CN105927407A - 燃烧状态推定方法 - Google Patents

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Abstract

本发明提供一种燃烧状态推定方法。在火花点火式内燃机的内燃机转速(NE)为任意速度(NE0)且进气门的开阀特性为基准特性的情况下的“热产生率最大时刻(θdQpeak)与前半燃烧期间长(aref)的关系(即，基准关系)”由aref＝f(θdQpeak)这一函数表示的情况下，在进气门的开阀特性从该状态变为了特定特性时，基于“a＝f(θ2)+Δa1”这一式子来推定相对于任意的热产生率最大时刻(θ2)的前半燃烧期间长(a)。在此，Δa1是在特定特性的情况下的前半燃烧期间长(ad1)与在基准特性的情况下的前半燃烧期间长(ar1)的差分值。

Description

燃烧状态推定方法
技术领域
本发明涉及将内燃机中的燃料的燃烧所涉及的前半燃烧期间的长度(前半燃烧期间长)作为表示燃烧状态的参数之一来进行推定的燃烧状态推定方法。
背景技术
为了推定内燃机中的燃料的燃烧状态，提出了推定通过燃烧室内的燃料的燃烧而产生的热的量(热产生量、发热量)Q的推移的各种方法。尤其是，某曲轴角下的热产生率(dQ/dθ)的推移(即，热产生率波形)对于推定内燃机的燃烧状态来说是重要的。此外，热产生率dQ/dθ被定义为与曲轴的旋转相对的每单位曲轴角的热产生量[J/CA]。
Wiebe函数是规定了各种变量与热产生率的关系的函数，作为用于推定热产生率的有效的函数之一而广为人知。在Wiebe函数中使用的各种变量例如是形状参数、效率以及着火延迟期间等。日本特开2007-177654公开了一种基于“表示内燃机运转状态的参数(例如，点火时刻、内燃机转速、负荷率以及空燃比等)”来决定这些变量的方法。
上述日本特开2007-177654还公开了能够基于Wiebe函数来推定前半燃烧期间。前半燃烧期间是指从“火花点火式内燃机中的燃料的着火时刻”到“与该燃料的燃烧相伴的热的产生率(热产生率dQ/dθ)成为最大的时刻(即，热产生率最大时刻)”为止的期间。前半燃烧期间的长度(曲轴角范围)也被称作“前半燃烧期间长”。前半燃烧期间长是推定内燃机的燃烧状态时的重要参数之一。
然而，前半燃烧期间长根据进气门的开阀特性(例如，由后述的“进气门相位角、进气门作用角、进气门开阀时刻以及进气门闭阀时刻”等决定的进气门开阀的期间所涉及的特性值)而大幅变化。推测其原因在于：若进气门的开阀特性变更，则缸内(燃烧室内)的气流的紊乱的强度变化，由此，燃烧速度变化。
因而，即使假设利用Wiebe函数推定了前半燃烧期间长，在进气门的开阀特性发生了变化的情况下，也需要再次针对各种内燃机运转状态参数重新决定Wiebe函数的各变量。而且，在通过实测取得前半燃烧期间长的情况下，必须在每当进气门的开阀特性变更时针对各种的内燃机运转状态进行庞大的实验。除此之外，即使使用在本说明书中公开的“本申请的申请人所提出的模型(模型式)”推定了前半燃烧期间长，也同样需要在每当进气门的开阀特性变化时重新确定各种参数。即，要想高精度地针对进气门的各种开阀特性取得前半燃烧期间长，需要花费极多的劳力和时间。
发明内容
本发明是鉴于上述问题而完成的发明。即，本发明的目的之一在于提供一种燃烧状态推定方法，能够高效率地推定进气门的开阀特性能够各种变更的内燃机的前半燃烧期间长。
发明人关于在进气门的开阀特性发生了变化的情况下前半燃烧期间长如何变化进行了详细的研究。以下，对该研究的结果进行说明。
图1是示出在内燃机转速为预定速度(一定值)且进气门作用角VCAM为预定角(一定值)的第1情况下针对各种进气门相位角INVT实测“热产生率最大时刻θdQpeak和前半燃烧期间长a”而得到的结果的概略的图表。
此外，热产生率最大时刻θdQpeak由曲轴角θ[deg]表示，前半燃烧期间长a由曲轴角范围[CA]表示。关于单位，[deg]和[CA]都表示将曲轴旋转1圈的角度设为360°时的曲轴角1°。通常，[deg]在表示特定的曲轴角的情况下使用，[CA]在示出曲轴角的范围的情况下使用。
在此，参照图2的(A)和(B)，对进气门作用角VCAM和进气门相位角INVT进行说明。图2的(A)是示出曲轴角θ与进气门升程量的关系的图，图2的(B)是用圆示出从进气上止点到压缩上止点并且与该圆重叠地描绘进气门打开的期间(即，从进气门开阀时刻IVO到进气门闭阀时刻IVC的进气门开阀期间)的图。在图2的(A)和(B)中，由实线Cr所示的开阀特性(以下，为了方便，称作“A特性”)和由虚线Cx所示的开阀特性(以下，为了方便，称作“B特性”)中，进气门作用角VCAM彼此相同，进气门相位角INVT彼此不同。此外，进气门闭阀时刻IVC由进气下止点后的曲轴角[ABDCdeg]表示。
如从图2的(A)和(B)所理解那样，进气门作用角VCAM是“与从进气门开阀时刻IVO到进气门闭阀时刻IVC的期间对应的曲轴角范围”。在图2的(A)和(B)中，A特性的进气门作用角VCAM和B特性的进气门作用角VCAM都为预定值(＝VC1)。
进气门相位角INVT是表示进气门开阀时刻IVO与进气门闭阀时刻IVC的中心所处的曲轴角(即，表示进气门开阀期间的中心的曲轴角)相对于“基准曲轴角”提前了多少的曲轴角范围。在此，基准曲轴角是“进气门开阀期间在进气门控制装置的工作范围内被设定在最延迟侧的情况下的进气门开阀时刻IVO与进气门闭阀时刻IVC的中心所处的曲轴角”。因此，若假设A特性下的进气门相位角INVT为“0”(即，假设A特性是进气门开阀期间的中心被设定在最延迟侧的值(＝vtr)的特性)，假设B特性的进气门开阀期间的中心为值vtx，则B特性的进气门相位角INVT是|vtr-vtx|。
因此，如图2的(A)和(B)所示，在进气门作用角VCAM为一定值VC1的情况下，在进气门相位角INVT为曲轴角θs时，进气门开阀时刻IVO从最延迟侧的进气门开阀时刻IVOr向进气门开阀时刻IVOx提前曲轴角θs，进气门闭阀时刻IVC从最延迟侧的进气门闭阀时刻IVCr向进气门闭阀时刻IVCx提前曲轴角θs。
再次参照图1，实线Cr示出了进气门相位角INVT为基准相位角INVTr的情况下的热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长a的关系。在此，基准相位角INVTr被设定在比“0”大的预定值。单点划线Cs示出了进气门相位角INVT为“与基准相位角INVTr不同的相位角(例如，比基准相位角INVTr小的延迟侧的值)INVTs”的情况下的热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长a的关系。双点划线Cd示出了进气门相位角INVT为“与基准相位角INVTr和相位角INVTs都不同的相位角(例如，比基准相位角INVTr大的提前侧的值)INVTd”的情况下的热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长a的关系。
如从该图表所理解那样，发明人发现了：在内燃机转速维持为预定速度且进气门作用角VCAM维持为预定角的情况下，若进气门相位角INVT从第1相位角(INVTr)向第2相位角(INVTs或INVTd)变化，则前半燃烧期间长a会与热产生率最大时刻θdQpeak无关地变化“预定值(例如，Δa1或Δa2)”。换言之，发明人发现了：在内燃机转速维持为预定速度且进气门作用角VCAM维持为预定角的情况下，若进气门相位角INVT变化，则示出热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长a的关系的曲线会在前半燃烧期间长a的方向(增大和减少方向的任一方向，即，图1中的Y轴方向)上平行移动。
更具体而言，在进气门相位角INVT为基准相位角INVTr的情况下，热产生率最大时刻θdQpeak为基准值θ1时的前半燃烧期间长a为ar1(参照点Pr1)，热产生率最大时刻θdQpeak为任意值θ2时的前半燃烧期间长a为ar2(参照点Pr2)。而且，在进气门相位角INVT为“与基准相位角INVTr不同的预定相位角(比INVTr小的延迟侧的INVTs或者比INVTr大的提前侧的INVTd)”的情况下，热产生率最大时刻θdQpeak为基准值θ1时的前半燃烧期间长a为ad1(参照点Pa1)，热产生率最大时刻θdQpeak为任意值θ2时的前半燃烧期间长a为ad2(参照点Pa2)。并且，发明人发现了：下述的(1A)式对于所有的任意值θ2都成立。而且，发明者还发现了：如后所述，对于其他内燃机转速NE和其他进气门作用角VCAM，只要它们不变化，该(1A)式就同样地成立。
(ad1-ar1)＝(ad2-ar2)＝Δa1…(1A)
因此，发明人得到了以下的见解1。
假设内燃机转速NE为任意速度NE0且进气门作用角VCAM为任意作用角VCAM0且进气门相位角INVT为基准相位角INVTr的情况下的“热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长aref的关系(即，基准关系)”由aref＝f(θdQpeak)的函数表示。此时，若假设内燃机转速NE为任意速度NE0且进气门作用角VCAM为任意作用角VCAM0且进气门相位角INVT为预定相位角INVTs且热产生率最大时刻θdQpeak为任意值(任意的基准值)θ1时的前半燃烧期间长as(θ1)为ad1，则内燃机转速NE为任意速度NE0且进气门作用角VCAM为任意作用角VCAM0且进气门相位角INVT为预定相位角INVTs且热产生率最大时刻θdQpeak为任意值θ2时的前半燃烧期间长as(θ2)能够通过以下的(1B)式求出。
as(θ2)＝f(θ2)+Δa1＝f(θ2)+(ad1-ar1)＝f(θ2)-(ar1-ad1)＝f(θ2)+{ad1-f(θ1)}…(1B)
此外，值(ad1-ar1)为了方便也称作“第1差分值”。值(ar1-ad1)为了方面也称作“第2差分值”。因此，上述(1B)式能够表述成是通过向f(θ2)加上第1差分值来推定前半燃烧期间长as(θ2)的式子，且是通过从f(θ2)减去第2差分值来推定前半燃烧期间长as(θ2)的式子。
因此，若通过实测或者基于使用了模型等的推定而得到了上述基准关系(aref＝f(θdQpeak))而且通过实测得到了上述前半燃烧期间长ad1，则进气门相位角INVT为相位角INVTs的情况下的“热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长as的关系”能够根据上述(1B)式来推定。
另一方面，图3是示出在内燃机转速为预定速度(一定值)且进气门的闭阀时刻IVC为预定曲轴角(一定值)的情况下针对各种进气门作用角VCAM实测“热产生率最大时刻θdQpeak和前半燃烧期间长a”而得到的结果的概略的图表。
在此，为了容易理解图3所示的结果的前提条件，在图4的(A)中示出将进气门闭阀时刻IVC维持为一定的曲轴角IVCr且将进气门作用角VCAM设定为作用角VCr的情况(参照实线Cr)和将进气门作用角VCAM设定为“比作用角VCr小的作用角VCs”的情况(参照虚线Cx)下的“曲轴角θ与进气门升程量的关系”。而且，在与图2的(B)同样的图4的(B)中通过实线Cr和虚线Cx分别示出与图4的(A)的实线Cr和虚线Cx对应的进气门的开阀期间。如从该图4的(A)和(B)所理解那样，在进气门的闭阀时刻IVC为预定曲轴角(一定值)的情况下，若进气门作用角VCAM变化，则至少进气门的开阀时刻IVO变化，实际上，进气门升程量和进气门相位角INVT也变化。
再次参照图3，实线Lr示出了进气门作用角VCAM为基准作用角VCAMr的情况下的热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长a的关系。单点划线Ls示出了进气门作用角VCAM为“与基准作用角VCAMr不同的作用角(例如，比基准作用角VCAMr小的作用角)VCAMs”的情况下的热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长a的关系。双点划线Ld示出了进气门作用角VCAM为“与基准作用角VCAMr和作用角VCAMs都不同的作用角(例如，比基准作用角VCAMr大的作用角)VCAMd”的情况下的热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长a的关系。
如从该图表所理解那样，发明者发现了：在内燃机转速维持为预定速度且进气门闭阀时刻IVC维持为预定曲轴角的情况下，若进气门作用角VCAM从第1作用角(VCAMr)向第2作用角(VCAMs或VCAMd)变化，则前半燃烧期间长a会与热产生率最大时刻θdQpeak无关地变化“预定值(例如，Δa3或Δa4)”。换言之，发明者发现了：在内燃机转速维持为预定速度且进气门闭阀时刻IVC维持为预定曲轴角的情况下，若进气门作用角VCAM变化，则表示热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长a的关系的曲线会在前半燃烧期间长a的方向(增大和减少方向的任一方向，即，图3中的Y轴方向)上平行移动。
更具体而言，在进气门作用角VCAM为基准作用角VCAMr的情况下，热产生率最大时刻θdQpeak为基准值θ3时的前半燃烧期间长a为ar3(参照点Pr3)，热产生率最大时刻θdQpeak为任意值θ4时的前半燃烧期间长a为ar4(参照点Pr4)。而且，在进气门作用角VCAM为“与基准作用角VCAMr不同的预定作用角(比VCAMr大的作用角VCAMd或者比基准作用角VCAMr小的作用角VCAMs)”的情况下，热产生率最大时刻θdQpeak为基准值θ3时的前半燃烧期间长a为ad3(参照点Pa3)，热产生率最大时刻θdQpeak为任意值θ4时的前半燃烧期间长a为ad4(参照点Pa4)。并且，发明人发现了下述的(2A)式对于所有的任意值θ4都成立。而且，发明人还发现了：如后所述，对于其他内燃机转速NE和其他进气门闭阀时刻IVC，只要它们不变化，该(2A)式就同样地成立。
(ad3-ar3)＝(ad4-ar4)＝Δa3…(2A)
因此，发明人得到了以下的见解2。
假设在内燃机转速NE为任意速度NE0且进气门闭阀时刻IVC为任意闭阀时刻IVC0且进气门作用角VCAM为基准作用角VCAMr的情况下的“热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长aref的关系(即，基准关系)”由aref＝g(θdQpeak)的函数表示。此时，若假设内燃机转速NE为任意速度NE0且进气门闭阀时刻IVC为任意闭阀时刻IVC0且进气门作用角VCAM为预定作用角VCAMs且热产生率最大时刻θdQpeak为任意值(任意的基准值)θ3时的前半燃烧期间长as(θ3)为ad3，则内燃机转速NE为任意速度NE0且进气门闭阀时刻IVC为任意闭阀时刻IVC0且进气门作用角VCAM为预定作用角VCAMs且热产生率最大时刻θdQpeak为任意值θ4时的前半燃烧期间长as(θ4)能够通过以下的(2B)式求出。
as(θ4)＝g(θ4)+Δa3＝g(θ4)+(ad3-ar3)＝g(θ4)-(ar3-ad3)＝g(θ4)+{ad3-g(θ3)}…(2B)
此外，值(ad3-ar3)为了方便也称作“第1差分值”。值(ar3-ad3)为了方便也称作“第2差分值”。因此，上述(2B)式可以表述为是通过向g(θ4)加上第1差分值来推定前半燃烧期间长as(θ4)的式子，且是通过从g(θ4)减去第2差分值来推定前半燃烧期间长as(θ4)的式子。
因此，若通过实测或者基于使用了模型等的推定得到了上述基准关系(aref＝g(θdQpeak))而且通过实测得到了上述前半燃烧期间长ad3，则进气门作用角VCAM为作用角VCAMs的情况下的“热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长as的关系”能够根据上述(2B)式来推定。
另外，如从参照图2～图4进行的说明以及下述的关系式(*1)和(*2)所理解那样，在进气门闭阀时刻(IVC)、进气门开阀时刻(IVO)、进气门作用角(VCAM)以及进气门相位角(INVT)之间存在如下关系：若它们中的两个确定，则剩下的两个自动确定。此外，在此，进气门开阀时刻IVO也由进气下止点后的曲轴角[ABDCdeg]表示。
(IVC-IVO)＝VCAM…(*1)
(IVC+IVO)/2＝Vtr-INVT…(*2)
因此，例如，若某进气门的开阀特性下的“进气门的闭阀时刻(IVC)和进气门作用角(VCAM)”与其他进气门的开阀特性下的“进气门的闭阀时刻(IVC)和进气门作用角(VCAM)”分别相同，则可以说双方的进气门的开阀特性彼此相同。换言之，所述特定开阀特性可以是所述进气门的闭阀时刻(IVC)和所述进气门作用角(VCAM)中的至少一方与所述基准开阀特性不同的特性。或者，所述特定开阀特性可以是所述进气门相位角(INVT)和所述进气门作用角(VCAM)中的至少一方与所述基准开阀特性不同的特性。
而且，在由进气门凸轮轴和凸轮使进气门开闭的通常的内燃机中，若进气门作用角(VCAM)确定，则进气门的升程量(IVLift)的最大值(最大升程量)成为某特定的值。由此，所述特定开阀特性可以是所述进气门的闭阀时刻(IVC)和所述进气门的最大升程量中的至少一方与所述基准开阀特性不同的特性。或者，所述特定开阀特性可以是所述进气门相位角(INVT)和所述进气门的最大升程量中的至少一方与所述基准开阀特性不同的特性。
在此，上述见解1意味着：在下述的情况1和下述的情况2之间，“表示热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长a的关系的曲线”向前半燃烧期间长a增大或减少的方向平行移动。
情况1：进气门相位角INVT＝A1，进气门作用角VCAM＝B1，进气门闭阀时刻IVC＝C1。
情况2：进气门相位角INVT＝A2，进气门作用角VCAM＝B1，进气门闭阀时刻IVC＝C2。
上述见解2意味着：若将进气门作用角VCAM设定为合适的值，则在上述情况2与下述的情况3之间，“表示热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长a的关系的曲线”向前半燃烧期间长a增大或减少的方向平行移动。
情况3：进气门相位角INVT＝A1，进气门作用角VCAM＝B2，进气门闭阀时刻IVC＝C2。
因此，意味着：在上述情况1与上述情况3之间(即，在进气门相位角INVT维持为一定值A1而进气门作用角VCAM发生了变化的情况下(其结果，在进气门闭阀时刻IVC发生了变化的情况下)，“表示热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长a的关系的曲线”也向前半燃烧期间长a增大或减少的方向平行移动。
由上，发明者得到了如下的见解3：在内燃机的转速为一定速度的情况下，“表示热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长a的关系的曲线”向前半燃烧期间长a增大或减少的方向平行移动“由基准开阀特性和特定开阀特性决定的一定量”。
基于以上见解1至3而得到的本发明的燃烧状态推定方法，通过退订或实测来取得例如通过基于Weibe函数和后述的本说明书所公开的模型的推定或实测来取得基准状态下的“热产生率最大时刻与前半燃烧期间长的关系”，作为基准关系，并基于所述基准关系来推定特定状态下的“热产生率最大时刻与前半燃烧期间长的关系”，所述基准状态是火花点火式内燃机的转速为预定的基准转速且所述内燃机的进气门的开阀特性被设定为预定的基准开阀特性的状态，所述特定状态是所述内燃机的转速为所述基准转速且所述进气门的开阀特性为“与所述基准开阀特性不同的特定开阀特性”的状态，该燃烧状态推定方法包括以下所述的步骤。不过，以下所述的步骤的执行顺序在不产生矛盾的范围内是任意的。
基于所述基准关系或者通过实测来取得在所述基准状态下所述热产生率最大时刻为预定的第1时刻时的所述前半燃烧期间长，作为第1基准期间长的步骤(第1步骤)；通过实测来取得在所述特定状态下所述热产生率最大时刻为所述第1时刻时的所述前半燃烧期间长，作为第1特定期间长的步骤(第2步骤)；通过从所述第1特定期间长减去所述第1基准期间长来取得第1差分值(例如，Δa1＝ad1-ar1，或者，Δa3＝ad3-ar3)，或者通过从所述第1基准期间长减去所述第1特定期间长来取得第2差分值(例如，-Δa1＝ar1-ad1，或者，-Δa3＝ar3-ad3)的步骤(第3步骤)；基于所述基准关系取得在所述基准状态下所述热产生率最大时刻为与所述第1时刻不同的第2时刻时的所述前半燃烧期间长，作为第2基准期间长的步骤(第4步骤)；以及通过向所述第2基准期间长加上所述第1差分值(例如，f(θ2)+(ad1-ar1))或者从所述第2基准期间长减去所述第2差分值(例如，f(θ2)-(ar1-ad1))，来推定在所述特定状态下所述热产生率最大时刻为所述第2时刻时的所述前半燃烧期间长的步骤(第5步骤)。
根据该方法，在内燃机的转速为基准转速的情况下，若能够取得“基准关系”和“进气门的开阀特性成为了特定开阀特性的情况下的第1特定期间长”，则能够直接推定进气门的开阀特性变成了特定开阀特性的情况下的热产生率最大时刻与前半燃烧期间长的关系。因此，能够以极少的时间和劳力来推定各种进气门的开阀特性下的“相对于热产生率最大时刻的前半燃烧期间长”。
若针对所述基准开阀特性和所述特定开阀特性举出更具体的例子，则如从图1和图2所理解那样，所述基准开阀特性可以是所述进气门作用角(VCAM)为预定的基准作用角、且表示所述进气门的开阀时刻与所述进气门的闭阀时刻的中心的曲轴角与预定的基准曲轴角的曲轴角差即进气门相位角(INVT)为预定的基准相位角的特性，所述特定开阀特性可以是所述进气门作用角(VCAM)为所述基准作用角且所述进气门相位角(INVT)为与所述基准相位角不同的特定相位角的特性。
同样，如从图3和图4所理解那样，所述基准开阀特性可以是所述进气门的闭阀时刻(IVC)为预定的基准闭阀时刻且所述进气门作用角(VCAM)为预定的基准作用角的特性，所述特定开阀特性可以是所述进气门的闭阀时刻(IVC)为所述基准闭阀时刻且所述进气门作用角(VCAM)为与所述基准作用角不同的特定作用角的特性。
本发明的其他目的、其他特征以及附带的优点应该可从参照以下的附图而叙述的本发明的各实施方式的说明容易地理解。此外，在上述说明中，为了有助于发明的理解而使用了表示基准关系的函数，并在第1差分值和第2差分值等中使用了具体的符号/标号，但它们不对本发明进行限定。
附图说明
本发明的实施方式的特征、优点以及技术和产业重要性将会参照附图而在以下进行说明，在附图中同样的标号表示同样的元素，其中：
图1是示出与各种进气门相位角相对的“热产生率最大时刻与前半燃烧期间长的关系”的图表。
图2是用于说明规定进气门的开阀特性的参数的图。
图3是示出与各种进气门作用角相对的“热产生率最大时刻与前半燃烧期间长的关系”的图表。
图4是用于说明规定进气门的开阀特性的参数的图。
图5是本发明的实施方式的装置(模拟器)的结构图。
图6是示出图5所示的装置(本实施装置)所执行的工序(即，本实施方法)的流程图。
图7是示出本实施装置所推定的热产生率波形的一例的图。
图8是示出本实施装置的CPU所执行的例程的流程图。
图9是示出BTDC着火的情况下的点火时刻下的缸内燃料密度与实测出的着火延迟期间长的关系的图表。
图10是示出在BTDC着火的情况下由本实施装置预测出的着火延迟期间长与实测出的着火延迟期间长的关系的图表。
图11是示出ATDC着火的情况下的着火时刻下的缸内燃料密度与实测出的着火延迟期间长的关系的图表。
图12是示出在ATDC着火的情况下由本实施装置预测出的着火延迟期间长与实测出的着火延迟期间长的关系的图表。
图13是概念性示出BTDC着火的情况下的热产生率波形的图。
图14是概念性示出ATDC着火的情况下的热产生率波形的图。
图15是示出本实施装置的CPU所执行的例程的流程图。
图16是概念性示出相对于各种负荷率的热产生率波形的图。
图17是概念性示出相对于各种EGR率的热产生率波形的图。
图18是概念性示出相对于各种空燃比的热产生率波形的图。
图19是概念性示出相对于各种冷却水温的热产生率波形的图。
图20是概念性示出相对于各种点火时刻的热产生率波形的图。
图21是概念性示出相对于各种内燃机转速的热产生率波形的图。
图22是针对第1型式的内燃机示出了由本实施装置预测出的前半燃烧期间长与实测出的前半燃烧期间长的关系的图表。
图23是针对第2型式的内燃机示出了由本实施装置预测出的前半燃烧期间长与实测出的前半燃烧期间长的关系的图表。
图24是示出了本实施装置的CPU所执行的例程的流程图。
图25是将在除了点火时刻之外的内燃机运转状态参数中仅负荷率彼此不同的多个内燃机运转状态下取得的以使得热产生率最大时刻彼此一致的方式调整了点火时刻而得到的热产生率波形重叠示出的图表。
图26是示出了使点火时刻变化的情况下的热产生率波形的图表。
图27是示出了各种内燃机转速下的热产生率最大时刻的缸内燃料密度与热产生率斜率的关系的图表。
图28是示出了本实施装置的CPU所执行的例程的流程图。
图29是示出了将内燃机转速和进气门作用角分别维持为一定的情况下的相对于各种进气门相位角的“实测出的热产生率最大时刻与实测出的前半燃烧期间长的关系”的图表。
图30的(A)至(C)分别是示出了将内燃机转速和进气门作用角分别维持为一定的情况下的相对于各种进气门相位角的“实测出的热产生率最大时刻与实测出的前半燃烧期间长的关系”的图表。
图31的(A)至(C)分别是将内燃机转速和进气门作用角分别维持为一定的情况下的相对于各种进气门相位角的“实测出的热产生率最大时刻与实测出的前半燃烧期间长的关系”的图表。
图32是示出了将内燃机转速和进气门闭阀时刻分别维持为一定的情况下相对于各种进气门作用角的“实测出的热产生率最大时刻与实测出的前半燃烧期间长的关系”的图表。
图33的(A)至(C)分别是将内燃机转速和进气门闭阀时刻分别维持为一定的情况下的相对于各种进气门作用角的“实测出的热产生率最大时刻与实测出的前半燃烧期间长的关系”的图表。
图34的(A)至(C)分别是将内燃机转速和进气门闭阀时刻分别维持为一定的情况下的相对于各种进气门作用角的“实测出的热产生率最大时刻与实测出的前半燃烧期间长的关系”的图表。
图35是示出了本实施方法的应用例的例程。
图36是示出了本实施方法的应用例的例程。
具体实施方式
以下，参照附图，对本发明的实施方式的燃烧状态推定方法(以下，也简称为“本实施方法”)进行说明。以下，将使用本实施方法的模拟装置也简称为“本实施装置”。本实施装置由包括CPU和存储器等的计算机实现。
在图5中示出了概略结构的本实施装置(模拟装置)10使用本实施方法来推定周知的“汽油燃料/端口喷射式/活塞往复移动型/火花点火式/多缸内燃机(以下，也简称为“内燃机”)”的燃烧状态。更具体而言，本实施装置10输入表示作为对象的内燃机的运转状态的参数(以下，也简称为“内燃机运转状态参数”)EP，基于该输入的内燃机运转状态参数进行演算，从而生成模拟地表示相对于曲轴角θ的热产生率dQ/dθ的波形(以下也称作“热产生率波形”)QW。热产生率波形QW良好地表示内燃机中的燃料(混合气)的燃烧状态。
内燃机运转状态参数EP包括内燃机转速NE、负荷率KL、点火时刻SA、EGR率Gegr、向内燃机供给的混合气的空燃比A/F、内燃机的冷却水温THW、进气门相位角INVT以及进气门作用角VCAM等。如图5所示，本实施装置10将热产生率波形QW实质上设为三角形而推定热产生率波形。
为了推定热产生率波形QW，本实施装置10具备着火延迟期间推定部(着火延迟期间模型)11、前半燃烧期间推定部(前半燃烧期间推定模型)12、热产生率斜率推定部(热产生率斜率模型)13以及热产生量推定部(热产生量模型)14。这些推定部(模型)11～14的功能实际上通过CPU执行程序(指示)来实现。因此，如图6所示，本实施装置10通过由CPU依次实现推定部11～14的功能(即，执行步骤610至步骤640的处理)，来推定着火延迟期间的长度(着火延迟期间长度、着火延迟期间长)τ、前半燃烧期间的长度(前半燃烧期间长)a、热产生率斜率b/a以及热产生量(Q1、Q2以及Qall)等。以下，对这些推定部分别进行说明。
1.着火延迟期间推定部(着火延迟期间推定部的概要)
如图7所示，着火延迟期间是从自火花塞产生火花的点火时刻SA到在燃烧室内形成的混合气的燃料实际开始燃烧的着火时刻FA为止的期间。即，着火延迟期间是从在火花塞的电极间进行火花放电的点火时刻SA到由该火花生成的火焰核成长而爆发性的燃烧开始的着火时刻FA为止的期间。着火延迟期间长τ是该着火延迟期间的长度。着火延迟期间长τ的单位为曲轴角[CA]，但根据模型的情况，有时也作为具有[ms]的单位的期间而计算。
此外，着火时刻FA被定义为在点火时刻SA以后热产生率dQ/dθ达到了预定阈值dqdθth(例如，1[J/CA])的时刻。不过，着火时刻FA也可以被定义为在点火时刻SA以后热产生率dQ/dθ变得比0[J/CA]大的时刻，还可以被定义为点火时刻SA以后的热产生量达到了总热产生量的预定比例(例如，5％)的热产生量的时刻。另外，着火时刻FA也可以是按照本领域技术人员所认知的通常的定义而设定的时刻。
着火延迟期间推定部11使用下述的(1)式和(2)式的任一方来推定着火延迟期间长τ[ms]。不过，通过(1)式和(2)式推定的着火延迟期间长τ是满足以下的所有条件的情况下的着火延迟期间长τ。关于基于这些式子可高精度地推定着火延迟期间长τ的根据，将在以后进行叙述。
(条件τ1)供燃烧的混合气的空燃比A/F为理论空燃比(例如，14.6)。(条件τ2)EGR率Gegr为“0”。即，没有执行外部EGR。(条件τ3)冷却水温THW为表示内燃机完全暖机结束的冷却水温阈值Tth(例如，80℃)以上。由于该条件τ3是内燃机处于完全暖机后这一条件，所以也可以取代冷却水温THW而将内燃机的润滑油的温度用于条件τ3的判定。(条件τ4)进气门的开阀特性(进气门开阀时刻IVO、进气门闭阀时刻IVC、进气门作用角VCAM、进气门相位角INVT以及进气门升程量IVLift的最大值等)被设定在进气门的基准特性(进气门基准特性)。即，进气门开阀时刻IVO被设定在基准开阀时刻IVOr，进气门闭阀时刻IVC被设定在基准闭阀时刻IVCr，进气门作用角VCAM被设定在基准作用角VCAMr，进气门相位角INVT被设定在基准相位角INVTr，进气门升程量IVLift的最大值被设定在基准最大值。(条件τ5)排气门的开阀特性(排气门开阀时刻EVO、排气门闭阀时刻EVC、排气门相位角EXVT以及排气门升程量EVLift的最大值等)被设定在排气门的基准特性。即，排气门开阀时刻EVO、排气门闭阀时刻EVC、排气门相位角EXVT以及排气门升程量EVLift分别被设定在各自的基准值。
着火延迟期间推定部11在着火时刻FA是比压缩上止点靠前的时刻(曲轴角是比压缩上止点靠提前侧的曲轴角的时刻)的情况下，基于下述的(1)式推定着火延迟期间长τ[ms]。将该情况也称作“BTDC着火”。
τ[ms]＝C1×ρfuel@SAx×NEδ…(1)
BTDC着火的情况
在(1)式中，C1是通过实验等予先调试出的常数，ρfuel@SA是点火时刻SA的缸内(燃烧室内)的燃料密度(＝缸内燃料量[mol]/点火时刻SA的燃烧室容积[L])，χ和δ都是通过实验等予先调试出的常数。NE是内燃机转速(在本说明书中相同)。
着火延迟期间推定部11在着火时刻FA是比压缩上止点靠后的时刻(曲轴角是比压缩上止点靠延迟侧的曲轴角的时刻)的情况下，基于下述的(2)式推定着火延迟期间长τ[ms]。将该情况也称作“ATDC着火”。
τ[ms]＝C2×ρfuel@FAφ×NEψ…(2)
ATDC着火的情况
在(2)式中，C2是通过实验等予先调试出的常数，ρfuel@FA是着火时刻FA的缸内的燃料密度(＝缸内燃料量[mol]/着火时刻FA的燃烧室容积[L]]，和ψ都是通过实验等予先调试出的常数。
(着火延迟期间推定部的工作)
CPU为了实现与着火延迟期间推定部11相当的功能，按照图8的流程图所示的例程来推定着火延迟期间长τ[CA]。其结果，CPU进一步推定着火时刻FA。此外，在图8所示的例程中，曲轴角由压缩上止点前(BTDC)的曲轴角(越从压缩上止点向提前侧靠近则越大的正的值)表示。
CPU从步骤800起开始处理，进入步骤805，输入(取得)点火时刻SA、燃料喷射量Finj以及内燃机转速NE等各种内燃机运转状态参数。
接着，CPU进入步骤810，将假想着火时刻Faz设定为初始值FA0。假想着火时刻Faz是为了推定着火延迟期间长τ而假想地(暂定地)设定的着火时刻。初始值FA0是压缩上止点前(BTDC)的预定的曲轴角，预先被设定为比点火时刻SA靠延迟侧且比设想的着火时刻中的最提前侧的着火时刻Faad靠提前侧的曲轴角(SA>FA0>FAad)。
接着，CPU进入步骤815，判定假想着火时刻Faz是否处于压缩上止点前。在最初进入步骤815时，假想着火时刻Faz是“压缩上止点前的曲轴角即初始值FA0”。因此，CPU在步骤815中判定为“是”，依次进行以下所述的步骤820至步骤840的处理。
步骤820：CPU通过将燃料喷射量Finj除以点火时刻SA的缸内容积(燃烧室容积)V@SA来算出“点火时刻SA的缸内燃料密度ρfuel@SA”。此外，若曲轴角确定，则可唯一地计算出燃烧室容积(缸内容积)V，因此，也可直接计算出燃烧室容积V@SA。步骤825：CPU通过将缸内燃料密度ρfuel@SA和内燃机转速NE代入与上述(1)式相同的式子来算出假想着火延迟期间长τz[ms]。
步骤830：CPU基于内燃机转速NE将假想着火延迟期间长τz的单位[ms]转换为曲轴角的单位[CA]，算出假想着火延迟期间长τz[CA]。步骤835：CPU通过向假想着火时刻FAz[CA]加上假想着火延迟期间长τz[CA]来算出假想点火时刻SAz[CA](参照图7)。步骤840：CPU判定假想点火时刻Saz是否与点火时刻SA一致。具体而言，CPU判定假想点火时刻Saz是否比“从点火时刻SA减去微小的正的预定曲轴角dsa而得到的曲轴角”大且比“向点火时刻SA加上所述预定曲轴角dsa而得到的曲轴角”小。
在假想点火时刻Saz与点火时刻SA一致的情况下，可认为为了算出着火延迟期间长τ而假想地设定的假想着火时刻Faz与实际的着火时刻FA相等。于是，在假想点火时刻Saz与点火时刻SA一致的情况下，CPU在步骤840中判定为“是”，依次进行以下所述的步骤845和步骤850的处理，并进入步骤895而结束本例程。
步骤845：CPU采用假想着火延迟期间长τz[CA]作为着火延迟期间长τ[CA]。即，CPU将在该时刻计算出的假想着火延迟期间长τz[CA]确定为推定出的着火延迟期间长τ[CA]。步骤850：CPU采用假想着火时刻Faz作为着火时刻FA。即，CPU将该时刻的假想着火时刻Faz确定为推定出的着火时刻(真的着火时刻、实际的着火时刻)FA。
另一方面，在CPU进行步骤840的处理的时刻，在假想点火时刻Saz与点火时刻SA不一致的情况下，CPU在步骤840中判定为“否”而进入步骤855，使假想着火时刻Faz减小微小的预定值dfaz。即，将假想着火时刻Faz向延迟侧的曲轴角变更微小的预定值dfaz。之后，CPU进入步骤815。
在反复进行这样的处理而假想着火时刻Faz从初始值FA0向压缩上止点逐渐接近的期间，若假想点火时刻Saz与点火时刻SA一致，则取得该时刻的假想着火延迟期间长τz作为着火延迟期间长τ，取得该时刻的假想着火时刻Faz作为着火时刻FA。
与此相对，在直到假想着火时刻Faz成为负的值(即，压缩上止点后的曲轴角)为止假想点火时刻Saz都不与点火时刻SA一致的情况下，CPU在进入步骤815后，在该步骤815中判定为“否”，依次进行以下所述的步骤860和步骤865的处理。之后，CPU进入步骤830以后的步骤。
步骤860：CPU通过将燃料喷射量Finj除以假想着火时刻Faz的燃烧室容积V@FAz来算出“假想着火时刻FAz的缸内燃料密度ρfuel@FAz”。此外，若曲轴角确定，则可唯一地计算出燃烧室容积V，因此，也可直接计算出燃烧室容积V@FAz。步骤865：CPU通过将缸内燃料密度ρfuel@FAz和内燃机转速NE代入与上述(2)式相同的式子来算出假想着火延迟期间长τz[ms]。
通过以上的处理来推定(取得)着火延迟期间长τ[CA]和着火时刻FA。此外，在着火时刻FA由压缩上止点后的曲轴角表示的情况下，在步骤850中推定出的着火时刻FA的符号反转。即，着火时刻FA(ATDCdeg)是“-FA(BTDCdeg)”。
(着火延迟期间推定部的正确性)
接着，针对基于上述(1)式和(2)式能够高精度地推定着火延迟期间长τ这一点进行说明。即，针对(1)式和(2)式作为着火延迟期间模型是合适的模型这一点进行说明。
·关于上述(1)式(BTDC着火的情况)
图9是BTDC着火且上述条件τ1～τ5都成立的情况下的针对各种内燃机转速NE实测缸内燃料密度ρfuel@SA与着火延迟期间长τ[ms]的关系而得到的结果的图表。
如从图9所理解那样，在BTDC着火的情况下，在缸内燃料密度ρfuel@SA与着火延迟期间长τ[ms]之间分内燃机转速NE存在强的相关。该相关关系由上述(1)式的函数形式表示。实际上，在图9中，基于(1)式算出了内燃机转速NE为1200[rpm]时的缸内燃料密度ρfuel@SA与着火延迟期间长τ[ms]的关系的曲线和基于(1)式算出了内燃机转速NE为2400[rpm]时的缸内燃料密度ρfuel@SA与着火延迟期间长τ[ms]的关系的曲线通过虚线而画出。
若从物理性观点对图9的图表进行说明，则在BTDC着火中，缸内燃料密度ρfuel@SA越高，则着火延迟期间长τ[ms]越短。推测这是因为:缸内燃料密度ρfuel@Sa越高，则点火时刻SA的火花塞周边的燃料分子的数量越多，所以点火用火花产生后的火焰核的成长会急速地进行。另一方面，内燃机转速NE越高，则着火延迟期间长τ[ms]越短。推测这是因为：内燃机转速NE越高，则缸内的气流的紊乱的强度越强，所以点火用火花产生后的火焰核的成长急速地进行。
图10在示出通过(1)式算出(预测)的着火延迟期间长(预测着火延迟期间长)与实测出的着火延迟期间长(实测着火延迟期间长)的关系的验证结果的图表。从该图10明显可知，通过(1)式算出的预测着火延迟期间长与实测着火延迟期间长高精度地一致。即，可理解为(1)式是适合推定BTDC着火中的着火延迟期间长τ的式子(着火延迟期间模型)。
·关于上述(2)式(ATDC着火的情况)
图11是在ATDC着火且上述条件τ1～τ5都成立的情况下在内燃机转速NE为1200[rpm]时针对各种负荷率KL实测缸内燃料密度ρfuel@FA与着火延迟期间长τ[ms]的关系而得到的结果的图表。此外，负荷率KL有空气充填率，在将着眼的汽缸在一次进气行程中吸入的空气量设为Mc[g]、将空气密度设为ρ[g/L])、将内燃机的排气量设为Lv[L]、将内燃机的汽缸数设为“4”时，通过下式算出。
KL＝{Mc/(ρ·Lv/4)}·100(％)
如从图11所理解那样，在ATDC着火的情况下，在缸内燃料密度ρfuel@FA与着火延迟期间长τ[ms]之间与负荷率KL无关地(即，与内燃机的负荷无关地)存在强的相关。该相关关系由上述(2)式的函数形式表示。
若从物理性观点对图11的图表进行说明，则在ATDC着火中，缸内燃料密度ρfuel@FA越高，则着火延迟期间长τ[ms]越短。推测这是因为，与BTDC着火的情况同样，缸内燃料密度ρfuel@FA越高，则紧邻着火时刻FA之前的期间内的火花塞周边的燃料分子的数量越多，所以火焰核的成长急速地进行。而且，虽然未图示，但内燃机转速NE越高，则着火延迟期间长τ[ms]越短。推测这是因为，内燃机转速NE越高，则缸内的气流的紊乱的强度越强，所以点火用火花产生后的火焰核的成长急速地进行。因此，可推测为内燃机转速NE也是决定着火延迟期间长τ[ms]的参数。
图12是示出通过(2)式算出(预测)的预测着火延迟期间长与实测着火延迟期间长的关系的验证结果的图表。从该图12明显可知，通过(2)式算出的预测着火延迟期间长与实测着火延迟期间长高精度地一致。即，可理解为(2)式是适合推定ATDC着火中的着火延迟期间长τ的式子(着火延迟期间模型)。
·在BTDC着火和ATDC着火中分开使用着火延迟期间模型((1)式和(2)式)的理由
在着火延迟期间内，由点火用火花生成的火焰核成长。另一方面，在着火延迟期间内，燃烧室容积时刻都在变化，所以与火焰核的成长具有强的相关的缸内燃料密度ρfuel也时刻都在变化。因此，本来认为通过具有时刻变化的缸内燃料密度ρfuel作为变量的着火延迟期间的模型式来推定着火延迟期间的长度是合适的。然而，这样的着火延迟期间的模型式会复杂化。于是，发明人对采用作为代表着火延迟期间内的燃料密度ρfuel的平均值的值的“特定的时刻的燃料密度ρfuel”作为着火延迟期间的模型式的变量进行了研究。
另外，在BTDC着火的情况下，如图13所示，不仅是着火时刻FA，点火时刻SA当然也处于压缩上止点前。因而，在BTDC着火中，在着火延迟期间中燃烧室容积变小(单调减少)，与此相伴，缸内燃料密度ρfuel变高(单调增加)。
与此相对，在ATDC着火的情况下，如图14的(A)和(B)所示，存在点火时刻SA处于压缩上止点前的情况(参照图14的(A))和点火时刻SA处于压缩上止点后的情况(参照图14的(B))这两种情况。
在图14的(B)所示的情况下，在点火时刻SA以后，活塞朝向膨胀下止点移动。也就是说，在着火延迟期间内，燃烧室容积变大(单调增加)，与此相伴，缸内燃料密度ρfuel变低(单调减少)。另外，即使在图14的(A)所示的情况下，在大多情况下也都是点火时刻SA与压缩上止点的曲轴角差的大小比着火时刻FA与压缩上止点的曲轴角差的大小要小。而且，在曲轴角处于上止点附近的情况下，相对于曲轴角的变化的燃烧室容积的变化非常小，之后，当曲轴角离开上止点附近时，相对于曲轴角的变化的燃烧室容积急剧增加。因而，在ATDC着火中，可认为在着火延迟期间中缸内燃料密度ρfuel单调减少。
根据以上内容，可认为：在BTDC着火的情况下(也就是说，在缸内燃料密度ρfuel单调增加的情况下)，作为代表着火延迟期间内的燃料密度ρfuel的平均值的值，“点火时刻的燃料密度ρfuel@SA”是合适的。而且，在ATDC着火的情况下(也就是说，在缸内燃料密度ρfuel单调减少的情况下)，作为代表着火延迟期间内的燃料密度ρfuel的平均值的值，“着火时刻的燃料密度ρfuel@FA”是合适的。以上是分开使用(1)式和(2)式的理由。
2.前半燃烧期间推定部(前半燃烧期间推定部的概要)
如图7所示，前半燃烧期间是从着火时刻FA到热产生率dQ/dθ成为最大的时刻(即，热产生率最大时刻θdQpeak)为止的期间。前半燃烧期间长a是该前半燃烧期间的长度。热产生率最大时刻θdQpeak的单位是压缩上止点后的曲轴角[deg]，前半燃烧期间长a的单位是曲轴角(曲轴角的范围)[CA]。
前半燃烧期间推定部12使用下述的(3)式来推定前半燃烧期间长a[CA]。但是，通过(3)式推定的前半燃烧期间长a是满足以下的条件(条件a1和a2)的情况下的前半燃烧期间长a。换言之，(3)式与负荷率KL、EGR率Gegr、空燃比A/F以及冷却水温THW(内燃机暖机状态)无关地成立。关于基于(3)式可高精度地推定前半燃烧期间长a的根据，将在后面进行叙述。而且，关于下述的(条件a1)不成立的情况即进气门的开阀特性变化成了与进气门的基准特性(进气门基准特性)不同的特性(特定特性：进气门特定特性)的情况下的前半燃烧期间长a的推定方法，也将在后面进行叙述。
(条件a1)进气门的开阀特性(进气门开阀时刻IVO、进气门闭阀时刻IVC、进气门作用角VCAM、进气门相位角INVT以及进气门升程量IVLift的最大值等)被设定在进气门的基准特性(进气门基准特性)。即，进气门开阀时刻IVO被设定在基准开阀时刻IVOr，进气门闭阀时刻IVC被设定在基准闭阀时刻IVCr，进气门作用角VCAM被设定在基准作用角VCAMr，进气门相位角INVT被设定在基准相位角INVTr，进气门升程量IVLift的最大值被设定在基准最大值。
(条件a2)排气门的开阀特性(排气门开阀时刻EVO、排气门闭阀时刻EVC、排气门相位角EXVT以及排气门升程量EVLift的最大值等)被设定在排气门的基准特性。即，排气门开阀时刻EVO、排气门闭阀时刻EVC、排气门相位角EXVT以及排气门升程量EVLift的最大值分别被设定在各自的基准值。此外，实际上，该条件a2不是必须的，排气门的开阀特性也可以是任意特性。
a[CA]＝C3×V@θdQpeak α×NEβ…(3)
在(3)式中，C3是通过实验等予先调试出的常数，V@θdQpeak是热产生率最大时刻θdQpeak的燃烧室容积[L]，α和β都是通过实验等予先调试出的常数。
(前半燃烧期间推定部的工作)
CPU为了实现与前半燃烧期间推定部12相当的功能，按照图15的流程图所示的例程来推定前半燃烧期间长a[CA]。此外，在图15所示的例程中，曲轴角由越从压缩上止点后(ATDC)的曲轴角(压缩上止点越向延迟侧靠近则越大的正的值[ATDCdeg])表示。
CPU从步骤1500起开始处理，依次进行以下所述的步骤1505至步骤1530的处理。
步骤1505：CPU输入(取得)之前推定出的着火时刻FA和内燃机转速NE等各种参数。步骤1510：CPU将假想热产生率最大时刻θzdQpeak设定为初始值θ0。假想热产生率最大时刻θzdQpeak是为了推定前半燃烧期间长a而假想地(暂定地)设定的热产生率最大时刻。在此，初始值θ0被设定为比着火时刻FA大“小的正的预定曲轴角Δθ”(靠延迟侧的)曲轴角(FA<θ0＝FA+Δθ)。
步骤1515：CPU算出假想热产生率最大时刻θzdQpeak的燃烧室容积V@θzdQpeak。如前所述，若曲轴角确定，则可唯一地计算出燃烧室容积V，所以也可直接计算出燃烧室容积V@θzdQpeak。步骤1520：CPU通过将燃烧室容积V@θzdQpeak和内燃机转速NE代入与上述(3)式相同的式子来算出假想前半燃烧期间长az[CA]。
步骤1525：CPU通过从假想热产生率最大时刻θzdQpeak减去假想前半燃烧期间长az来算出假想着火时刻FAx(参照图7)。步骤1530：CPU判定假想着火时刻Fax是否与着火时刻FA一致。具体而言，CPU判定假想着火时刻Fax是否比“从着火时刻FA减去微小的正的预定曲轴角dfa而得到的曲轴角”大且比“向着火时刻FA加上所述曲轴角dfa而得到曲轴角”小。
在假想着火时刻Fax与着火时刻FA一致的情况下，可认为为了算出假想前半燃烧期间长az而假想地设定的假想热产生率最大时刻θzdQpeak与实际的(真的)热产生率最大时刻θdQpeak相等。于是，在假想着火时刻Fax与着火时刻FA一致的情况下，CPU在步骤1530中判定为“是”，依次进行以下所述的步骤1535和步骤1540的处理，并进入步骤1595而结束本例程。
步骤1535：CPU采用假想热产生率最大时刻θzdQpeak作为热产生率最大时刻θdQpeak。即，CPU将该时刻的假想热产生率最大时刻θzdQpeak确定为推定出的(真的)热产生率最大时刻θdQpeak。步骤1540：CPU采用假想前半燃烧期间长az作为前半燃烧期间长a。即，CPU将该时刻的假想前半燃烧期间长az确定为推定出的(真的)前半燃烧期间长a。
另一方面，在CPU进行步骤1530的处理的时刻，在假想着火时刻Fax与着火时刻FA不一致时，CPU在该步骤1530中判定为“否”而进入1545，使假想热产生率最大时刻θzdQpeak增大微小的正的预定值ddqp。即，将假想热产生率最大时刻θzdQpea向以预定值ddqp靠延迟侧的曲轴角变更。之后，CPU进入步骤1515。
在反复进行这样的处理而假想热产生率最大时刻θzdQpeak逐渐接近膨胀下止点的期间内，若假想着火时刻Fax与着火时刻FA一致，则采用该时刻的假想热产生率最大时刻θzdQpeak作为热产生率最大时刻θdQpeak，采用该时刻的假想前半燃烧期间长az作为前半燃烧期间长a。
(前半燃烧期间推定部的正确性)
接着，对通过基于上述(3)式能够高精度地推定半燃烧期间长a的方面进行说明。即，对(3)式是适于作为前半燃烧期间模型的模型的方面进行说明。
图16是将在除了点火时刻SA之外的内燃机运转状态参数中仅负荷率KL彼此不同的多个内燃机运转状态下分别取得的、以使热产生率最大时刻θdQpeak彼此一致的方式调整了点火时刻SA而得到的热产生率波形重叠示出的图表。图17是将在除了点火时刻SA之外的内燃机运转状态参数中仅EGR率Gegr彼此不同的多个内燃机运转状态下取得的、以使热产生率最大时刻θdQpeak彼此一致的方式调整了点火时刻SA而得到的热产生率波形重叠示出的图表。图18是将在除了点火时刻SA之外的内燃机运转状态参数中仅空燃比A/F彼此不同的多个内燃机运转状态下取得的、以使热产生率最大时刻θdQpeak彼此一致的方式调整了点火时刻SA而得到的热产生率波形重叠示出的图表。图19是将在除了点火时刻SA之外的内燃机运转状态参数中仅冷却水温THW彼此不同的多个内燃机运转状态(即，仅内燃机暖机状态彼此不同的运转状态)下取得的、以使热产生率最大时刻θdQpeak彼此一致的方式调整了点火时刻SA而得到的热产生率波形重叠示出的图表。
如从这些图16至图19所理解那样，即使负荷率KL、EGR率Gegr、空燃比A/F以及冷却水温THW的某个发生变化，前半燃烧期间长a也维持为一定。换言之，可理解为：前半燃烧期间长a不依赖于负荷率KL、EGR率Gegr、空燃比A/F以及冷却水温THW(即，内燃机暖机状态)，不受它们的影响。
与此相对，图20是将在内燃机运转状态参数中仅点火时刻SA彼此不同的多个内燃机运转状态下取得的热产生率波形重叠示出的图表。如从图20所理解那样，点火时刻SA越延迟，则前半燃烧期间长a越长。
可认为原因在于，点火时刻SA与从着火时刻FA到热产生率最大时刻θdQpeak的期间的缸内的气流的紊乱的强度(以下，也称作“前半燃烧期间中的气流紊乱的程度”)具有相关。即，点火时刻SA越向延迟侧移动，则着火时刻FA和热产生率最大时刻θdQpeak也越向延迟侧移动。其结果，前半燃烧期间中的气流紊乱的程度变弱，且热产生率最大时刻θdQpeak的燃烧室容积V@θdQpeak变大。因此，点火时刻SA越向延迟侧移动，则火焰传播速度越小，前半燃烧期间长a越长。
而且，图21是在将除了点火时刻SA之外的内燃机运转状态参数中仅内燃机转速NE彼此不同的多个内燃机运转状态下取得的、以使得热产生率最大时刻θdQpeak彼此一致的方式调整了点火时刻SA而得到的热产生率波形重叠示出的图表。如从图21所理解那样，内燃机转速NE越高，则前半燃烧期间长a[CA]越长。由此可推测为，存在内燃机转速NE越高则使前半燃烧期间长a[CA]越长的原因。
若对该原因进行研究，则可认为内燃机转速NE与前半燃烧期间中的气流紊乱的程度具有相关。通常，内燃机转速NE越高，则从进气系统流入汽缸内的空气的流速越高，所以在燃烧室内形成的气流的紊乱的程度越大。然而，前半燃烧期间长a[CA]因该气流的紊乱的程度而变短的程度(比例)与内燃机转速NE的增大程度(比例)之间不存在反比的关系。即，例如，即使内燃机转速NE成为了2倍，前半燃烧期间长a[CA]也不会成为(1/2)倍，而会比(1/2)倍的值长。因此，可推测为：内燃机转速NE越高，则前半燃烧期间长a[CA]越长，内燃机转速NE越低，则前半燃烧期间长a[CA]越短。
以上研究的结果，发明人采用作为与点火时刻SA具有相关的某物理量的“热产生率最大时刻θdQpeak的燃烧室容积V@θdQpeak”和“内燃机转速NE”作为给前半燃烧期间长a带来影响的参数(用于推定前半燃烧期间长a的主要的参数)，得到了上述(3)式。
在此，对上述(3)式中的各系数进行说明。(3)式中的“C3和α”基于实验等确定。(3)式中的β作为滚流比越大则越大的值而决定，但也可以基于实验等来确定。
图22和图23是示出针对彼此不同的内燃机验证使用(3)式算出的前半燃烧期间(预测前半燃烧期间)与实际测定的前半燃烧期间(实测前半燃烧期间)的关系而得到的结果的图表。从这些图22和图23明显可看出，通过(3)式算出的预测前半燃烧期间与实测前半燃烧期间高精度地一致。即，可理解为(3)式是适合推定前半燃烧期间长a的式子(前半燃烧期间模型)。
3.热产生率斜率推定部(热产生率斜率推定部的概要)
热产生率斜率b/a(＝G)，如图7所示，是前半燃烧期间长a中的热产生率dQ/dθ的斜率(前半燃烧期间内的热产生率的增加率的平均值)。热产生率斜率b/a的单位是[J/CA2]。
热产生率斜率推定部13使用下述的(4)式来推定热产生率斜率b/a。但是，在此推定的热产生率斜率b/a是满足以下全部条件的情况下的热产生率斜率b/a。关于基于(4)式能够高精度地推定热产生率斜率b/a的根据，将在后面进行叙述。
(条件G1)供燃烧的混合气的空燃比A/F为理论空燃比(例如，14.6)。
(条件G2)EGR率Gegr为“0”。即，没有执行外部EGR。
(条件G3)冷却水温THW为表示内燃机完全暖机结束的冷却水温阈值Tth(例如，80℃)以上。该条件G3是内燃机处于完全暖机后这一条件，因此，也可以取代冷却水温THW而将内燃机的润滑油的温度用于条件G3的判定。
(条件G4)进气门的开阀特性(进气门开阀时刻IVO、进气门闭阀时刻IVC、进气门作用角VCAM、进气门相位角INVT以及进气门升程量IVLift的最大值等)被设定在进气门的基准特性(进气门基准特性)。即，进气门开阀时刻IVO被设定在基准开阀时刻IVOr，进气门闭阀时刻IVC被设定在基准闭阀时刻IVCr，进气门作用角VCAM被设定在基准作用角VCAMr，进气门相位角INVT被设定在基准相位角INVTr，进气门升程量IVLift的最大值被设定在基准最大值。
(条件G5)排气门的开阀特性(排气门开阀时刻EVO、排气门闭阀时刻EVC、排气门相位角EXVT以及排气门升程量EVLift的最大值等)被设定在排气门的基准特性。即，排气门开阀时刻EVO、排气门闭阀时刻EVC、排气门相位角EXVT以及排气门升程量EVLift的最大值分别被设定在各自的基准值。
b/a＝C4×ρfuel@θdQpeak×NEγ…(4)
在(4)式中，C4和γ是通过实验等预先匹配出的常数，ρfuel@θdQpeak是假设不产生燃烧的情况下的热产生率最大时刻θdQpeak的缸内(燃烧室内)的燃料密度(＝缸内燃料量[mol]/热产生率最大时刻θdQpeak的燃烧室容积[L])。
(热产生率斜率推定部的工作)
CPU为了实现相当于热产生率斜率推定部13的功能，按照图24的流程图所示的例程来推定热产生率斜率b/a。此外，在图24所示的例程中，曲轴角由压缩上止点后(ATDC)的曲轴角[ATDCdeg]表示。
CPU从步骤2400起开始处理，依次进行以下所述的步骤2410至步骤2440的处理，进入步骤2495而结束本例程。
步骤2410：CPU输入(取得)之前推定出的“着火时刻FA、热产生率最大时刻θdQpeak”以及燃料喷射量Finj等各种参数。
步骤2420：CPU算出热产生率最大时刻θdQpeak的燃烧室容积V@θdQpeak。
步骤2430：CPU通过将燃料喷射量Finj除以燃烧室容积V@θdQpeak来算出“热产生率最大时刻θdQpeak的缸内燃料密度ρfuel@θdQpeak”。
步骤2440：CPU通过将缸内燃料密度ρfuel@θdQpeak代入与上述(4)式相同的式子来算出热产生率斜率b/a。
通过以上，可推定热产生率斜率b/a。
(热产生率斜率推定部的正确性)
接着，对基于上述(4)式能够高精度地推定热产生率斜率b/a的点进行说明。即，对(4)式是适于作为热产生率斜率模型的模型的方面进行说明。
图25的(A)至(D)分别是将在除了点火时刻SA之外的内燃机运转状态参数中仅负荷率KL彼此不同的多个内燃机运转状态下取得的、以使热产生率最大时刻θdQpeak彼此一致的方式调整了点火时刻SA而得到的热产生率波形重叠示出的图表。点火时刻SA从图25的(A)到(D)依次向延迟侧移动。而且，在图25的(A)至(D)中，负荷率KL按KL1、KL2、KL3依次变大。
而且，图26的(A)和(B)分别是示出在仅点火时刻SA彼此不同的多个内燃机运转状态下取得的热产生率波形的图表。
如从图25的(A)至(D)以及图26的(A)和(B)所理解那样，负荷率KL越大则热产生率斜率b/a越大，且点火时刻SA越靠提前侧则热产生率斜率b/a越大。
负荷率KL越大则热产生率斜率b/a越大的理由可推测为在于，负荷率KL越高，则燃料喷射量Finj也越大，因此，前半燃烧期间内的缸内燃料密度变高，其结果，混合气的燃烧速度(火焰传播速度)变大。
点火时刻SA越靠提前侧则热产生率斜率b/a越大的理由可推测为在于，与负荷率KL的情况同样，点火时刻SA越靠提前侧，则前半燃烧期间内的缸内燃料密度越高，其结果，混合气的燃烧速度(火焰传播速度)变大。即，可推测为在于，在活塞处于压缩上止点附近时，与曲轴角的变化相伴的燃烧室容积的变化小，但在膨胀行程中(特别是，当曲轴角比压缩上止点后10[deg]附近大时)，燃烧室容积急剧增大，因此，前半燃烧期间内的缸内燃料密度变低，其结果，混合气的燃烧速度(火焰传播速度)变小。
于是，发明人针对“各种负荷率KL和各种内燃机转速NE”，通过实验调查了作为前半燃烧期间内的缸内燃料密度的代表值的“热产生率最大时刻θdQpeak的缸内燃料密度ρfuel@θdQpeak”与热产生率斜率b/a的关系。将其结果示于图27的(A)至(D)。
如从图27的(A)至(D)所理解那样，若内燃机转速NE一定，则即使负荷率KL(因此，点火时刻SA)不同，缸内燃料密度ρfuel@θdQpeak与热产生率斜率b/a也大概处于比例关系。因此，可理解到，通过(4)式算出的热产生率斜率与实测热产生率斜率高精度地一致。即，可理解到，(4)式是适合推定热产生率斜率b/a的式子(热产生率斜率模型)。
4.热产生量推定部(热产生量推定部的概要)
总热产生量Qall，如图7所示，是前半燃烧期间内的热产生量Q1与后半燃烧期间内的热产生量Q2之和。即，总热产生量Qall是在一次燃烧中产生的总热量。这些热产生量的单位为[J]。此外，后半燃烧期间是从热产生率最大时刻θdQpeak到燃烧结束的燃烧结束时刻EA为止的期间。
热产生量推定部14使用下述的(5)式至(9)式，推定热产生率最大时刻θdQpeak的热产生率dQ/dθ@θdQpeak(＝b)、总热产生量Qall、前半燃烧期间内的热产生量Q1、后半燃烧期间内的热产生量Q2以及后半燃烧期间长c。此外，在(5)式中应用推定出的“前半燃烧期间长a和热产生率斜率b/a”。另外，(7)式中的K是燃烧效率。燃烧效率K通过以下方式求出：预先通过实验测定负荷率KL、内燃机转速NE以及冷却水温THW与燃烧效率K的关系，基于该测定出的数据制作确定它们的关系的查找表MapK(KL、NE、THW)，通过将实际的“负荷率KL、内燃机转速NE以及冷却水温THW应用于该表MapK(KL、NE、THW)而求出燃烧效率K。Finj如上所述是实际的燃料喷射量。(6)式和(9)式能够根据求出图7所示的三角形的面积的式子容易地导出。
b＝a×(b/a)…(5)
Q1＝(1/2)×a×b…(6)
Q a l l = F i n j &times; K K = M a p K ( K L , N E , T H W ) ... ( 7 )
Q2＝Qall-Q1…(8)
c＝2×Q2/b…(9)
(热产生量推定部的工作)
CPU为了实现相当于热产生量推定部14的功能，按照图28的流程图所示的例程来推定总热产生量Qall和后半燃烧期间等。即，CPU从步骤2800起开始处理，依次进行以下所述的步骤2810至步骤2870的处理，进入步骤2895而结束本例程。
步骤2810：CPU输入(取得)之前推定出的“热产生率斜率b/a和前半燃烧期间长a”以及“冷却水温THW、负荷率KL、燃料喷射量Finj和内燃机转速NE”等各种参数。
步骤2820：CPU通过上述(5)式算出热产生率最大时刻θdQpeak的热产生率b。
步骤2830：CPU通过上述(6)式算出前半燃烧期间内的热产生量Q1。
步骤2840：CPU通过将实际的“负荷率KL、内燃机转速NE以及冷却水温THW”应用于查找表MapK(KL、NE、THW)来求出燃烧效率K。
步骤2850：CPU通过上述(7)式算出总热产生量Qall。
步骤2860：CPU通过上述(8)式算出后半燃烧期间内的热产生量Q2。
步骤2870：CPU通过上述(9)式算出后半燃烧期间长c。
由上可知，本实施装置10能够使用本实施方法推定热产生率波形QW。
(进气门的开阀特性发生了变化的情况下的前半燃烧期间的推定)
作为上述(3)式的前提条件之一的条件a1是在进气门的开阀特性被设定在进气门的基准特性时成立的条件。换言之，在条件a1不成立的情况下(即，在进气门开阀特性与进气门基准特性不同的情况下)，必须重新决定上述(3)式中的值“C3、α以及β”。其结果，为了推定相对于各种进气门的开阀特性的前半燃烧期间长a，需要庞大的时间和劳力。
与此相对，如参照图1和图2所说明，本申请的发明人得到了以下的见解1。
(见解1)
假设内燃机转速NE为任意速度NE0且进气门作用角VCAM为任意作用角VCAM0且进气门相位角INVT为基准相位角INVTr的情况下的“热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长aref的关系(即，基准关系)”由aref＝f(θdQpeak)的函数表示。此时，若假设内燃机转速NE为任意速度NE0且进气门作用角VCAM为任意作用角VCAM0且进气门相位角INVT为预定相位角INVTs且热产生率最大时刻θdQpeak为任意值θ1时的前半燃烧期间长as(θ1)为ad1，则内燃机转速NE为任意速度NE0且进气门作用角VCAM为任意作用角VCAM0且进气门相位角INVT为预定相位角INVTs且热产生率最大时刻θdQpeak为任意值θ2时的前半燃烧期间长as(θ2)能够通过以下的(1B)式求出。
as(θ2)＝f(θ2)+Δa1＝f(θ2)+(ad1-ar1)＝f(θ2)-(ar1-ad1)＝f(θ2)+{ad1-f(θ1)}…(1B)
以下，对上述见解1的正确性进行说明。图29是在内燃机转速NE为一定速度(＝1200[rpm])的情况下将进气门作用角VCAM固定为一定的作用角(＝260[CA])并使进气门相位角INVT变为各种值的实验中描绘了“实测出的热产生率最大时刻θdQpeak与实测出的前半燃烧期间长a”的关系的图表。
如从图29所示的图表所理解那样，规定热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长a的关系的曲线(虚线)与进气门相位角INVT具有强的相关，且当进气门相位角INVT变化时，前半燃烧期间长a在增减的方向(纸面上下方向，即，Y轴方向)上平行移动。
图30所示的图表分别是在内燃机转速NE为1200[rpm]的情况下将进气门作用角VCAM固定为各种值并使进气门相位角INVT变为各种值从而使进气门闭阀时刻IVC变为各种值的实验中描绘了“实测出的热产生率最大时刻θdQpeak与实测出的前半燃烧期间长a”的关系的图表。
此外，将图30所示的各图表中的注释说明示于表1。
[表1]
图30所示的图表表示：在内燃机转速NE为1200[rpm]的情况下将进气门作用角VCAM固定为各种值时，若进气门相位角INVT变化，则前半燃烧期间长a在增减的方向上平行移动。
同样，图31所示的图表分别是在内燃机转速NE为2400[rpm]的情况下将进气门作用角VCAM固定为各种值并且使进气门相位角INVT变为各种值从而使进气门闭阀时刻IVC变为各种值的实验中描绘了“实测出的热产生率最大时刻θdQpeak与实测出的前半燃烧期间长a”的关系的图表。此外，图31所示的各图表中的注释说明也与表1所示的注释说明相同。
图31所示的图表表示：在内燃机转速NE为2400[rpm]的情况下将进气门作用角VCAM固定为各种值时，若进气门相位角INVT变化，则前半燃烧期间长a在增减的方向上平行移动。而且，如从图30所示的图表和图31所示的图表所理解那样，即使内燃机转速NE不同，只要内燃机转速NE维持为一定且进气门作用角VCAM维持为一定，当进气门相位角INVT变化时，前半燃烧期间长a就会在增减的方向上平行移动。
如上所述，根据图30和图31所示的图表，也能确认上述见解1的正确性。
而且，如参照图3和图4所说明，本申请的发明人也得到了以下的见解2。
(见解2)
假设内燃机转速NE为任意速度NE0且进气门闭阀时刻IVC为任意闭阀时刻IVC0且进气门作用角VCAM为基准作用角VCAMr的情况下的“热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长aref的关系(即，基准关系)”由aref＝g(θdQpeak)的函数表示。此时，若假设内燃机转速NE为任意速度NE0且进气门闭阀时刻IVC为任意闭阀时刻IVC0且进气门作用角VCAM为预定作用角VCAMs且热产生率最大时刻θdQpeak为任意值(任意的基准值)θ3时的前半燃烧期间长as(θ3)为ad3，则内燃机转速NE为任意速度NE0且进气门闭阀时刻IVC为任意闭阀时刻IVC0且进气门作用角VCAM为预定作用角VCAMs且热产生率最大时刻θdQpeak为任意值θ4时的前半燃烧期间长as(θ4)能够通过以下的(2B)式求出。
as(θ4)＝g(θ4)+Δa3＝g(θ4)+(ad3-ar3)＝g(θ4)-(ar3-ad3)＝g(θ4)+{ad3-g(θ3)}…(2B)
以下，对上述见解2的正确性进行说明。图32是在内燃机转速NE为一定速度(＝2400[rpm])的情况下将进气门闭阀时刻IVC固定为预定时刻(＝30[ABDCdeg])并且使进气门作用角VCAM变为各种值的实验中描绘了“实测出的热产生率最大时刻θdQpeak与实测出的前半燃烧期间长a”的关系的图表。
如从图32所示的图表所理解那样，规定热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长a的关系的曲线(虚线)与进气门作用角VCAM具有强的相关，且当进气门作用角VCAM变化时，前半燃烧期间长a在增减的方向(纸面上下方向，即，Y轴方向)上平行移动。
图33所示的图表分别是在内燃机转速NE为1200[rpm]的情况下将进气门闭阀时刻IVC固定为各种值并且使进气门作用角VCAM变为各种值的实验中描绘了“实测出的热产生率最大时刻θdQpeak与实测出的前半燃烧期间长a”的关系的图表。
此外，将图33所示的各图表中的注释说明示于表2。
[表2]
图33所示的图表表示：在内燃机转速NE为1200[rpm]的情况下将进气门闭阀时刻IVC固定为各种值时，若进气门作用角VCAM变化，则前半燃烧期间长a在增减的方向上平行移动。
同样，图34所示的图表分别是在内燃机转速NE为2400[rpm]的情况下将进气门闭阀时刻IVC固定为各种值并且使进气门作用角VCAM变为各种值的实验中描绘了“实测出的热产生率最大时刻θdQpeak与实测出的前半燃烧期间长a”的关系的图表。此外，图34所示的各图表中的注释说明也与表2所示的注释说明相同。
图34所示的图表表示：在内燃机转速NE为2400[rpm]的情况下将进气门闭阀时刻IVC固定为各种值时，若进气门作用角VCAM变化，则前半燃烧期间长a在增减的方向上平行移动。而且，如从图33所示的图表和图34所示的图表所理解那样，即使内燃机转速NE不同，只要内燃机转速NE维持为一定且进气门闭阀时刻IVC维持为一定，当进气门作用角VCAM变化时，前半燃烧期间长a就会在增减的方向上平行移动。
由上可知，根据图33和图34所示的图表，也能确认上述见解2的正确性。因此，也确认了能够从见解1和见解2如上述那样导出的见解3的正确性。
如以上所说明，本实施装置10使用本实施方法，能够高精度地推定包括前半燃烧期间长a的推定热产生率波形所需的参数(着火延迟期间长τ、着火时刻FA、前半燃烧期间长a、热产生率最大时刻θdQpeak、热产生率斜率b/a以及热产生量Q1、Q2、Qall、后半燃烧期间长c等)。因此，能够提供对于内燃机的开发和设计等极为有用的信息。
特别是，在本实施方法中，基于上述见解1和见解2，即使在进气门的开阀特性成为了与“某基准特性”不同的特性(特定特性)的情况下，也能容易地推定前半燃烧期间长a。换言之，无需按每个进气门的开阀特性独立地制作前半燃烧期间长a的预测式(上述(3)式)。
即，通过实测或者基于上述(3)式或Wiebe函数等推定而取得进气门开阀特性为基准特性的情况下的“前半燃烧期间长a与热产生率最大时刻θdQpeak的关系(基准关系)”，并且，仅取得一点进气门开阀特性为特定特性的情况下的“某热产生率最大时刻θdQpeak下的前半燃烧期间长a”(或者，针对2～3个彼此不同的热产生率最大时刻θdQpeak取得前半燃烧期间长a，并求出其平均)，由此能够使用上述(1B)式和上述(2B)式简单地推定不同的特定特性下的相对于所有的热产生率最大时刻的前半燃烧期间长a。
而且，具体而言，在本实施方法中，上述(3)式可作为“上述函数f(θdQpeak)或函数g(θdQpeak)”而采用。
在此，如上所述，上述(3)式与负荷率KL、EGR率Gegr、空燃比A/F以及冷却水温THW(内燃机暖机状态)无关地成立，所以无需按这些运转状态参数的每个参数反复进行实验来独立地决定(3)式((3)式所使用的C3、α以及β)。因此，能够削减针对这些运转状态参数的组合求出前半燃烧期间长a所需的时间和劳力。此外，在其他模型式中也是同样的，C3、α以及β等在各模型式中使用的值能够基于代表性的数据点来决定。
而且，若制作上述(3)式，则仅通过实测在进气门开阀特性处于与基准特性不同的特定特性的情况下热产生率最大时刻θdQpeak为任意的基准值(上述θ1或上述θ3)时的前半燃烧期间长a，就能推定进气门开阀特性处于特定特性的情况下的“相对于任意的热产生率最大时刻θdQpeak的前半燃烧期间长a”。其结果，能够大幅削减求出前半燃烧期间长a所需的时间和劳力。
(应用例1)
而且，例如，上述(3)式和本实施方法的见解1(上述(1A)式或(1B)式)在图35的流程图所示的例程中也使用。该例程在进气门相位角INVT为特定相位角INVTx且进气门作用角VCAM为基准作用角VCAMr的情况下(即，在进气门的开阀特性是相对于基准特性仅进气门相位角INVT不同的特定特性的情况下)，取代图15所示的例程而使用。以下，对该例程进行简单说明。此外，对图35所示的步骤中的图15所示的步骤标注同一标号，省略关于这些步骤的说明。而且，CPU在步骤1505中输入特定相位角INVTx。
CPU在步骤1515中算出假想热产生率最大时刻θzdQpeak的燃烧室容积V@θzdQpeak后，依次进行以下所述的步骤3510至步骤3540的处理，进入步骤1525。
步骤3510：CPU通过将燃烧室容积V@θzdQpeak和内燃机转速NE代入与上述(3)式相同的式子，来算出假想基准前半燃烧期间长aza[CA]。假想基准前半燃烧期间长aza是通过针对进气门开阀特性被设定在基准特性的情况制作出的上述(3)式而求出的前半燃烧期间长的基准值。
步骤3520：CPU基于基准作用角VCAMr与内燃机转速NE的组合选择查找表MapΔa1(INVT)。表MapΔa1(INVT)按每个“基准作用角VCAMr与内燃机转速NE的组合”而存储于存储器。
表MapΔa1(INVT)基于上述见解1而预先制作。即，表MapΔa1(INVT)是针对在内燃机转速NE下进气门作用角VCAM被维持为基准作用角VCAMr的状态下进气门相位角INVT从基准相位角INVTr变更为预定相位角INVTx的情况，预先通过实测和计算等求出热产生率最大时刻θdQpeak为任意的基准值θ1时的前半燃烧期间长a的增大量(与上述(1A)式中的(ad1-ar1)相当的值，包括负的值)Δa1，并将该增大量Δa1与预定相位角INVTx的关系和“基准作用角VCAMr与内燃机转速NE的组合”相关联地存储的表。
步骤3530：CPU通过将进气门相位角INVTx应用于选择出的表MapΔa1(INVT)(即，通过使用进气门相位角INVTx作为变量(自变量)INVT)来取得修正量Δa1。
步骤3540：CPU通过向假想基准前半燃烧期间长aza加上所取得的修正量Δa1来推定假想前半燃烧期间长az。
这样，根据基于见解1的本实施方法，即使在进气门相位角INVT发生了变化的情况下，也能够简单地推定假想前半燃烧期间长az。而且，与在进气门相位角INVT变为了各种值的情况下独立地制作上述(3)式的情况相比，表MapΔa1(INVT)能够以极少的时间和劳力来制作。
(应用例2)
而且，例如，上述(3)式和本实施方法的见解2(上述(2A)式或(2B)式)在图36的流程图所示的例程中也使用。该例程在进气门作用角VCAM为特定作用角VCAMx且进气门闭阀时刻IVC为基准闭阀时刻IVCr的情况下(即，在进气门的开阀特性是相对于基准特性仅进气门作用角VCAM不同的特定特性的情况下)，代替图15所示的例程而使用。以下，对该例程进行简答说明。此外，对图36所示的步骤中的图15所示的步骤附上同一标号，省略关于这些步骤的说明。而且，CPU在步骤1505中输入特定作用角VCAMx。
CPU在步骤1515中算出假想热产生率最大时刻θzdQpeak的燃烧室容积V@θzdQpeak后，依次进行以下所述的步骤3610至步骤3640的处理，进入步骤1525。
步骤3610：CPU通过将燃烧室容积V@θzdQpeak和内燃机转速NE代入与上述(3)式相同的式子来算出假想基准前半燃烧期间长aza[CA]。假想基准前半燃烧期间长aza是通过“针对进气门开阀特性被设定在基准特性的情况(进气门相位角INVT被设定在基准相位角INVTr且进气门作用角VCAM被设定在基准作用角VCAMr的情况)制作的上述(3)式”而求出的前半燃烧期间长的基准值。
步骤3620：CPU基于基准闭阀时刻IVCr与内燃机转速NE的组合选择查找表MapΔa3(VCAM)。表MapΔa3(VCAM)按每个“基准闭阀时刻IVCr与内燃机转速NE的组合”存储于存储器。
表MapΔa3(VCAM)基于上述见解2预先制作。即，表MapΔa3(VCAM)是针对在内燃机转速NE下进气门闭阀时刻IVC维持为基准闭阀时刻IVCr的状态下进气门作用角VCAM从基准作用角VCAMr变更为预定作用角VCAMx的情况，预先通过实测和计算等求出热产生率最大时刻θdQpeak为任意的基准值θ3时的前半燃烧期间长a的增大量(与上述(2A)式中的(ad3-ar3)相当的值，包括负的值)Δa3，并将该增大量Δa3与预定作用角VCAMx的关系和“基准闭阀时刻IVCr与内燃机转速NE的组合”相关联地存储的表。
步骤3630：CPU通过将作用角VCAMx应用于选择出的表MapΔa3(VCAM)(即，使用作用角VCAMx作为变量(自变量)VCAM)来取得修正量Δa3。
步骤3640：CPU通过向假想基准前半燃烧期间长aza加上所取得的修正量Δa3来推定假想前半燃烧期间长az。
这样，根据基于见解2的本实施方法，即使在进气门作用角VCAM发生了变化的情况下，也能够简单地推定假想前半燃烧期间长az。而且，与在进气门作用角VCAM变为了各种值的情况下独立地制作上述(3)式的情况相比，表MapΔa3(VCAM)能够以极少的时间和劳力来制作。
如以上所说明，在本实施装置10和本实施方法中，根据进气门的开阀特性高精度地以少的劳力推定作为表示燃烧状态的重要参数之一的前半燃烧期间长a。因此，能够减少内燃机的开发工时。而且，即使假设表示燃烧状态的其他参数(着火延迟期间长τ和热产生率斜率b/a等)受到进气门开阀特性的影响而与真值不同，至少前半燃烧期间长a也是高精度地反映了进气门开阀特性的值，因此，热产生率波形的精度作为整体也能够提高。
此外，本发明不限于上述实施方式，能够在本发明的范围内采用各种变形例。例如，上述见解1和见解2也可以组合使用。也就是说，求出进气门相位角INVT为基准相位角INVTr且进气门作用角VCAM为基准作用角VCAMr的情况下的“热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长a的关系”作为基准函数f1，首先，基于上述见解1求出表示仅进气门相位角INVT变为了相位角INVTx的情况下的“热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长a的关系”的函数f2。然后，以该函数f2为新的基准函数(即，将相位角INVTx认为是基准相位角)，基于上述见解2求出表示仅进气门作用角VCAM变为了作用角VCAMx的情况下的“热产生率最大时刻θdQpeak与前半燃烧期间长a的关系”的函数f3。
或者，也可以将在上述步骤3540或上述3640中与假想基准前半燃烧期间长aza相加的修正量Δa作为表MapΔa(NE、INVT、VCAM)而求出，向该表MapΔa(NE、INVT、VCAM)应用实际的内燃机转速NE、进气门相位角INVTx以及进气门作用角VCAMx来取得修正量Δa，通过向假想基准前半燃烧期间长aza加上该修正量Δa(Δa1或Δa3)来推定进气门相位角INVT和进气门作用角VCAM从基准特性中的值(即，基准相位角INVTr和基准作用角VCAMr的各个)发生了变化时的前半燃烧期间长a(假想前半燃烧期间长az)。
该表MapΔa(NE、INVT、VCAM)基于上述见解1和2预先制作。即，表MapΔa(NE、INVT、VCAM)是预先通过实测和计算等求出从在内燃机转速NE下进气门相位角INVT被设定在基准相位角INVTr且进气门作用角VCAM被设定在基准作用角VCAMr的情况变更为在内燃机转速NE下进气门相位角INVT被变更为任意相位角INVTx且进气门作用角VCAM被变更为任意作用角VCAMx的情况时的“热产生率最大时刻θdQpeak为任意的基准值θ1时的前半燃烧期间长a的增大量(修正量，差分值)Δa”，并将该增大量Δa与内燃机转速NE、任意相位角INVTx以及任意作用角VCAMx相关联地存储的表。
因此，求出该修正量(差分值)Δa的步骤(与步骤3530或步骤3630对应的步骤)相当于执行如下步骤：基于基准关系(基准函数f1)取得在内燃机转速为预定的基准转速且内燃机的进气门的开阀特性被设定在预定的基准开阀特性的基准状态下热产生率最大时刻为预定的第1时刻(任意的基准值θ1)时的前半燃烧期间长，作为第1基准期间长的步骤(第1步骤)；通过实测来取得在内燃机转速为所述基准转速且所述进气门的开阀特性被设定为“与所述基准开阀特性不同的特定开阀特性”的特定状态下所述热产生率最大时刻为所述第1时刻时的所述前半燃烧期间长，作为第1特定期间长的步骤(第2步骤)；以及通过从所述第1特定期间长减去所述第1基准期间长来取得第1差分值(例如，Δa1＝ad1-ar1，或者，Δa3＝ad3-ar3)，或者通过从所述第1基准期间长减去所述第1特定期间长来取得第2差分值(例如，-Δa1＝ar1-ad1，或者，-Δa3＝ar3-ad3)的步骤(第3步骤)。此外，在第1步骤中，也可以通过实测求出第1基准期间长。
另外，可以说求出假想基准前半燃烧期间长aza的步骤(与步骤3510或步骤3610对应的步骤)相当于基于所述基准关系取得在所述基准状态下热产生率最大时刻为与所述第1时刻不同的第2时刻(假想热产生率最大时刻θzdQpeak)时的前半燃烧期间长，作为第2基准期间长的步骤(第4步骤)，向假想基准前半燃烧期间长aza加上修正量Δa(Δa1或Δa3)的步骤(与步骤3540或步骤3640对应的步骤)相当于通过向所述第2基准期间长(假想基准前半燃烧期间长aza)加上所述第1差分值(Δa1、Δa3)来推定在所述特定状态下所述热产生率最大时刻为所述第2时刻时的前半燃烧期间长(假想前半燃烧期间长az)的步骤(第5步骤)或者通过从所述第2基准期间长(假想基准前半燃烧期间长aza)减去所述第2差分值(-Δa1、-Δa3)来推定该前半燃烧期间长(假想前半燃烧期间长az)的步骤。
而且，在各模型式的所述前提条件不成立的情况下，也可以另外求出对于不成立的条件的修正系数，通过该修正系数对“着火延迟期间的长度τ、前半燃烧期间长a以及热产生率斜率b/a”分别进行修正。

Claims (4)

1.一种燃烧状态推定方法，
通过推定或实测来取得基准状态下的前半燃烧期间长与热产生率最大时刻的关系而作为基准关系，
基于所述基准关系来推定特定状态下的所述热产生率最大时刻与所述前半燃烧期间长的关系，
所述基准状态是火花点火式内燃机的转速为规定的基准转速且所述内燃机的进气门的开阀特性被设定为规定的基准开阀特性的状态，
所述特定状态是所述内燃机的转速为所述基准转速且所述进气门的开阀特性被设定为与所述基准开阀特性不同的特定开阀特性的状态，
所述热产生率最大时刻是与所述内燃机的燃烧室内的燃料的燃烧相伴的热的产生率成为最大的时刻，
所述前半燃烧期间长表示从所述燃料的着火时刻到所述热产生率最大时刻为止的期间即前半燃烧期间的长度，
在所述燃烧状态推定方法中，
基于所述基准关系或者通过实测来取得在所述基准状态下所述热产生率最大时刻为规定的第1时刻时的所述前半燃烧期间长，而作为第1基准期间长，
通过实测来取得在所述特定状态下所述热产生率最大时刻为所述第1时刻时的所述前半燃烧期间长，而作为第1特定期间长，
通过从所述第1特定期间长减去所述第1基准期间长来取得第1差分值，或者通过从所述第1基准期间长减去所述第1特定期间长来取得第2差分值，
基于所述基准关系来取得在所述基准状态下所述热产生率最大时刻为与所述第1时刻不同的第2时刻时的所述前半燃烧期间长，而作为第2基准期间长，
通过在所述第2基准期间长加上所述第1差分值或者从所述第2基准期间长减去所述第2差分值，来推定在所述特定状态下所述热产生率最大时刻为所述第2时刻时的所述前半燃烧期间长。
2.根据权利要求1所述的燃烧状态推定方法，其中，
所述特定开阀特性中，所述进气门的闭阀时刻(IVC)和通过曲轴角范围来表示所述进气门打开的期间的进气门作用角(VCAM)中的至少一方与所述基准开阀特性不同。
3.根据权利要求2所述的燃烧状态推定方法，其中，
所述基准开阀特性是如下的特性：所述进气门作用角(VCAM)为规定的基准作用角且进气门相位角(INVT)为规定的基准相位角，其中，所述进气门相位角(INVT)是表示所述进气门的开阀时刻和所述进气门的闭阀时刻的中心的曲轴角与规定的基准曲轴角之间的曲轴角差，
所述特定开阀特性是如下的特性：所述进气门作用角(VCAM)为所述基准作用角且所述进气门相位角(INVT)为与所述基准相位角不同的特定相位角，从而所述进气门的闭阀时刻(IVC)与所述基准开阀特性中的所述进气门的闭阀时刻(IVC)不同。
4.根据权利要求2所述的燃烧状态推定方法，其中，
所述基准开阀特性是如下的特性：所述进气门的闭阀时刻(IVC)为规定的基准闭阀时刻且所述进气门作用角(VCAM)为规定的基准作用角，
所述特定开阀特性是如下的特性；所述进气门的闭阀时刻(IVC)为所述基准闭阀时刻且所述进气门作用角(VCAM)为与所述基准作用角不同的特定作用角。
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Families Citing this family (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO2015162971A1 (ja) * 2014-04-22 2015-10-29 トヨタ自動車株式会社 内燃機関の熱発生率波形算出装置および熱発生率波形算出方法
CN110990959B (zh) * 2019-12-31 2023-10-27 义乌吉利动力总成有限公司 一种确定燃烧室腔体高度的方法及系统
JP7316247B2 (ja) * 2020-03-31 2023-07-27 日立Astemo株式会社 内燃機関制御装置

Citations (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2004332659A (ja) * 2003-05-09 2004-11-25 Nissan Motor Co Ltd 内燃機関の点火時期制御装置
US20090187325A1 (en) * 2008-01-22 2009-07-23 Axel Loeffler Method for controlling a compression-ignition internal combustion engine and control device for controlling a compression-ignition internal combustion engine
US20130067894A1 (en) * 2011-09-19 2013-03-21 Honeywell Spol, S.R.O. Coordinated engine and emissions control system
CN103732887A (zh) * 2011-08-03 2014-04-16 丰田自动车株式会社 用于内燃机的控制设备以及控制方法
CN104343571A (zh) * 2013-08-02 2015-02-11 通用汽车环球科技运作有限责任公司 用于模型预测控制器的标定系统和方法

Family Cites Families (10)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
BR9904839A (pt) * 1998-02-23 2000-07-18 Cummins Engine Co Inc Motor a explosão por compressão de carga pré-misturada com comtrole de combustão ótimo
JP3873580B2 (ja) * 2000-06-15 2007-01-24 日産自動車株式会社 圧縮自己着火式内燃機関
CN100414085C (zh) * 2002-09-09 2008-08-27 丰田自动车株式会社 内燃机的控制装置
JP3975936B2 (ja) * 2003-02-17 2007-09-12 日産自動車株式会社 ノッキング指標値算出装置
JP4022885B2 (ja) * 2003-07-17 2007-12-19 トヨタ自動車株式会社 内燃機関の制御装置および内燃機関の吸入空気量算出方法
JP4577211B2 (ja) * 2005-12-27 2010-11-10 トヨタ自動車株式会社 Ｗｉｅｂｅ関数パラメータの決定方法および決定装置
JP6256599B2 (ja) 2014-04-22 2018-01-17 トヨタ自動車株式会社 内燃機関の熱発生率波形算出装置および熱発生率波形算出方法
WO2015162971A1 (ja) 2014-04-22 2015-10-29 トヨタ自動車株式会社 内燃機関の熱発生率波形算出装置および熱発生率波形算出方法
JP6183546B2 (ja) 2014-04-22 2017-08-23 トヨタ自動車株式会社 内燃機関の熱発生率波形算出装置および熱発生率波形算出方法
JP6011582B2 (ja) * 2014-06-23 2016-10-19 トヨタ自動車株式会社 内燃機関の制御装置

Patent Citations (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2004332659A (ja) * 2003-05-09 2004-11-25 Nissan Motor Co Ltd 内燃機関の点火時期制御装置
US20090187325A1 (en) * 2008-01-22 2009-07-23 Axel Loeffler Method for controlling a compression-ignition internal combustion engine and control device for controlling a compression-ignition internal combustion engine
CN103732887A (zh) * 2011-08-03 2014-04-16 丰田自动车株式会社 用于内燃机的控制设备以及控制方法
US20130067894A1 (en) * 2011-09-19 2013-03-21 Honeywell Spol, S.R.O. Coordinated engine and emissions control system
CN104343571A (zh) * 2013-08-02 2015-02-11 通用汽车环球科技运作有限责任公司 用于模型预测控制器的标定系统和方法

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