CN104781528A - 内燃机的控制装置 - Google Patents

Abstract

本发明具备检测缸内压力P的缸内压传感器(30)。将缸内压最大曲轴角度θ_Pmax作为基准，在绝热压缩行程中设定第1曲轴角度θ₁及第2曲轴角度θ，使用在这些曲轴角度θ₁、θ₂下的各自的缸内压力P和缸内容积V算出绝对压修正值ΔP。将以成为比点火正时靠延迟侧的绝热压缩行程中的正时的方式相对于缸内压最大曲轴角度θ_Pmax提前了的曲轴角度设定为第2曲轴角度θ₂而用于绝对压修正。

Description

内燃机的控制装置

技术领域

本发明涉及内燃机的控制装置，尤其涉及适合作为利用缸内压传感器的检测值来执行各种发动机控制的装置的内燃机的控制装置。

背景技术

以往，例如专利文献1公开了具备缸内压传感器的内燃机的控制装置。一般而言，缸内压传感器的检测值是相对于大气压而言的相对压，需要进行绝对压修正。因此，在上述以往的控制装置中，利用泊松关系式，并使用从进气阀关闭起直到达到点火正时的绝热压缩行程中的2点的曲轴角度下的缸内压力和缸内容积以及比热容比(即，使用参数PV^κ)来算出绝对压修正值。

此外，作为与本发明相关的文献，申请人发现包括上述文献在内的以下所述的文献。

现有技术文献

专利文献

专利文献1：国际公开第2012/063363号公报

专利文献2：日本特开2009-275573号公报

专利文献3：日本特开2010-174706号公报

发明内容

以往，在使用绝热压缩行程中的2点的曲轴角度下的缸内压力和缸内容积(更具体而言，例如如上述专利文献1所述，使用参数PV^κ，或使用基于缸内压传感器的检测值算出的发热量Q)来算出绝对压修正值时，为了简化运算处理，以能够在所有运转条件下避免进气阀的闭阀正时等的影响的正时下的曲轴角度(固定值)用作上述2点的曲轴角度。

在缸内压传感器、ECU及连接缸内压传感器和ECU的线束等可能会重叠噪声。若这样的电磁噪声重叠于缸内压传感器的检测值，则在采用上述方法算出绝对压修正值时，会发生误差。这种误差的影响随着远离压缩上止点而变大。但是，以往在绝对压修正值的算出中常使用的正时下的2点的曲轴角度，是距离压缩上止点较远的位置。因此，存在在使用这样的2点的曲轴角度进行绝对压修正时发生较大误差的问题。

本发明是为了解决上述课题而做出的，其目的在于提供如下内燃机的控制装置：对于由缸内压传感器检测的缸内压力，能构不招致成本增加、匹配工时的增加及运算处理负荷的增大地有效进行能够抑制噪声影响的绝对压修正。

第一发明为内燃机的控制装置的特征在于，具备：

缸内压传感器，检测缸内压力；

取得单元，取得在燃烧期间中由所述缸内压传感器检测到的缸内压力成为最大时的缸内压最大曲轴角度；以及

绝对压修正单元，以所述缸内压最大曲轴角度为基准，在从进气门关闭起到燃烧开始为止的绝热压缩行程中设定第1曲轴角度和比该第1曲轴角度靠延迟侧的第2曲轴角度，使用在所述第1曲轴角度及所述第2曲轴角度下的各自的缸内压力和缸内容积，执行对由所述缸内压传感器检测到的缸内压力的绝对压修正，

所述绝对压修正单元，将以成为比点火正时靠延迟侧的绝热压缩行程中的正时的方式相对于所述缸内压最大曲轴角度提前了的曲轴角度，设定为所述第2曲轴角度并用于所述绝对压修正。

另外，第二发明为，在第一发明中，其特征在于，

所述绝对压修正单元，将相对于所述缸内压最大曲轴角度提前了第1曲轴角度间隔的曲轴角度设定为所述第2曲轴角度，将相对于所述第2曲轴角度提前了第2曲轴角度间隔的曲轴角度设定为所述第1曲轴角度。

另外，第三发明为，在第一发明中，其特征在于，

所述绝对压修正单元，将相对于所述缸内压最大曲轴角度提前了第3曲轴角度间隔的曲轴角度设定为所述第1曲轴角度，将相对于所述第1曲轴角度延迟了第2曲轴角度间隔的曲轴角度设定为所述第2曲轴角度。

另外，第四发明为，在第二发明中，其特征在于，

所述绝对压修正单元，基于所述缸内压最大曲轴角度与点火正时之差，来设定所述第1曲轴角度间隔。

另外，第五发明为，在第一～第四发明的任一项中，其特征在于，

所述绝对压修正单元，将燃烧开始点附近的曲轴角度设定为所述第2曲轴角度。

另外，第六发明为，在第一～第五发明的任一项中，其特征在于，

所述绝对压修正单元，将所述第1曲轴角度设定为在高于预定值的缸内压力下的曲轴角度。

另外，第七发明为，在第一～第六发明的任一项中，其特征在于，

还具备燃烧质量比例算出单元，所述燃烧质量比例算出单元使用由所述绝对压修正单元修正后的缸内压力，并且使用所述第2曲轴角度作为燃烧开始点，来算出燃烧质量比例。

发明效果

根据第一～第三发明，在取得缸内压最大曲轴角度的基础上，以该缸内压最大曲轴角度为基准，将绝对压修正所用的第1及第2曲轴角度设定作为绝热压缩行程中的正时。尤其是，作为第2曲轴角度，使用以成为比点火正时靠延迟侧的绝热压缩行程中的正时的方式相对于缸内压最大曲轴角度提前了的曲轴角度。这样设定的第2曲轴角度为接近压缩上止点的正时，因此不易受到噪声的影响。因此，通过使用该第2曲轴角度，能够降低由噪声的影响所致的绝对压修正值的误差。另外，通过以可容易从由缸内压传感器检测的缸内压的波形取得的缸内压最大曲轴角度为基准来设定第1及第2曲轴角度，由此既能抑制匹配工时的增加及运算处理负荷的增大，又能取得第1及第2曲轴角度。而且，根据这种方法，还能够避免在硬件方面的噪声对策或用于缩短缸内压力的取得间隔的控制装置的高性能化这一成本增加要因。如以上所示，根据本发明，对于由缸内压传感器检测的缸内压力，能构不招致成本增加、匹配工时的增加及运算处理负荷的增大地有效进行能够抑制噪声影响的绝对压修正。

根据第四发明，基于缸内压最大曲轴角度和点火正时之差来设定第1曲轴角度间隔。由此，即使在进行缓慢燃烧的情况下，也能够设定与从点火正时起到燃烧开始点为止的着火延迟期间及其后的主燃烧期间的变化相应的适当的第1曲轴角度间隔。另外，该情况所用的参数为容易取得的缸内压最大曲轴角度和点火正时。因此，不招致匹配工时的增加及运算处理负荷的增大，就能设定适当的第1曲轴角度间隔。

根据第五发明，通过设为接近压缩上止点的正时，能够在不易受到噪声影响的正时设定第2曲轴角度。

根据第六发明，在低负荷运转时，能够防止因第1曲轴角度下的缸内压力过低而引起绝对压修正的精度降低。

根据第七发明，除了通过使用基于上述绝对压修正单元进行修正后的缸内压力所达到的噪声影响的降低之外，还通过将上述第2曲轴角度设为燃烧开始点所带来的燃烧开始点下的发热量(或发热量相关值)的噪声影响的降低，能够提高燃烧质量比例的算出精度。

附图说明

图1是用于说明本发明的实施方式1的内燃机的系统结构的图。

图2是表示模拟噪声重叠对缸内压传感器的检测值的影响而得的结果的图。

图3是表示由基线噪声的影响所致的绝对压修正的误差对燃烧解析值(作为一例，为燃烧重心位置CA50)的算出带来的影响的图。

图4是用于说明在本发明的实施方式1中第2曲轴角度θ₂的设定所用的参数α的设定方法的图。

图5是分别用与曲轴角度间隔Δθ的关系来表示基线噪声对绝对压修正值ΔP的分子带来的影响(A)和绝对压修正值ΔP的分母大小的变化(B)的图。

图6是表示由基线噪声的影响所致的绝对压修正值ΔP的偏差程度与曲轴角度间隔Δθ的关系的图。

图7是本发明的实施方式1中所执行的例程的流程图。

图8是表示边应用本发明的实施方式1的绝对压修正方法边模拟噪声重叠对缸内压传感器的检测值的影响而得的结果的图。

图9是表示使用了基于本发明的实施方式1的绝对压修正方法进行修正后的缸内压力P而得的燃烧解析值(作为一例，为燃烧重心位置CA50)的算出结果的图。

图10是表示10～90％燃烧期间(主燃烧期间)与空燃比(A/F)的关系的图。

图11是表示参数(θ_Pmax-点火正时)与10～90％燃烧期间的关系的图。

图12是表示参数α与参数(θ_Pmax-点火正时)的关系(即，(3)式的倾向)的图。

图13是在本发明的实施方式2中所执行的例程的流程图。

图14是用于说明在吸入空气量少的状况下的燃烧时的第1曲轴角度θ₁的设定方法的图。

图15是在本发明的实施方式3中所执行的例程的流程图。

图16是在本发明的实施方式4中所执行的例程的流程图。

具体实施方式

实施方式1.

[实施方式1的系统结构]

图1是用于说明本发明的实施方式1的内燃机10的系统结构的图。

图1所示的系统具备内燃机(作为一例为火花点火式内燃机)10。在内燃机10的缸内设有活塞12。在缸内的活塞12的顶部侧形成有燃烧室14。在燃烧室14连通有进气通路16及排气通路18。

在进气通路16的进气端口设有用于开闭该进气端口的进气阀20，在排气通路18的排气端口设有用于开闭该排气端口的排气阀22。另外，在进气通路16设有电子控制式的节气门24。

在内燃机10的各气缸分别设有用于向燃烧室14内(缸内)直接喷射燃料的燃料喷射阀26和用于对混合气点火的火花塞28。在各气缸还组装有用于检测缸内压力P的缸内压传感器30。

本实施方式的系统还具备ECU(Electronic Control Unit，电子控制单元)40。在ECU40的输入部，除了连接上述的缸内压传感器30之外，还连接有用于检测发动机转速的曲轴角传感器42等、用于检测内燃机10的运转状态的各种传感器。另外，在ECU40的输出部连接有上述的节气门24、燃料喷射阀26及火花塞28等的各种致动器。ECU40基于这些传感器输出和预定程序来驱动上述各种致动器，由此进行燃料喷射控制及点火控制等预定发动机控制。另外，ECU40具有使缸内压传感器30的输出信号与曲轴角度θ同步地进行AD转换并取得该输出信号的功能。由此，能够在AD转换的分辨能力容许的范围，检测任意正时的缸内压力P。ECU40还具有根据曲轴角度θ算出由曲轴角度θ的位置决定的缸内容积V的值的功能。

[实施方式1的缸内压传感器的检测值的绝对压修正方法]

(与绝对压修正的精度确保相关的课题)

一般而言，缸内压传感器的检测值(输出值)是相对压，因此进行将该相对压转换为绝对压的修正(绝对压修正)。作为利用缸内压传感器30的检测值进行绝对压修正的方法，例如已知有利用如下的(1)式的方法。该方法是利用在视为绝热过程的压缩行程(更具体而言是从进气阀20关闭到燃烧开始为止的期间)中成立的泊松关系式(PVκ＝一定)，使用绝热压缩行程中的2点的缸内压力P和缸内容积V以及比热容比κ来算出绝对压修正值ΔP。

ΔP＝(PV^κ(θ₂)-PV^κ(θ₂-Δθ))/(V^κ(θ₂)-V^κ(θ₂-Δθ))···(1)

其中，在上述式(1)中，θ₂是绝热压缩行程中的预定的第2曲轴角度(详情将后述)，Δθ是关于为了进行绝对压修正而使用的2点的曲轴角度的预定的曲轴角度间隔(例如，30℃A)。因而，后述的第1曲轴角度θ₁作为(θ₂-Δθ)而算出。

在内燃机10中，在具备缸内压传感器30的各个气缸(在本实施方式的内燃机10中为全部气缸)中，按每个循环执行使用上述(1)式的缸内压传感器30的检测值的绝对压修正。更加具体而言，在各循环中，使缸内压传感器30的输出信号与曲轴角度θ同步地进行AD转换并取得该输出信号，由此获得预定期间(例如，压缩行程及膨胀行程)的缸内压波形，并存储于ECU40的缓存。然后，使用所取得的缸内压波形中的绝热压缩行程中的2点执行上述绝对压修正，将该绝对压修正后的缸内压波形再次存储于缓存。然后，使用绝对压修正后的缸内压波形算出本次循环中的各种燃烧解析值(发热量Q(或与发热量Q有关的参数PV^κ)、燃烧质量比例MFB、燃烧重心位置CA50(燃烧质量比例MFB为50％时的曲轴角度)及图示转矩等)，将算出的各种燃烧解析值反馈到下次的循环的燃烧控制。

对于每次循环的上述燃烧解析值的算出精度及上述绝对压精度，在近年来正研究开发的增压稀薄燃烧、大量EGR燃烧及HCCI(均质充量压缩着火)燃烧、以及点火启动控制中尤其要求较高。另一方面，噪声(基线噪声(ベ一スノイズ))可重叠于缸内压传感器30、ECU40以及将缸内压传感器30与ECU40连接的线束等。若这样的电磁噪声重叠于缸内压传感器30的检测值，则在采用上述方法算出绝对压修正值时，会发生误差。尤其是，在低负荷燃烧时，上述噪声会使燃烧解析值(例如燃烧重心位置CA50或图示转矩)发生较大误差。若产生这样的误差，则有时无法实现想要的燃料经济性和/或操纵性能的提高。

图2是表示模拟噪声重叠对缸内压传感器30的检测值的影响的结果的图。更具体而言，图2(A)是表示对于未重叠噪声的缸内压波形，使相当于上述基线噪声的白噪声重叠的图。图2(B)及图2(C)分别表示利用使用图2(A)中黑点所示的2点和上述(1)式进行绝对压修正的修正后的缸内压力P而算出的参数PV^κ及燃烧质量比例MFB的波形。参数PV^κ是与缸内的发热量Q相关性高的参数，在取代该参数PV^κ而使用后述的(2)式算出发热量Q时，发热量Q的波形也是与图2(B)所示相同的波形。此外，在图2的各图中，实线所示的波形为无噪声的波形，在该实线所示的波形的周围所表示的区域表示由于噪声的影响而值变得不均。

以往，为了简化绝对压修正的运算处理，使用如图2(A)中黑点所示的2点(固定值(例如，压缩上止点前90℃A和75℃A))那样在所有运转条件都能避免进气阀的闭阀正时及点火噪声的影响的正时处的曲轴角度。如上所述，对于(1)式，若是绝热压缩行程，则参数PV^κ一定，即使使用任意的2点，用于同一循环的绝对压修正值ΔP都为一定，以这一情况为前提导出(1)式。因此，可以说，即使使用如上述以往的方法那样设定的2点进行绝对压修正，本来也不会存在问题。

然而，绝对压修正所用的曲轴角度越背离压缩上止点，由于基线噪声的影响所致的绝对压修正值ΔP的误差则越大。这是因为，如图2(A)所示，在缸内压力P无论任何正时都重叠同等的基线噪声，与此相对，越远离压缩上止点则缸内容积V的值越变大，基线噪声对该缸内容积V的^κ次幂与缸内压力P之积即参数PV^κ的影响如图2(B)所示，随着远离压缩上止点而被放大。通过上述以往的方法设定的2点，正是在较远地离开压缩上止点的正时处的曲轴角度，受到基线噪声的影响较大。结果，利用这样的2点算出的绝对压修正值ΔP会发生较大误差。而且，对于使用这样较大误差的绝对压修正值ΔP算出的参数PV^κ(或发热量Q)及燃烧质量比例MFB，也会如图2(B)及图2(C)所示发生较大误差。

图3是表示由于基线噪声的影响所致的绝对压修正的误差对燃烧解析值(作为一例，为燃烧重心位置CA50)的算出带来的影响的图。

更加具体而言，图3(A)表示利用使用图2(A)中黑点所示的2点和上述(1)式进行绝对压修正的修正后的缸内压力P，在预定循环(在此为500次循环)中算出的燃烧重心位置CA50的波形。图3(B)是使用柱状图表示图3(A)所示的燃烧重心位置CA50的偏差的图。如这些图3(A)及图3(B)所示可知，由于由基线噪声的影响所致的绝对压修正的误差的原因，在各循环中燃烧重心位置CA50的算出值偏差较大。

如以上所说明，在以往的方法中绝对压修正的误差变大的原因在于，作为绝对压修正值ΔP的算出所用的绝热压缩行程中的2点，将基线噪声的影响大的区域(即，S/N比低的区域)的2点作为固定值而使用。因此，本实施方式中，虽然没有实际使用，但考虑进行如下对策。

即，若基线噪声重叠于缸内压波形，则在使用同一循环中不同的2点的曲轴角度算出多个绝对压修正值ΔP时，绝对压修正值ΔP会发生变动。基线噪声是相当于白噪声(正态分布)的噪声，因此考虑使用将在同一循环内算出的N个绝对压修正值ΔP平均处理后所得的值这一对策。由此，可以将对绝对压修正值ΔP的噪声的影响降低至1/N。然而，根据进行进气阀的延迟关闭控制的条件等运转条件，存在无法确保能进行充分的平均处理所需的N数这一问题。另外，为了将用于算出N个绝对压修正值ΔP的各曲轴角度设为与运转条件相应的适当的值，映射的匹配需要耗费膨大的工时。而且，为了确保N数，需要缩短进行AD转换来取得缸内压力时的曲轴角度间隔，因此会招致ECU的成本增加或运算处理负荷的增大。

另外，也可考虑使用将在各循环算出的绝对压修正值ΔP在多个循环之间平均而得的值这一对策。由此，能够充分确保可降低基线噪声所需的N数。然而，在向与前次循环不同的运转条件变化的过渡运转时无法使用该对策。另外，由于无法按每个循环确定绝对压修正值ΔP，因此要按每个循环取得所希望的燃烧解析值、并将该取得结果反映于下一循环的燃烧控制这一事项本身无法实现。

进而，也可考虑如下等在硬件层面的应对噪声对策：对于缸内压传感器、ECU及将它们连接的线束，使用屏蔽线，或使用将传感器的输出电路分离为低压部和高压部的构造。然而，该对策可能会招致大幅的成本增加，其效果有限。

(实施方式1中的特征性绝对压修正方法)

在本实施方式中，为了能够避免招致成本增加、匹配工时的增加及运算处理负荷的增大，有效地降低噪声影响，使用以下说明的方法进行绝对压修正。即，本实施方式的绝对压修正方法，在使用上述(1)式算出绝对压修正值ΔP时的绝热压缩行程中的2点的曲轴角度(以下，称为“第1曲轴角度θ₁及第2曲轴角度θ₂”)的取得方法上具有特征。

即，在本实施方式中，首先，从使用缸内压传感器30取得的缸内压波形中，取得在燃烧期间中缸内压力P(缸内压传感器30的输出值)为最大的曲轴角度(以下，称为“缸内压最大曲轴角度θ_Pmax”)。然后，将以成为比点火正时靠延迟侧的绝热压缩行程中的正时的方式相对于缸内压最大曲轴角度θ_Pmax提前了参数α的曲轴角度设定为第2曲轴角度θ₂。进而，将相对于第2曲轴角度θ₂提前了预定的曲轴角度间隔Δθ的曲轴角度设定为第1曲轴角度θ₁。即，根据本实施方式的方法，第1及第2曲轴角度θ₁、θ₂可根据缸内压最大曲轴角度θ_Pmax而变化。

图4是用于说明在本发明的实施方式1中第2曲轴角度θ₂的设定所用的参数α的设定方法的图。

在本实施方式中，在绝热压缩行程中，以成为比点火正时靠延迟侧的正时、且是燃烧开始点(燃烧质量比例MFB从0％转为上升的点)之前的正时的方式设定第2曲轴角度θ₂。更具体而言，在本实施方式中，第2曲轴角度θ₂设定在燃烧开始点的附近。

如图4所示，缸内压最大曲轴角度θ_Pmax大致相当于燃烧质量比例MFB为90％时的曲轴角度。燃烧质量比例MFB为10～90％的燃烧期间(即，所谓的“主燃烧期间”)，即使考虑到发动机转速的变化也大致为30～35℃A。因此，在本实施方式中，为了在上述正时设定第2曲轴角度θ₂，参数α被设定为相对于缸内压最大曲轴角度θ_Pmax而言提前了相当于如下期间的值，该期间为在10～90％燃烧期间(主燃烧期间)加上预定的余裕期间(5℃A左右的比主燃烧期间短的期间)而得到的期间。此外，在本实施方式中，参数α与运转条件无关而被设定为一定的固定值。

接着，说明曲轴角度间隔Δθ的优选设定。

图5是分别用与曲轴角度间隔Δθ的关系来表示基线噪声对绝对压修正值ΔP的分子带来的影响(A)和绝对压修正值ΔP的分母大小的变化(B)的图。图6是表示由于基线噪声的影响所致的绝对压修正值ΔP的偏差程度与曲轴角度间隔Δθ的关系的图。

根据上述(1)式，绝对压修正值ΔP的分子成分为(PV^κ(θ₂)-PV^κ(θ₂-Δθ))。曲轴角度间隔Δθ越大，则第1曲轴角度θ₁越远离压缩上止点。因而，如图5(A)所示，曲轴角度间隔Δθ越大，则基线噪声对绝对压修正值ΔP的分子成分的影响越被放大，分子成分的误差扩大。另一方面，根据上述(1)式，绝对压修正值ΔP的分母成分为(V^κ(θ₂)-V^κ(θ₂-Δθ))。因而，如图5(B)所示，曲轴角度间隔Δθ越大，则绝对压修正值ΔP的分母成分越向负侧变大。

如图5(A)及图5(B)所示，对于曲轴角度间隔Δθ的变化对绝对压修正值ΔP带来的影响，与因基线噪声的影响所致的绝对压修正值ΔP的分子成分的误差增加量相比，分母成分的(作为绝对值的)增加量大。因而，如图6所示，可以说，曲轴角度间隔Δθ越大，绝对压修正值ΔP的误差(偏差)越缩小。因此，在本实施方式，设定曲轴角度间隔Δθ，以使绝对压修正值ΔP的算出精度收敛于所希望的精度。作为这样的曲轴角度间隔Δθ，例如30℃A是符合的。

图7是表示为了实现本发明的实施方式1的绝对压修正而ECU40所执行的例程的流程图。此外，本例程是在内燃机10的每次循环中以气缸为单位重复执行。

在图7所示的例程中，ECU40首先使用缸内压传感器30的输出值(AD转换值)的波形，取得该输出值为最大时的曲轴角度即缸内压最大曲轴角度θ_Pmax(步骤100)。

接着，ECU40将通过从取得的缸内压最大曲轴角度θ_Pmax减去参数α而得的值作为第2曲轴角度θ₂而算出(步骤102)。参数α是按照参照图4已述的方法而预先匹配的固定值。根据本步骤102的处理，将相对于缸内压最大曲轴角度θ_Pmax提前了参数α而得的曲轴角度作为第2曲轴角度θ₂算出。

接着，ECU40将通过从算出的第2曲轴角度θ₂减去曲轴角度间隔Δθ而得的值作为第1曲轴角度θ₁算出(步骤104)。如参照图6已经叙述的那样，曲轴角度间隔Δθ是预先设定为能够确保绝对压修正值ΔP的精度的大小(例如，30℃A)的值。根据本步骤104的处理，将相对于第2曲轴角度θ₂提前了曲轴角度间隔Δθ而得的曲轴角度作为第1曲轴角度θ₁算出。

接着，ECU40使用如上所述算出的第2曲轴角度θ₂和第1曲轴角度θ₁，按照上述(1)式算出绝对压修正值ΔP(步骤106)。

图8是表示应用本发明的实施方式1的绝对压修正方法，模拟噪声重叠对缸内压传感器30的检测值的影响的结果的图。更加具体而言，图8(A)是对未重叠噪声的缸内压波形重叠与上述图2(A)同等的白噪声的图。图9是表示使用基于本发明的实施方式1的绝对压修正方法修正后的缸内压力P的燃烧解析值(作为一例，为燃烧重心位置CA50)的算出结果的图。

根据以上说明的本实施方式的绝对压修正方法，第2曲轴角度θ₂设定为燃烧开始点附近的正时。这样设定的第2曲轴角度θ₂是接近压缩上止点的正时。并且，将相对于该第2曲轴角度θ₂提前了上述曲轴角度间隔Δθ而得的曲轴角度设定为第1曲轴角度θ₁。通过使用这样设定的第2曲轴角度θ₂和第1曲轴角度θ₁，能够大幅降低因基线噪声的影响所致的绝对压修正值ΔP的误差。

结果，如图8(B)及图8(C)所示，能够大幅减少重叠于利用基于上述方法进行绝对压修正后的缸内压力P算出的参数PV^κ(发热量Q的波形也同样)及燃烧质量比例MFB的各自波形的噪声。而且，如图9(A)及图9(B)所示，能够大幅减少重叠于利用基于上述方法进行绝对压修正后的缸内压力P算出的燃烧重心位置CA50的噪声。如此，通过利用基于上述方法进行绝对压修正后的缸内压力P，能够高精度地算出各种的燃烧解析值。结果，在以缸内压传感器30的检测值为基值的发动机控制中，能按目标控制燃料经济性及操纵性能。

另外，缸内压最大曲轴角度θ_Pmax的取得完全不需要预计算。即，例如只要利用存储最大值的峰值保持功能并取得缸内压传感器30的输出值(AD转换值)就能容易检测缸内压最大曲轴角度θ_Pmax。然后，以这样可容易取得的缸内压最大曲轴角度θ_Pmax为基准，算出提前了事先设定的参数α的第2曲轴角度θ₂、进而算出从第2曲轴角度θ₂提前了预定的曲轴角度间隔Δθ的第1曲轴角度θ₁，因此不需要特别的运算处理负荷。

而且，在每次循环进行以缸内压最大曲轴角度θ_Pmax为基准的上述的第1及第2曲轴角度θ₁、θ₂的算出，由此，不依赖运转条件，能够算出适当的2点(θ₁，θ₂)。因此，不需要为了这些2点(θ₁，θ₂)的算出而按运转条件预先设置映射，还能够抑制匹配工时的增加。

而且，在采用硬件方面的噪声对策的情况下，考虑以下的成本增加因素：例如，传感器电路的复杂化(低压部和高压部的2系统化或大容量的电容器等的增加等)、线束的屏蔽化、ECU电路的复杂化。然而，根据本实施方式的绝对压修正方法，不会招致这样的成本增加，就能降低因基线噪声的影响所致的绝对压修正值ΔP的误差。

如以上所示，根据本实施方式的绝对压修正方法，不会招致成本增加、匹配工时的增加及运算处理负荷的增大，能有效地进行抑制噪声影响的缸内压传感器30的检测值的绝对压修正。

此外，在上述实施方式1中，将从缸内压最大曲轴角度θ_Pmax提前了参数α的曲轴角度设定为第2曲轴角度θ₂，将从第2曲轴角度θ₂提前了曲轴角度间隔Δθ的曲轴角度设定为第1曲轴角度θ₁。然而，本发明中的第1及第2曲轴角度的设定方法不限于上述。即，将从缸内压最大曲轴角度θ_Pmax提前了预定曲轴角度间隔(相当于本发明中的“第3曲轴角度间隔”)的曲轴角度设定为第1曲轴角度θ₁，在此基础上将从该第1曲轴角度θ₁延迟了上述曲轴角度间隔Δθ的曲轴角度设定为第2曲轴角度θ₂。或者可以是，将从缸内压最大曲轴角度θ_Pmax提前了预定曲轴角度间隔(为了便于说明称为“第4曲轴角度间隔”)的曲轴角度设定为第1曲轴角度θ₁，并且将从缸内压最大曲轴角度θ_Pmax提前了小于第4曲轴角度间隔的预定曲轴角度间隔(为了便于说明称为“第5曲轴角度间隔”)的曲轴角度设定为第2曲轴角度θ₂。

另外，在上述实施方式1中，作为一例，如图8(A)等所示，说明了第2曲轴角度θ₂设定为比压缩上止点靠提前侧的曲轴角度、第1曲轴角度θ₁设定为比点火正时靠提前侧的曲轴角度的例子。然而，本发明中的第2曲轴角度，只要是比点火正时靠延迟侧的正时且为燃烧开始点之前的正时即可，可以根据缸内压最大曲轴角度而任意设定。另外，本发明中的第1曲轴角度，只要是相对于第2曲轴角度提前了预定的曲轴角度间隔的曲轴角度即可，可以设定为比点火正时靠延迟侧的曲轴角度。

另外，在上述实施方式1中，以利用与缸内的发热量Q线性相关的参数PV^κ的绝对压修正方法为例进行了说明。然而，在本发明中使用绝热压缩行程中的第1及第2曲轴角度算出的绝对压修正值，可以是使用缸内的发热量Q算出的值。此外，发热量Q可以根据以下的(2)式而算出。即，发热量Q可以通过用曲轴角度θ对可利用缸内压传感器30的检测值算出的缸内的热发生率dQ/dθ积分而算出。

Q＝∫(dQ/dθ)dθ＝∫(1/(κ-1)×(VdP/dθ+PκdV/dθ))dθ···(2)

此外，在上述实施方式1中，通过ECU40执行上述步骤100的处理而实现所述第一发明中的“取得单元”，通过ECU40执行上述步骤102～106的处理而实现所述第一发明中的“绝对压修正单元”。

另外，在上述实施方式1中，参数α相当于所述第二发明中的“第1曲轴角度间隔”，曲轴角度间隔Δθ相当于所述第二发明中的“第2曲轴角度间隔”。

实施方式2.

接着，主要参照图10至图13说明本发明的实施方式2。

本实施方式的系统可通过使用图1所示的硬件构成，使ECU40取代图7所示的例程而执行后述的图13所示的例程，由此来实现。

在内燃机10的运转中，存在稀薄燃烧、大量EGR燃烧、或用于催化剂预热的延迟燃烧这些进行燃烧速度较通常燃烧时低的缓慢燃烧的情况。当成为这样的缓慢燃烧时，着火正时(燃烧开始点)变迟(着火延迟期间变长)。另外，若由于缓慢燃烧而着火时期变迟，则主燃烧期间(10～90％燃烧期间)也变迟。图10是表示10～90％燃烧期间(主燃烧期间)和空燃比(A/F)的关系的图。以空燃比为例，如图10所示，空燃比相对于理论空燃比而言越稀，则燃烧速度越变慢，10～90％燃烧期间越变长。

若尽管由于上述的缓慢燃烧而着火延迟期间及主燃烧期间发生了变化，但还使用相对于通常燃烧时的条件(例如，空燃比为理论空燃比)设定的参数α算出第2曲轴角度θ₂，则会将已经开始燃烧后的曲轴角度(即，非绝热压缩行程的期间中的曲轴角度)选择作为第2曲轴角度θ₂。结果，存在绝对压修正值ΔP发生误差的担心。

因此，在本实施方式中，为了能够与着火延迟期间及主燃烧期间(燃烧速度)的变化无关地确定适当的参数α，在每次循环按照下述的(3)式算出参数α。

α＝k×(θ_Pmax-点火正时)···(3)

其中，上述(3)式中的系数k为适当值(正值)。

图11是表示参数(θ_Pmax-点火正时)和10～90％燃烧期间的关系的图。图12是表示参数α和参数(θ_Pmax-点火正时)的关系(即，上述(3)式的倾向)的图。

参数(θ_Pmax-点火正时)定义为包括从点火(放电)起直到着火的(燃烧开始)为止的着火延迟期间和其后的主燃烧期间(10～90％燃烧期间)的期间。因此，如图11所示可知，参数(θ_Pmax-点火正时)与10～90％燃烧期间具有相关性。并且，根据上述图10及图11所示的关系可知，对于参数(θ_Pmax-点火正时)，也与作为对着火延迟期间及主燃烧期间有影响的参数的空燃比有相关性。在此省略了详细说明，可以说相对于空燃比以外的EGR气量及进气阀正时等对着火延迟期间及主燃烧期间有影响的参数，参数(θ_Pmax-点火正时)也与空燃比同样地有相关性。因此，在本实施方式中，如图12所示，使用上述(3)式的关系，参数(θ_Pmax-点火正时)越大，则使用于决定第2曲轴角度θ₂的参数α越大。

根据图12所示的关系，例如，在进行空燃比比通常燃烧时(理论空燃比)稀的缓慢燃烧的情况下，参数(θ_Pmax-点火正时)较之通常燃烧时变长。随之，参数α被设定为比通常燃烧时大的值。更加具体而言，空燃比相对于理论空燃比越成为稀，则参数越变大。通过这样使用图12所示的关系确定参数α，由此不需要求出空燃比、EGR气量及进气阀正时等对着火延迟期间及主燃烧期间有影响的参数，就能反映这些参数的影响，且在每次循环算出适于当前燃烧的参数α。

结果，即使在由于实施了稀薄燃烧等缓慢燃烧而着火延迟期间及主燃烧期间发生变化的情况下，也能以可靠地成为绝热压缩行程中的曲轴角度的方式设定第2曲轴角度θ₂，与上述实施方式1相比，能够提高绝对压修正值ΔP的算出精度。另外，这样算出的参数α可适用于所有运转条件，在决定与着火延迟期间及主燃烧期间相应的适当参数α时，可以避免匹配工时的增加。

另外，在上述的方法中，在参数α的算出时，不利用10～90％燃烧期间，而利用参数(θ_Pmax-点火正时)。10～90％燃烧期间是在使用缸内压传感器30的检测值算出燃烧质量比例MFB的基础上算出的值，因此为了得到精度良好的值，需要使用进行了绝对压修正后的缸内压力P的值。因此，为了算出绝对压修正所用的参数α，使用未进行绝对压修正的状态下的10～90％燃烧期间是不当的。与此相对，在本实施方式中，可以基于不受绝对压修正的执行有无的影响的参数(θ_Pmax-点火正时)来适当算出参数α。另外，对于参数(θ_Pmax-点火正时)，如在实施方式1已经叙述那样，是将容易使用峰值保持功能等而取得的缸内压最大曲轴角度θ_Pmax与点火正时一并使用。因此，不会招致运算处理负荷的增大，能够在每次循环算出与着火延迟期间及主燃烧期间相应的参数α。

图13是表示为了实现本发明的实施方式2的绝对压修正而ECU40所执行的例程的流程图。此外，在图13中，对于与实施方式1的图7所示步骤相同的步骤，标注相同附图标记而省略或简化其说明。

在图13所示的例程中，ECU40在步骤100中算出缸内压最大曲轴角度θ_Pmax后，按照上述(3)式，基于参数(θ_Pmax-点火正时)算出参数α(步骤200)。此外，在本实施方式中，作为上述(3)式中的系数k，使用事先设定的匹配值。

根据以上说明的图13所示的例程，如上所述，不会招致匹配工时的增加及运算处理负荷的增大，能够在每次循环算出与着火延迟期间及主燃烧期间相应的参数α。

实施方式3.

接着，主要参照图14及图15说明本发明的实施方式3。

本实施方式的系统能够通过使用图1所示的硬件构成，取代图13所示的例程而使ECU40执行后述的图15所示的例程来实现。

图14是用于说明在吸入空气量少的状况下的燃烧时的第1曲轴角度θ₁的设定方法的图。

在吸入空气量少的状况下，即低负荷运转时，在压缩行程中缸内压力P难以上升。结果，在基于参照上述图6已述的思想设定曲轴角度间隔Δθ的情况下，存在在第1曲轴角度θ₁的缸内压力P(θ₁)过低的情况。若缸内压力P(θ₁)低，则该缸内压力P(θ₁)容易受到噪声的影响。因此，担心绝对压修正值ΔP的误差变大。

因此，在本实施方式中，在算出第1曲轴角度θ₁时，在从第2曲轴角度θ₂减去曲轴角度间隔Δθ而得的第1曲轴角度θ₁的缸内压力P(θ₁)为预定的判定值Pmin(例如，0.4MPa)以下的情况下，如图14所示，算出曲轴角度间隔的修正值Δθ’，所述曲轴角度间隔的修正值Δθ’用于使在缸内压力P比判定值Pmin高出一些的正时的曲轴角度成为第1曲轴角度θ₁。

进而，在本实施方式中，在如上所述进行了将曲轴角度间隔Δθ修正为Δθ’的处理的情况下，将进行该处理时的运转条件(主要是吸入空气量)与Δθ’相关联地学习。然后，在下次以后的循环中达到同一运转条件时，取得上述修正后的曲轴角度间隔Δθ’来算出第1曲轴角度θ₁。

图15是表示为了实现本发明的实施方式3的绝对压修正而ECU40所执行的例程的流程图。此外，在图15中，对于与实施方式2的图13所示步骤相同的步骤，标注相同附图标记而省略或简化其说明。

在图15所示的例程中，ECU40在步骤104中算出第1曲轴角度θ₁后，判定在第1曲轴角度θ₁的缸内压力P(θ₁)是否高于上述判定值P_min(步骤300)。结果，在本步骤300的判定成立的情况下，ECU40直接进入步骤106而算出绝对压修正值ΔP。

另一方面，在上述步骤300的判定不成立的情况下，也就是，在存在由于缸内压力P(θ₁)过低而绝对压修正值ΔP的误差变大的担心的情况下，ECU40判定是否在与本次处理循环的运转条件相同的运转条件(主要是吸入空气量(负荷率KL)条件)下完成了学习(步骤302)。

结果，在为上述学习尚未进行的运转条件的情况下，ECU40算出用于使在缸内压力P比判定值P_min高出一些的正时下的曲轴角度成为第1曲轴角度θ₁的曲轴角度间隔的修正值Δθ’，与修正值Δθ’相关联地将当前的运转条件作为学习值而保持(步骤304)。在该情况下，ECU40作为从第2曲轴角度θ₂减去修正后的曲轴角度间隔Δθ’而得的值，算出第1曲轴角度θ₁(步骤306)。

另一方面，在上述步骤302中判定为学习已进行的情况下，ECU40取得在与本次处理循环相同的运转条件下过去算出了的曲轴角度间隔Δθ’(步骤308)，进入步骤306。

根据以上说明的图15所示的例程，在低负荷运转时第1曲轴角度θ₁下的缸内压力P(θ₁)为判定值P_min以下的情况下，进行修正以使得在缸内压力P高出判定值P_min一些的正时下的曲轴角度成为第1曲轴角度θ₁。由此，能够防止因第1曲轴角度θ₁处的缸内压力P(θ₁)过低而引起绝对压修正值ΔP的误差变大。

另外，根据上述例程，在进行了将曲轴角度间隔Δθ修正为Δθ’的处理的情况下，将进行该处理时的运转条件与修正值Δθ’相关联地学习，在下次以后的循环中成为同样运转条件时，使用上述修正值Δθ’。由此，不需事先匹配与运转条件相应的曲轴角度间隔Δθ的修正值Δθ’。因此，能够谋求匹配工时的降低。

实施方式4.

接着，主要参照图16说明本发明的实施方式4。

本实施方式的系统能够通过使用图1所示的硬件构成，取代图13所示的例程而使ECU40执行后述的图16所示的例程来实现。

任意的曲轴角度θ下的燃烧质量比例MFB可使用与缸内的发热量Q相关的参数PV^κ按照下述的(4)式算出。

MFB＝(PV^κ(θ)-PV^κ(θ_sta))/(PV^κ(θ_fin)-PV^κ(θ_sta))···(4)

其中，上述(4)式中，θ_sta为燃烧开始点(燃烧开始正时)，θ_fin为燃烧结束点(燃烧结束时期)。此外，燃烧质量比例MFB可以取代参数PV^κ而使用可利用上述(2)式算出的发热量Q来算出。

以往算出燃烧质量比例MFB时，为了运算处理的简化，作为与绝对压修正值ΔP的算出相关的课题，如与图2(A)中用黑点标记表示的已述情况相同，通常是使用远离压缩上止点的曲轴角度作为燃烧开始点θ_sta。

通过使用基于上述实施方式1等的绝对压修正方法进行修正后的缸内压力P，由此如比较图8(B)和图2(B)可知，可得到基线噪声的影响大幅度降低了的参数PV^κ的波形。然而，如观察图8(B)可知，在距离压缩上止点较远的曲轴角度下，基线噪声的影响虽然是较小程度，但仍残留于参数PV^κ的波形。因而，在以基于实施方式1等的绝对压修正方法进行修正后的缸内压力P为基础算出参数PV^κ(与使用发热量Q时相同)来算出燃烧质量比例MFB的情况下，使用以往的方法那样的距离压缩上止点较远的曲轴角度作为燃烧开始点θ_sta这一点会成为使燃烧质量比例MFB的算出精度变差的原因。

因此，在本实施方式中，在使用基于实施方式1等的绝对压修正方法进行修正后的缸内压力P算出燃烧质量比例MFB的情况下，将作为从缸内压最大曲轴角度θ_Pmax提前了参数α的曲轴角度而算出的上述第2曲轴角度θ₂用作燃烧开始点θ_sta。

图16是表示为了实现本发明的实施方式4的燃烧质量比例MFB的运算而ECU40所执行的例程的流程图。此外，在图16中，对于与实施方式2的图13所示步骤相同的步骤，标注相同附图标记而省略或简化其说明。在此，组合了实施方式2中所说明的绝对压修正方法，但本实施方式的燃烧质量比例MFB的算出处理也可以组合其他实施方式1或3中所说明的绝对压修正方法来执行。

在图16所示例程中，ECU40在步骤106中算出绝对压修正值ΔP后，设定在上述步骤102算出的第2曲轴角度θ₂作为在上述(4)式所用的燃烧开始点θ_sta，在此基础上按照该(4)式算出燃烧质量比例MFB(步骤400)。此外，上述(4)式中的燃烧结束点θ_fin可以作为在使用绝对压修正后的缸内压力P算出的参数PV^κ达到最大值时的曲轴角度而取得。ECU40接着算出燃烧重心位置CA50，作为利用燃烧质量比例MFB的算出值所得的燃烧解析值(步骤402)。

根据以上说明的图16所示的例程，通过将以缸内压最大曲轴角度θ_Pmax为基准算出的第2曲轴角度θ₂用作燃烧开始点θ_sta来算出燃烧质量比例MFB，从而能够降低基线噪声对在燃烧开始点θ_sta下的发热量相关值即PV^κ(θ_sta)带来的影响。如此，通过使用大幅降低了基线噪声影响的绝对压修正值ΔP，且将上述第2曲轴角度θ₂用作燃烧开始点θsta，从而能够进一步提高燃烧质量比例MFB的算出精度。

此外，在上述实施方式4中，通过ECU40执行上述步骤400的处理而实现所述第七发明中的“燃烧质量比例算出单元”。

附图标记说明

10 内燃机

12 活塞

14 燃烧室

16 进气通路

18 排气通路

20 进气阀

22 排气阀

24 节气门

26 燃料喷射阀

28 火花塞

30 缸内压传感器

40 ECU(Electronic Control Unit)

42 曲轴角传感器

Claims (7)

1.一种内燃机的控制装置，其特征在于，具备：

缸内压传感器，检测缸内压力；

取得单元，取得在燃烧期间中由所述缸内压传感器检测到的缸内压力成为最大时的缸内压最大曲轴角度；以及

绝对压修正单元，以所述缸内压最大曲轴角度为基准，在从进气门关闭起到燃烧开始为止的绝热压缩行程中设定第1曲轴角度和比该第1曲轴角度靠延迟侧的第2曲轴角度，使用在所述第1曲轴角度及所述第2曲轴角度下的各自的缸内压力和缸内容积，执行对由所述缸内压传感器检测到的缸内压力的绝对压修正，

所述绝对压修正单元，将以成为比点火正时靠延迟侧的绝热压缩行程中的正时的方式相对于所述缸内压最大曲轴角度提前了的曲轴角度，设定为所述第2曲轴角度并用于所述绝对压修正。

2.根据权利要求1所述的内燃机的控制装置，其特征在于，

所述绝对压修正单元，将相对于所述缸内压最大曲轴角度提前了第1曲轴角度间隔的曲轴角度设定为所述第2曲轴角度，将相对于所述第2曲轴角度提前了第2曲轴角度间隔的曲轴角度设定为所述第1曲轴角度。

3.根据权利要求1所述的内燃机的控制装置，其特征在于，

所述绝对压修正单元，将相对于所述缸内压最大曲轴角度提前了第3曲轴角度间隔的曲轴角度设定为所述第1曲轴角度，将相对于所述第1曲轴角度延迟了第2曲轴角度间隔的曲轴角度设定为所述第2曲轴角度。

4.根据权利要求2所述的内燃机的控制装置，其特征在于，

所述绝对压修正单元，基于所述缸内压最大曲轴角度与点火正时之差，来设定所述第1曲轴角度间隔。

5.根据权利要求1～4中的任一项所述的内燃机的控制装置，其特征在于，

所述绝对压修正单元，将燃烧开始点附近的曲轴角度设定为所述第2曲轴角度。

6.根据权利要求1～5中的任一项所述的内燃机的控制装置，其特征在于，

所述绝对压修正单元，将所述第1曲轴角度设定为在高于预定值的缸内压力下的曲轴角度。

7.根据权利要求1～6中的任一项所述的内燃机的控制装置，其特征在于，

还具备燃烧质量比例算出单元，所述燃烧质量比例算出单元使用由所述绝对压修正单元修正后的缸内压力，并且使用所述第2曲轴角度作为燃烧开始点，来算出燃烧质量比例。