようにしている。これに対し、本実施形態では、内燃機関１０の定常運転中に、エンジンモデル６０を用いたオイル劣化判定を行うことを特徴としている。

［実施の形態２における具体的処理］
図９は、定常運転中にオイル劣化を判定するために、本実施の形態２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。尚、図９において、実施の形態１における図６に示すステップと同一のステップについては、同一の符号を付してその説明を省略または簡略する。図９に示すルーチンは、内燃機関１０の燃焼が実行されている期間中の所定のタイミング（所定のエンジン回転数Ne）で実行されるものであり、フリクションモデル６４の学習処理（ステップ２００）が、上述した実施の形態１における学習処理（ステップ１０４）と異なっている。

図１０は、本ステップ２００の処理を説明するための図である。燃焼が行われている定常運転時には、エンジンモデル６０の推定結果に大きく影響を与える要因として、燃焼圧力Pに起因する変動分とフリクションに起因する変動分の２つが考えられる。従って、そのような燃焼実行時に精度良くフリクションモデル６４を学習するためには、これら２つの要因を切り分ける必要がある。内燃機関１０のように４気筒エンジンの場合には、１８０°CA間隔で燃焼に起因する筒内圧力Pの変動が発生する。従って、例えば、エンジン回転数Neが1800rpmである場合には、周波数が60Hzとなる筒内圧力Pの変動が発生することになる。

図１０（Ａ）は、PIDコントローラ７６により算出されるPID補正量が変動する様子を示している。つまり、PID補正量（FB補正量）にも、上記筒内圧力Pの変動に起因した変動が生ずる。そこで、本ステップ２００では、ECU５０が備えるハイパスフィルタ（HPF）に上記PID補正量を通すことで、図１０（Ｂ）に示すように、上記PID補正量を燃焼圧力Pに起因する変動分とフリクションに起因する変動分とに分離させるようにしている。例えば、フリクションモデル６４の学習を1800rpmのときに行わせる場合には、60Hzをカットオフ周波数とするHPFを備えておく。このような手法によれば、HPFにより切り分けられた高周波数成分が燃焼圧力に起因する変動分に相当し、また、低周波数成分がフリクションに起因する変動分となる。このため、本ステップ２００では、PID補正量のうちの低周波数成分のみをフリクションモデル６４の学習量として反映させることとしている。それ以降のフリクションモデル６４の学習処理は、既述したステップ１０４の処理と同様であるため、ここではその詳細な説明を省略する。

図９に示すルーチンでは、その後、燃費の悪化代が閾値より大きいと判定された場合には（ステップ１０８）、オイルが劣化したと判定され、この場合は内燃機関１０の運転中であるため、即座にオイル交換ランプが点灯される（ステップ２０２）。

以上説明した図９に示すルーチンによれば、ハイパスフィルタによって燃焼圧力Pに起因する変動分が切り離されたPID補正量に基づいて、フリクションモデル６４の学習がなされる。このため、定常運転時においても、フリクションの適応精度を向上させることができ、正確なオイル判定を行うことが可能となる。

本発明の実施の形態１の内燃機関の停止位置制御装置が適用された内燃機関の構成を説明するための図である。 図１に示すECUが備えるエンジンモデルの構成を示すブロック図である。 クランク軸周りの各要素に付す記号を示す図である。 図２に示すフリクションモデルがフリクショントルクTRQ_fを取得するために備えているフリクションマップの一例を示している。 筒内圧力Pの履歴取得の変形例の手法を説明するための図である。 本発明の実施の形態１において実行されるルーチンのフローチャートである。 図６に示すルーチンのステップ１０４におけるフリクション学習の手法を説明するための図である。 図６に示すルーチンにおいて参照されるマップの一例である。 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。 図９に示すルーチンのステップ２００の処理を説明するための図である。

符号の説明

１０ 内燃機関
１２ ピストン
１４ コンロッド
１６ クランク軸
２４ スロットルバルブ
２６ スロットルポジションセンサ
４０ クランク角センサ
４２ カム角センサ
５０ ECU(Electronic Control Unit)
５２ 空燃比センサ
５４ 水温センサ
６０ エンジンモデル
６２ クランク軸周りの運動方程式演算部
６４ フリクションモデル
６６ 吸気圧力推定モデル
６８ 筒内圧推定モデル
７０ 燃焼波形算出部
７２ 大気圧補正項算出部
７４ 大気温補正項算出部
７６ PIDコントローラ
dQ/dθ 熱発生率
dθ/dt クランク角回転速度

Claims (4)

1. 内燃機関のフリクションを算出するフリクションモデルと、
   前記フリクションと前記内燃機関の運転条件および環境条件を示すパラメータとを含む所定のパラメータに基づいて、クランク角度およびクランク角回転速度の少なくとも一方の推定値を取得するクランク情報推定手段と、
   クランク角度およびクランク角回転速度の少なくとも一方の実測値を取得するクランク情報計測手段と、
   前記推定値と前記実測値との偏差に基づいて、前記フリクションモデルを学習するフリクション学習手段と、
   内燃機関の燃費の悪化度合いと前記フリクションとの関係に基づいて、オイル劣化を判定するオイル劣化判定手段と、
   を備えることを特徴とする内燃機関のオイル劣化判定装置。
2. 前記オイル劣化判定手段は、当該燃費の悪化度合いが所定の閾値を超えた場合に、オイルが劣化したと判定することを特徴とする請求項１記載の内燃機関のオイル劣化判定装置。
3. 前記偏差に基づく補正量を算出し、当該補正量に基づいて前記偏差が無くなるように前記推定値を補正するフィードバック手段を更に備え、
   前記フリクション学習手段は、内燃機関の停止処理時に前記フリクションモデルの学習を実行する場合には、エンジン回転数領域を特定して前記フィードバックを実行することを特徴とする請求項１または２記載の内燃機関のオイル劣化判定装置。
4. 前記偏差に基づく補正量を算出し、当該補正量に基づいて前記偏差が無くなるように前記推定値を補正するフィードバック手段と、
   前記補正量を、燃焼圧力に起因する変動分とフリクションに起因する変動分とに切り分ける分離手段とを更に備え、
   前記フィードバック学習手段は、内燃機関の定常運転時に前記フリクションモデルの学習を実行する場合には、前記フリクションに起因する変動分に基づいて、前記フリクションモデルを学習することを特徴とする請求項１または２記載の内燃機関のオイル劣化判定装置。

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