CN116472399A

CN116472399A - 内燃机控制装置

Info

Publication number: CN116472399A
Application number: CN202180077865.6A
Authority: CN
Inventors: 米谷直树; 大畠英一郎; 岛田敦史; 光藤健太; 助川义宽; 熊野贤吾
Original assignee: Hitachi Astemo Ltd
Current assignee: Hitachi Astemo Ltd
Priority date: 2021-01-12
Filing date: 2021-09-24
Publication date: 2023-07-21
Also published as: JP2022107915A; JP7393368B2; WO2022153611A1

Abstract

本发明提供一种内燃机控制装置，其包括点火时刻推算部、曲柄角信息获取部、旋转变动获取部和喷焰强度推算部。点火时刻推算部基于爆震传感器检测出的爆震传感器信号来推算点火时刻。旋转变动获取部基于曲柄角信息来计算点火时刻之后产生的转速变化量。喷焰强度推算部基于旋转变动获取部计算出的转速变化量和点火时刻推算部推算出的点火时刻，来计算点火时刻之后发生的转速变化率并推算喷焰强度。

Description

内燃机控制装置

技术领域

本发明涉及内燃机控制装置。

背景技术

以往，已知在燃烧室内形成燃料与空气的混合气体、通过点火或自燃而使其燃烧的汽油发动机。作为使这种发动机的热效率提高的技术，有在作为数cc的微小空间的副燃烧室中对混合气体点火、使喷焰向主燃烧室喷射的副室式喷焰点火(此后称为副室燃烧)系统。

一般的汽油发动机中，火花塞以其前端露出于燃烧室的方式固定在主燃烧室上部。然后，燃烧开始时，由火花塞产生放电引起的火花，对主燃烧室内的混合气体进行直接点火。

另一方面，副室燃烧中，在燃烧室上部设置副室，火花塞以露出于副室内的方式固定。在该副室中，设置了与主燃烧室连通的副室喷射孔。燃烧开始时，首先在副室内部进行对混合气体的点火。然后，副室内的燃烧发生后，含有高温且未燃烧的混合气体的喷焰从副室喷射孔向主燃烧室侧喷出，通过该喷焰使主燃烧室侧的混合气体点燃。在主燃烧室中多点同时发生点燃，与不使用副室的情况相比燃烧急速进展，因此燃烧的稳定性提高。

通过副室燃烧，能够在更高的稀释状态下实施使与理论空燃比相比燃料更稀薄的混合气体燃烧的稀薄燃烧，因混合气体的绝热指数增加引起的理论热效率的提高、泵气损失的降低，热效率提高。另外，能够在爆震等异常燃烧发生之前，使燃烧气体到达该异常燃烧发生区域，结果也能够获得爆震抑制效果。由此在高负载区间中也能够实现最优的点火时机，与不使用副室的情况相比排气损失减少，热效率进一步提高。

另外，作为对具有副燃烧室的内燃机进行控制的技术，例如有专利文献1中记载的技术。专利文献1中，记载了具有检测副燃烧室的压力的压力传感器、以及与内燃机的运转状态和检测出的副燃烧室中的压力相应地控制火花塞的点火的点火控制部的技术。

现有技术文献

专利文献

专利文献1：日本特开2018-178966号公报

发明内容

发明要解决的课题

但是，专利文献1中记载的技术中，具有需要检测副室的压力的压力传感器、系统成本增大的问题。

另外，从副室喷出的喷焰的强度越高，越能够对混合气体稳定地点燃，但喷焰强度过高时，副室壁面和主燃烧室壁面的热损失增加，结果，存在燃料消耗量增大、因副室燃烧而实现的燃耗降低效果减少的风险。然后，喷焰强度进一步增加时，也存在喷出喷焰引起的主燃烧室的压力变动引发爆震的风险。从而，为了保持燃烧稳定性与热损失的平衡地将喷焰强度调整为适当的范围，要求准确推算喷焰强度。

本发明的目的在于考虑上述问题点，提供一种无需使用检测副室的压力的压力传感器就能够推算喷焰强度的内燃机控制装置。

用于解决课题的技术方案

为了解决上述课题、达成目的，内燃机控制装置对包括面对活塞的主燃烧室、副燃烧室、火花塞、曲轴、曲柄角传感器、气缸和爆震传感器的内燃机进行控制。另外，副燃烧室与主燃烧室连通。火花塞安装在副燃烧室的内部。曲轴与活塞连结。曲柄角传感器检测曲轴的旋转角度。气缸形成主燃烧室。爆震传感器检测气缸的振动。

内燃机控制装置包括点火时刻推算部、曲柄角信息获取部、旋转变动获取部和喷焰强度推算部。

点火时刻推算部基于爆震传感器检测出的爆震传感器信号，来推算从副燃烧室喷射的喷焰对主燃烧室的混合气体的点火时刻。曲柄角信息获取部获取曲柄角传感器检测出的曲柄角信息。旋转变动获取部基于曲柄角信息来计算点火时刻之后发生的转速变化量。喷焰强度推算部基于旋转变动获取部计算出的转速变化量和点火时刻推算部推算出的点火时刻，来计算点火时刻之后发生的转速变化率并推算喷焰强度。

发明效果

根据上述结构的内燃机控制装置，无需使用检测副室的压力的压力传感器就能够准确地推算喷焰强度。

附图说明

图1是表示第一实施方式例的搭载了内燃机控制装置的内燃机的系统结构的概略结构图。

图2是表示第一实施方式例的搭载了内燃机控制装置的内燃机的气缸周边的结构的概略结构图。

图3是表示第一实施方式例的内燃机控制装置的结构的框图。

图4是表示第一实施方式例的内燃机控制装置中的喷焰强度的推算处理的结构的框图。

图5A至图5C是说明由喷焰强度的差异决定的燃烧消耗量和热损失量的图，其中，图5A是表示喷焰强度的差异引起的副室的压力与主燃烧室的压力的差的图。图5B是表示喷焰强度的差异与燃烧消耗率的关系的图，图5C是表示喷焰强度的差异与热损失量的关系的图。

图6表示1个燃烧循环的副室和主燃烧室的压力、压差、转速和振动(加速度)的变化。图6的(a)表示副室的压力，图6的(b)表示主燃烧室的压力，图6的(c)表示压差，图6的(d)表示转速，图6的(e)表示振动(加速度)。

图7是表示现有的转速变化率的推算方法和第一实施方式例的内燃机控制装置中的转速变化率的推算方法的示意图。

图8表示第一实施方式例的内燃机控制装置中的爆震传感器信号的信号处理，图8的(a)是表示爆震传感器的输出值的波形，图8的(b)是表示对爆震传感器信号进行滤波处理得到的滤波器输出值的波形。图8的(c)是表示滤波器输出值的绝对值的图。

图9是表示现有的喷焰强度的推算结果和第一实施方式例的内燃机控制装置推算出的喷焰强度的推算结果的精度的图。

图10是表示第一实施方式例的内燃机控制装置中的喷焰强度的修正控制动作的流程图。

图11A和图11B表示第一实施方式例的内燃机控制装置中的喷焰强度的增减处理，其中，图11A是表示增减处理的一例的图，图11B是表示增减处理的其他例子的图。

图12A和图12B表示第一实施方式例的内燃机控制装置中的喷焰强度的增减处理，其中，图12A是表示增减处理的一例的图，图12B是表示增减处理的其他例子的图。

图13是表示第二实施方式例的内燃机控制装置中的喷焰强度的推算处理的结构的框图。

图14是表示第二实施方式例的内燃机控制装置中的推算各发动机运转条件下的喷焰强度时的爆震传感器振幅置信率的映射图。

图15是表示第二实施方式例的内燃机控制装置的第二喷焰强度推算部对喷焰强度的推算方法的图。

图16是表示喷焰强度与初始燃烧期间的相关关系的图。

图17是表示1个燃烧循环中的主燃烧室的缸内压力和转矩的变动的图。

图18是表示喷焰的变化的状况和压差ΔP的例子的图。

图19是用于说明第五实施方式例的内燃机控制装置中的燃烧时机的检测的控制时序图。

图20是放大表示变形例的内燃机的副室周边的结构的概略结构图。

具体实施方式

以下，对于实施方式例的内燃机控制装置，参考图1～图20进行说明。另外，各图中对于共通的部件附加了相同的附图标记。

1.第一实施方式例

首先，对于第一实施方式例(以下称为“本例”)的内燃机控制装置的结构例进行说明。

1-1.内燃机的结构例

首先，参考图1和图2对于内燃机的结构例进行说明。

图1是表示本例的内燃机的系统结构的概略结构图。图2是表示内燃机的气缸周边的结构的概略结构图。

图1所示的内燃机100是对缸内直接喷射由汽油构成的燃料的缸内喷射型的内燃机(直喷发动机)。内燃机100是反复吸入冲程、压缩冲程、燃烧(膨胀)冲程、排气冲程这4个冲程的四冲程发动机。进而，内燃机100例如是具有4个气缸(cylinder)的多气缸发动机。另外，内燃机100所具有的气缸的数量不限定于4个，也可以具有6个或8个以上气缸。

如图1所示，内燃机100具有空气流量传感器1、电子控制节流阀2、进气压力传感器3、增压器4、中间冷却器7和气缸14。空气流量传感器1、电子控制节流阀2、进气压力传感器3、增压器4的压缩机4a、中间冷却器7配置在进气管6中的到气缸14为止的位置。

空气流量传感器1计测吸入空气量和进气温度。电子控制节流阀2被未图示的驱动电动机可开闭地驱动。然后，基于驾驶员的加速操作，调节电子控制节流阀2的开度。由此，调节吸入至中间冷却器7和气缸14的空气量。

压缩机4a是对进气增压的增压器。对于该压缩机4a，通过后述的涡轮4b传递旋转力。中间冷却器7配置在气缸14的上游侧，且配置在电子控制节流阀2、空气流量传感器1的下游侧。而且，中间冷却器7对进气进行冷却。

另外，内燃机100如图1和图2所示，对于每个气缸14设置了对气缸14的缸内喷射燃料的喷射器13、由供给点火能量的点火线圈16和火花塞17构成的点火装置、副室8以及爆震传感器47。点火线圈16在内燃机控制装置20的控制下生成高电压，对火花塞17施加。由此，火花塞17中产生火花。

另外，如图2所示，火花塞17配置在气缸14中设置的副室8内。中空的副室8插入气缸14的缸内。因此，本例的内燃机100被分为在气缸14的缸内形成的主燃烧室14a和由副室8形成的副燃烧室。副室8以其前端部在主燃烧室14a内露出的状态固定在气缸盖上。在副室8的前端部形成有与主燃烧室14a连通的副室喷射孔8a。由副室8形成的副燃烧室与主燃烧室14a通过副室喷射孔8a连通。然后，经由副室喷射孔8a从主燃烧室14a对副室8内导入混合气体。

另外，副燃烧室内的混合气体因火花塞17中产生的火花而燃烧。然后，副室8内产生的火焰通过副室喷射孔8a并作为多个喷焰向主燃烧室14a喷出，将主燃烧室14a内的混合气体点燃，进行主燃烧。以下，将从副室喷射孔8a喷射的喷焰简称为喷焰。由此，主燃烧室14a中，同时在多点发生点燃，与不使用副室8的情况相比燃烧急速进展，燃烧的稳定性提高。以下，将从副室喷射孔8a喷射的喷焰简称为喷焰。

另外，在点火线圈16中，安装了未图示的电压传感器。电压传感器计测点火线圈16的一次侧电压或二次侧电压。然后，电压传感器计测的电压信息被发送至ECU(EngineControl Unit)即内燃机控制装置20。

另外，在气缸14的气缸盖上设置额可变阀5。如图2所示，具有进气侧正时机构5a、排气侧正时机构5b、进气阀31和排气阀32。进气阀31配置在气缸14中的进气管6所连接的进气口处，排气阀32配置在气缸14中的后述的排气管15所连接的排气口处。

可变阀5用进气侧正时机构5a和排气侧正时机构5b调节进气阀31和排气阀32的开阀和闭阀时机。由此，调节向气缸14的缸内流入的混合气体或从缸内排出的废气。通过调节可变阀5，而调节全部气缸14的进气量和内部EGR量。

进而，在气缸14的缸内可滑动地配置有活塞18。活塞18将流入气缸14的缸内的燃料与气体的混合气体压缩。然后，活塞18因缸内产生的燃烧压力而在气缸14的缸内进行往复运动。活塞18经由连杆与曲轴48连结。

另外，设置了用于检测曲轴48的角度的曲柄角传感器49。曲柄角传感器49检测在曲轴48的周向上按规定角度间隔(例如6deg)设置的齿。

另外，爆震传感器47安装在气缸14的侧面部或气缸盖上。爆震传感器47是检测气缸14的振动的加速度传感器。设置爆震传感器47的位置不限定于气缸14的侧面部，例如只要是气缸盖的上部等能够检测气缸14的振动的位置即可。爆震传感器47检测出的气缸14的振动信号(加速度信息)被输出至后述的内燃机控制装置(ECU)20。然后，ECU20在判断为来自爆震传感器47的振动信号超过了预先设定的爆震阈值的情况下，检测出发生爆震。

喷射器13被后述的内燃机控制装置(ECU)20控制，对气缸14的缸内喷射燃料。由此，在气缸14中的主燃烧室14a中生成混合了空气和燃料的混合气体。另外，对于喷射器13连接了未图示的高压燃料泵。用高压燃料泵对喷射器13供给压力升高后的燃料。进而，在将喷射器13与高压燃料泵连接的燃料配管中，设置了用于计测燃料喷射压力的燃料压力传感器。

另外，本例中，说明了将喷射器13设置在气缸14上的例子，但不限定于此。例如，也可以在进气管6上安装端口喷射用喷射器13B，从端口喷射用喷射器13B对进气口喷射燃料。

如图1所示，在排气管15设置有涡轮4b、电子控制废气门阀11、三效催化剂10、空燃比传感器9。涡轮4b因经过排气管15的废气而旋转，向压缩机4a传递旋转力。电子控制废气门阀11对流向涡轮4b的排气流路进行调节。

三效催化剂10通过氧化还原反应将废气中含有的有害物质净化。另外，空燃比传感器9配置在三效催化剂10的上游侧。而且，空燃比传感器9检测经过排气管15的废气的空燃比。

另外，内燃机100具有使废气(EGR气体)从三效催化剂10的下游回流至压缩机4a的上游、且空气流量传感器1的下游侧的位置的EGR流路管40。在EGR流路管40设置有EGR冷却器42、EGR阀41和压差传感器43。

EGR冷却器42对EGR气体进行冷却。EGR阀41对调节经过EGR流路管40的EGR气体的流量的EGR流量进行控制。在EGR阀41的附近，安装了检测EGR阀41的前后的压差的压差传感器43。此处，EGR阀41的前后的压差指的是EGR流路管40中的EGR阀41的上游侧的压力与下游侧的压力的差。EGR温度传感器44配置在EGR阀41的下游。EGR温度传感器44检测EGR流路管40中流动的EGR气体的温度。

被三效催化剂10净化后的废气的一部分并不向外部排出，而是流入EGR流路管40，被用作EGR气体。EGR气体经过EGR冷却器42和EGR阀41之后，在压缩机4a的上游与吸入的新气汇流。之后，EGR气体与新气的混合气体经过中间冷却器7和电子控制节流阀2之后，流入气缸14中。

另外，空气流量传感器1、进气压力传感器3、爆震传感器47等各传感器检测出的信号被发送至ECU(Engine Control Unit)即内燃机控制装置20。另外，检测加速踏板的踩踏量、即加速踏板开度的加速踏板开度传感器12检测出的信号也被发送至内燃机控制装置20。

内燃机控制装置20基于加速踏板开度传感器12的输出信号，运算要求转矩。即，加速踏板开度传感器12被用作检测对内燃机100的要求转矩的要求转矩检测传感器。另外，内燃机控制装置20基于未图示的曲柄角度传感器的输出信号，运算内燃机100的转速。而且，内燃机控制装置20基于根据各种传感器的输出得到的内燃机100的运转状态，最优地运算空气流量、燃料喷射量、点火时机、燃料压力等内燃机100的主要的操作量。

由内燃机控制装置20运算得到的燃料喷射量被变换为开阀脉冲信号，被输出至喷射器13。另外，由内燃机控制装置20运算得到的点火时机(日文：時期)被作为点火信号输出至火花塞17。进而，由内燃机控制装置20运算得到的节流阀开度被作为节流阀驱动信号输出至电子控制节流阀2。另外，由内燃机控制装置20运算得到的EGR阀开度被作为EGR阀开度驱动信号输出至EGR阀41。

1-2.内燃机控制装置20的结构例

接着，参考图3对于内燃机控制装置20的结构例进行说明。

图3是表示内燃机控制装置20的结构的框图。

如图3所示，ECU(Engine Control Unit)即内燃机控制装置20具有输入电路21、输入输出端口22、RAM(Random Access Memory：随机存取存储器)23c、ROM(Read OnlyMemory：只读存储器)23b和CPU(Central Processing Unit：中央处理器)23a。另外，内燃机控制装置20具有点火控制部24。

对于输入电路21，输入来自空气流量传感器1的吸入流量、来自进气压力传感器3的进气压力、来自电压传感器的线圈一次电压或二次电压。另外，对于输入电路21，输入加速踏板开度、转速、湿度、空气量、曲柄角度、点火装置信息、爆震传感器信息等各种传感器计测的信息。

输入电路21对输入的信号进行噪声除去等信号处理，并将其发送至输入输出端口22。对输入输出端口22的输入端口输入的值被保存在RAM23c中。

在ROM23b中，存储有描述了要由CPU23a执行的各种运算处理的内容的控制程序、以及各处理中使用的MAP和数据表等。在RAM23c中，设置了保存对输入输出端口22的输入端口输入的值、和按照控制程序运算得到的表示各致动器的操作量的值的保存区域。另外，RAM23c中保存的表示各致动器的操作量的值被发送至输入输出端口22的输出端口。

对输入输出端口22的输出端口设定的点火信号经过点火控制部24，被发送至点火线圈16。点火控制部24控制对点火线圈16的通电时期和通电时间。进而，点火控制部24进行火花塞17中的放电能量控制。

另外，本例中，说明了在内燃机控制装置20中设置了点火控制部24的例子，但不限定于此。例如，也可以将点火控制部24的一部分、或者点火控制部24全部安装于与内燃机控制装置20不同的控制装置。

另外，内燃机控制装置20基于来自各种传感器的输出信号，推算从副室8的副室喷射孔8a喷射的喷焰的强度，控制火花塞17中的点火时机。

1-3.内燃机控制装置20中的喷焰强度的推算处理的结构例

接着，参考图4对内燃机控制装置20中的喷焰强度的推算处理的结构例进行说明。

图4是表示内燃机控制装置20中的喷焰强度的推算处理的结构的框图。

如图4所示，内燃机控制装置20具有爆震传感器信号获取部101、带宽/阈值获取部102、曲柄角信息获取部103、旋转变动获取部104、点火时刻推算部105和曲轴加速开始时刻推算部106。进而，内燃机控制装置20具有喷焰强度推算部107、喷焰强度比较部108、点火时机输出部109和喷焰强度上限值/下限值计算部110。

爆震传感器信号获取部101与爆震传感器47连接，获取来自爆震传感器47的爆震传感器信号、气缸14的振动信息、即加速度信息。爆震传感器信号获取部101与点火时刻推算部105连接，将获取的爆震传感器信号输出至点火时刻推算部105。

对于带宽/阈值获取部102，输入发动机的转速信息、发动机的形状信息等。发动机的形状信息是发动机中搭载的气缸14的数量、即气缸数。带宽/阈值获取部102基于发动机的转速信息和发动机的形状信息等获取在点火时刻推算部105中对爆震传感器信号进行滤波处理时的带宽的设定值、和点火时刻的推算处理中使用的阈值。带宽/阈值获取部102将获取的带宽和阈值输出至点火时刻推算部105。

带宽/阈值获取部102以不包括发动机的固有振动频率和旋转引起的机械振动的方式设定带宽的低频侧。即，发动机的转速越高，固有振动频率也越高，因此将带宽的下限值设定为较大。另外，固有振动频率因发动机的气缸数、即四气缸发动机还是三气缸发动机而变化。因此，带宽/阈值获取部102基于作为控制对象的发动机的气缸数，以使带宽的设定值中不包括固有振动频率的方式，变更带宽的下限值。

另外，发动机的转速越低、或发动机的负载越小，则机械振动的振幅越减小。因此，发动机的转速和发动机的负载越小，带宽/阈值获取部102将阈值设定为越减小。

点火时刻推算部105基于从带宽/阈值获取部102输出的带宽，对从爆震传感器信号获取部101输出的爆震传感器信号进行滤波处理，提取燃烧成分。进而，点火时刻推算部105基于提取出的燃烧成分和从带宽/阈值获取部102输出的阈值，推算喷焰的点火时刻(喷焰开始时刻t_jet)。然后，点火时刻推算部105将推算出的点火时刻输出至曲轴加速开始时刻推算部106。

表示点火时刻修正部的曲轴加速开始时刻推算部106基于从点火时刻推算部105输出的点火时刻、和预先存储的由活塞机构引起的延迟，推算曲轴48开始加速的时刻、即曲轴加速开始时刻t_acc。即，曲轴加速开始时刻推算部106基于活塞机构引起的延迟，对点火时刻进行修正。然后，曲轴加速开始时刻推算部106将推算出的曲轴加速开始时刻输出至喷焰强度推算部107。

曲柄角信息获取部103与曲柄角传感器49连接，从曲柄角传感器49获取曲柄角信息。然后，曲柄角信息获取部103将获取的曲柄角信息输出至旋转变动获取部104。

旋转变动获取部104基于曲柄角信息，获取(计算)点火时刻之后发生的旋转变化量。另外，旋转变动获取部104获取曲轴48上设置的齿与齿的每个间隔的转速的变化量。另外，旋转变动获取部104将获取的转速变化量输出至喷焰强度推算部107。

喷焰强度推算部107基于曲轴加速开始时刻和转速的变动量来推算喷焰强度。然后，喷焰强度推算部107将推算出的喷焰强度输出至喷焰强度比较部108。

对于喷焰强度比较部108，不仅输出喷焰强度推算部107推算出的喷焰强度，也输出喷焰强度上限值/下限值计算部110计算出的上限值和下限值。喷焰强度比较部108对喷焰强度推算部107推算出的喷焰强度与喷焰强度上限值/下限值计算部110计算出的上限值和下限值进行比较。然后，喷焰强度比较部108将比较后的结果输出至点火时机输出部109。点火时机输出部109基于喷焰强度比较部108比较得到的结果，控制点火时机。

另外，关于各处理部的详细的处理方法，在后文中叙述。

1-4.喷焰强度的实例和由喷焰强度的差异决定的燃料消耗量以及热损失量

接着，参考图5A至图5C，对于喷焰强度的实例和由喷焰强度的差异决定的燃料消耗量和热损失量进行说明。

图5A表示喷焰强度的差异引起的副室8的压力与主燃烧室14a的压力的差(压差)，纵轴表示压差[MPa]，横轴表示曲柄角度。图5B是表示喷焰强度的差异与燃烧消耗率的关系的图，图5C是表示喷焰强度的差异与主燃烧室14a的壁面的热损失量的关系的图。图5B中的纵轴表示热消耗率ISFC[g/kWh]，图5C中的纵轴表示热损失量[W]。然后，图5B和图5C中的横轴表示喷焰强度。

如图5A所示，副室喷射孔8a在从副室8向主燃烧室14a喷出时压差成为最大值。然后，将该压差的最大值定义为喷焰强度。另外，从副室8喷出的喷焰强度越高，则对混合气体的点燃越稳定。但是，喷焰强度高的情况下，如图5C所示，副室8和主燃烧室14a的壁面的热损失增加。结果，如图5B所示，燃料消耗率(燃料消耗量)增大，存在由副燃烧室实现的燃耗降低效果减少的风险。

另外，喷焰强度进一步增加时，主燃烧室14a的压力变动因喷焰喷出而增大，存在引发爆震的风险。因此，对于喷焰强度，需要保持燃烧稳定性与热损失的平衡地调整为适当的范围。

1-5.1个燃烧循环的压力、转速和振动(加速度)的变化

接着，对于1个燃烧循环的副室和主燃烧室的压力、压差、转速和振动(加速度)的变化参考图6进行说明。图6的(a)表示副室8的压力，图6的(b)表示主燃烧室14a的压力，图6的(c)表示压差，图6的(d)表示转速，图6的(e)表示加速度、即爆震传感器的输出值。另外，图6的(a)和图6的(b)所示的数据是对测定的波形直接作图得到的。然后，图6的(c)所示的数据是对于求图6的(a)和图6的(b)所示的数据的差得到的数据进行滤波处理、并进行了减噪处理后的数据。

如图6的(a)所示，副室8的压力在上止点处达到第一个峰。之后，压力因燃烧而再次上升，达到第二个峰。然后，如图6的(b)所示，主燃烧室14a的压力的变动也与副室8的压力的变动大致相同。但是，如图6的(a)和图6的(b)所示，两者之间发生若干相位差。因此，副室8的压力因燃烧而开始上升后，如图6的(c)所示，副室8与主燃烧室14a的压差达到峰。该压差达到峰的瞬间是喷焰从副室8向主燃烧室14a喷射的时刻，将其视为喷焰的开始时期。

图6的(d)是基于曲柄角传感器49检测出的信号来计算发动机的转速的图。本例中，如上所述，使用曲柄角的检测间隔是6deg的曲柄角传感器49。即，曲柄角传感器49每隔6deg曲柄角地检测在曲轴48上设置的齿。然后，曲柄角信息获取部103检测与检出前一个齿的时间的时间差，基于该时间差求出曲轴48前进6deg所耗费的时间，根据该时间计算发动机的转速。

如图6的(d)所示，发动机的转速在1个燃烧循环中时常有数+rpm的变动。压缩冲程中，因为产生负的转矩，所以转速降低。另外，膨胀冲程中发生燃烧时，活塞18被燃烧压力推压，因此从上止点360deg.ATDC之后直到膨胀行程中段的450deg.ATDC，发生转速的增加。

另外，如图6的(e)所示，在喷焰的开始时期，观察到振动波形的频率的变化，但在燃烧时期以外也较多地观察到发生振动的情况。认为这主要是发动机侧的负载变动和阀开闭时的机械振动。因此，通过进行适当的滤波处理，能够除去这些的影响。

此处，对于发动机的转速与主燃烧室14a的压力的关系进行说明。用曲柄角传感器49得到角速度ω的情况下，对于燃烧时产生的转矩、即燃烧转矩τ_comb，根据摩擦转矩τ_fric、惯性转矩τ_inner、负载转矩τ_load和发动机旋转系统的惯性J用以下的数学式1表达。

[数学式1]

Jdω＝τ_comb+τ_fric+τ_inner+τ_load

如数1所示，为了求出燃烧转矩τ_comb，需要计算角速度ω的微分值dω。但是，用曲柄角传感器49测定的角速度ω中包含各种噪声。因此，进行通常的微分时，该噪声被强调，不能再现准确的转矩波形。从而，为了避免因微分而强调噪声，可以使用将角速度ω中包含的高频成分截止得到的结果来推算燃烧转矩τ_comb。以下，将角速度ω的微分值dω称为转速变化率。

另外，推算出的燃烧τ_comb中包含摩擦转矩τ_fric和负载转矩τ_load引起的偏移量。因此，通过事前拟合，推算并修正该偏移量。或者，能够使用四气缸发动机的连杆的几何特征，抵消该偏移量，得到修正后的推算转矩τ_compensation。该修正后的推算转矩τ_compensation与发动机的转速、即角速度ω的关系，如以下的数学式2所示。

[数学式2]

Jdω＝τ_compensation

接着，根据得到的推算转矩τ_compensation计算主燃烧室14a内的压力、即缸内压力P_comb。推算转矩τ_compensation与缸内压力P_comb的关系在活塞结构上是确定的，因此用以下的数学式3表达。此处，A_cyl表示主燃烧室14a的截面积，R表示曲柄臂的长度，φ表示曲柄臂与中心轴之间的角度。

[数学式3]

然后，通过将上述数学式2与数学式3合并，对于转速变化率dω与主燃烧室14a的缸内压力P_comb的关系，用以下的数学式4表达。

[数学式4]

如图6的(d)所示，在发生喷焰之后的370degATDC附近，观察到发动机的转速在曲柄角度的齿的1个区间(即6deg)之间急速上升的区间。确认了该转速的上升在副燃烧室中在每个循环在特定区间中发生。然后，认为该转速的上升是因喷焰点火引起的主燃烧室14a的压力的急速上升dP/dθ而引发的。因此，通过推算转速变化率dω，能够求出主燃烧室14a的压力上升dP/dθ，也能够推算喷焰强度。

1-6.转速变化率的推算方法

接着，参考图7对现有的转速变化率dω的推算方法和本例的转速变化率dω的推算方法进行说明。

图7是表示转速变化率dω的推算方法的示意图。图7中的横轴表示时刻，纵轴表示发动机的转速(角速度ω)。然后，图7中示出的黑色圆点表示曲柄角传感器49的检测信号(曲柄角传感器信号)。然后，曲柄角传感器信号是每隔齿的间隔更新输出值的离散值。因此，齿与齿之间的发动机的转速是对其前后区间中的发动机的转速进行线性插值而计算出的，所以是如图7所示的实线A1、A2所示的折线图。然后，实线A1表示本例的推算方法，实线A2表示现有的推算方法。另外，图7中示出的虚线表示实际的转速变动。

另外，对于点火时机后因喷焰而发生加速的区间(t_x+1-t_x)中的转速变化量Δω，用旋转变动获取部104基于以下的数学式5计算。

[数学式5]

Δω＝{ω_t_x+1-ω_t_x}

首先，对于现有的转速变化率dω的推算方法进行说明。现有的推算方法中，仅使用曲柄角传感器49的信号计算转速变化率dω。即，转速变化率dω如以下的数学式6所示，通过对转速变化量Δω除以区间的长度(t_x+1-t_x)来计算。

[数学式6]

dω＝Δω/(t_x+1-t_x)

此处，用数学式6计算出的转速变化率dω表示曲柄角6deg的区间中的平均转速的变化，相当于图7所示的实线A2的斜率。但是，要捕捉短时间内发生的喷焰引起的转速变化的情况下，其影响变得平滑，不能获得充分的推算精度。

接着，对于本例的转速变化率dω的推算方法进行说明。本例的内燃机控制装置20中，使用加速度传感器即爆震传感器47的信号、和曲柄角传感器49的曲柄角信号来计算转速变化率dω。首先，用爆震传感器信号获取部101获取图6的(e)所示的爆震传感器47的信号。然后，用点火时刻推算部105对爆震传感器信号获取部101获取的爆震传感器的信号进行处理。

此处，参考图8的(a)至图8的(c)对爆震传感器信号的信号处理进行说明。

图8的(a)是表示爆震传感器47的输出值(爆震传感器信号)的波形，图8的(b)是表示对爆震传感器信号进行滤波处理得到的滤波器输出值的波形。图8的(c)是表示滤波器输出值的绝对值的图。

点火时刻推算部105对图8的(a)所示的爆震传感器信号进行滤波处理，由此能够得到图8的(b)所示的滤波器输出值。即，点火时刻推算部105对爆震传感器信号进行滤波处理，由此提取燃烧引起的振动成分。另外，点火时刻推算部105使用从带宽/阈值获取部102输出的带宽对爆震传感器信号进行带通滤波，作为滤波处理。

图8的(b)所示的例子中，将带通滤波器的频段设为1.0kHz至2.0kHz。频段中包括小于1.0kHz的频段的情况下，机械振动等引起的低频成分叠加在滤波器输出值上，是不适合作为燃烧引起的振动成分的结果。因此，将频段的下限值设为1.0kHz。另外，作为频段，频段中包括大于2.0kHz的频段的情况下，从燃烧开始前在滤波器输出值中出现高频成分，它也是对于提取燃烧引起的振动成分而言不合适的波形。因此，将频段的上限值设为2.0kHz。

另外，频段即带宽不限定于上述1.0kHz至2.0kHz，如上所述，由带宽/阈值获取部102基于发动机的转速信息和发动机的形状信息等适当设定。

另外，点火时刻推算部105将图8的(b)所示的滤波器输出值变换为绝对值，得到图8的(c)所示的波形、即振动的振幅。然后，点火时刻推算部105将振动的振幅超过从带宽/阈值获取部102输出的阈值的时刻判断为喷焰的开始时刻，得到喷焰开始时刻t_jet。

另外，阈值如上所述，由带宽/阈值获取部102基于发动机的转速适当设定。

这样，通过对从爆震传感器47输出的爆震传感器信号进行滤波处理，能够适当地除去机械振动和高频噪声。结果，能够精度良好地检测喷焰的点火时刻。

接着，曲轴加速开始时刻推算部106基于喷焰开始时刻t_jet来推算曲轴加速开始时刻t_acc。如上述数学式4所示，从主燃烧室14a中的压力上升直到发生转速增加，存在活塞机构和曲轴48的惯性质量引起的响应延迟。因此，在曲轴加速开始时刻推算部106中，准备了多个记录了喷焰引起的压力增加开始时刻的主燃烧室14a的缸内压力P_comb(θ)的特性。另外，计算对于这些特性的转速变化率dω(θ)的响应，将从主燃烧室14a中的压力上升直到发生转速增加的时间延迟Δt(θ)作为表存储在曲轴加速开始时刻推算部106中。

然后，曲轴加速开始时刻t_acc根据该时间延迟Δt(θ)和喷焰开始时刻t_jet按照以下的数学式7计算。

[数学式7]

t_acc＝t_jet+Δt(θ)

这样，通过用曲轴加速开始时刻推算部106对活塞机构引起的响应延迟进行修正，能够基于爆震传感器信号，根据喷焰的点火时刻精度良好地检测实际的曲轴48的加速开始时刻。

接着，喷焰强度推算部107以曲轴48的加速开始时刻为起点，使用由曲柄角传感器49检测出的转速，计算转速变化率dω。即，喷焰强度推算部107使用上述数学式5中计算出的转速变化量Δω和数学式7中计算出的曲轴加速开始时刻t_acc，基于数学式8计算转速变化率dω。

[数学式8]

dω＝Δω/(t_x+1-t_acc)

此处，用数学式8计算出的Δω相当于图5中示出的实线A1的斜率。如图5所示，可知本例的转速变化率Δω的推算方法中，转速变化率Δω的计算开始点从曲柄角传感器49的齿的检出时刻tx变更为用爆震传感器47推算出的曲轴加速开始时刻t_acc。另外，如图5所示，能够使得用本例的推算方法得到的实线A1与用现有的推算方法得到的实线A2相比，更接近虚线所示的实际的转速变动。

现有的推算方法中，与喷焰的点火时刻无关地总是将计算开始点设为时刻tx来计算转速变化率Δω。结果，不能获得与曲柄角传感器49检测的齿的间隔相比更精细的时间分辨能力。与此相对，本例的推算方法中，以曲轴加速开始时刻t_acc作为计算开始点计算转速变化率Δω，因此能够计算考虑了因发动机的状态而变动的喷焰开始时刻的转速变化率Δω。

1-7.喷焰强度的推算方法

接着，对于使用上述转速变化率Δω的喷焰强度的推算方法进行说明。根据上述数学式4，在非常短的时间内，θ项被视为常数，因此对于主燃烧室14a的缸内压力P_comb、和转速变化率Δω，如以下的数学式9所示的正比关系成立。另外，数9学式所示的τ是转矩。

[数学式9]

另外，内燃机中，一般而言，dP/dθ较大、观察到急剧的压力上升的情况下，主燃烧室14a的缸内压力P_comb也增加。因此，喷焰强度I_jet能够间接地使用转速变化率Δω基于以下的数学式10计算。其中，P_pre是副燃烧室的压力。

[数学式10]

I_jet＝(P_pre-P_comb)∝dP/dθ∝P_comb∝dω

这样，通过推算转速变化率Δω，能够推算喷焰强度I_jet。

接着，对于现有的喷焰强度的推算结果和本例的喷焰强度的推算结果的精度参考图9进行说明。

图9是表示现有的喷焰强度的推算结果和本例的喷焰强度的推算结果的精度的图。图9中各图的横轴表示转速变化率dω。另外，图9中的各图的纵轴表示副燃烧室与主燃烧室14a的压差、即喷焰强度。而且，是对于压差的最大值、使点火时机按0deg.ATC、3deg.ATC、6deg.ATC这样变化、对于连续的5个循环求平均并作图得到的。

如图9所示，仅使用曲柄角传感器49推算转速变化率dω得到的现有的推算结果中，转速变化率dω与喷焰强度的相关系数是0.68。与此相对，同时使用曲柄角传感器49和爆震传感器47推算转速变化率dω得到的本例的推算结果中，转速变化率dω与喷焰强度的相关系数是0.87。这样，可知本例的喷焰强度的推算结果的精度与仅使用曲柄角传感器49得到的现有的喷焰强度的推算结果相比精度进一步提高。即，通过同时使用爆震传感器47的信息，能够提高转速变化率dω的时间分辨能力，无需使用检测副室的压力的压力传感器就能够精度良好地推算喷焰强度。

1-8.喷焰强度的修正控制动作例

接着，对于具有上述结构的内燃机控制装置20中的喷焰强度的修正控制的动作例参考图10至图12B进行说明。

图10是表示喷焰强度的修正控制动作的流程图。

如图10所示，首先，内燃机控制装置20判断发动机的预热是否已完成(步骤S11)。发动机处于冷机状态的情况下，存在喷焰强度大幅降低、主燃烧室14a一侧的燃烧变得不稳定的风险。因此，在步骤S11的处理中，判断为发动机的预热尚未完成的情况下(步骤S11判断为否)，内燃机控制装置20不进行喷焰强度的修正处理就结束处理。

在步骤S11的处理中，判断为发动机的预热已完成的情况下(步骤S11判断为是)，爆震传感器信号获取部101从爆震传感器47获取爆震传感器信息(步骤S12)。然后，爆震传感器信号获取部101将获取的爆震传感器信息(爆震传感器信号)输出至点火时刻推算部105。

接着，点火时刻推算部105对爆震传感器信号进行滤波处理，提取燃烧成分(步骤S13)。步骤S13的处理中，点火时刻推算部105使用从带宽/阈值获取部102输出的带宽对爆震传感器信号进行带通滤波。由此，如上所述，能够根据图8的(a)所示的爆震传感器信号得到图8的(b)所示的滤波器输出值。

接着，点火时刻推算部105基于提取燃烧成分得到的滤波器输出值，推算喷焰的点火时刻t_jet(步骤S14)。即，点火时刻推算部105如上所述，将滤波器输出值变换为绝对值，得到图8的(c)所示的波形、即振动的振幅。然后，点火时刻推算部105将超过从带宽/阈值获取部102输出的阈值的时刻推算为喷焰的点火时刻t_jet。另外，点火时刻推算部105将推算出的喷焰的点火时刻t_jet输出至曲轴加速开始时刻推算部106。

接着，曲柄角信息获取部103从曲柄角传感器49获取曲柄角信息(步骤S15)。然后，曲柄角信息获取部103将获取的曲柄角信息输出至旋转变动获取部104。另外，旋转变动获取部104根据数5计算转速变化量Δω，将计算出的转速变化量Δω输出至喷焰强度推算部107。

另外，曲轴加速开始时刻推算部106基于喷焰开始时刻t_jet和数学式6，推算曲轴加速开始时刻(时刻)t_acc(步骤16)。然后，曲轴加速开始时刻推算部106将推算出的曲轴加速开始时刻t_acc输出至喷焰强度推算部107。

接着，喷焰强度推算部107基于转速变化量Δω和曲轴加速开始时刻t_acc，根据加速开始时刻t_acc之后发生的转速变化率dω推算喷焰强度I_jet(步骤S17)。即，喷焰强度推算部107基于数学式8计算转速变化率dω，将该转速变化率dω推算为喷焰强度I_jet。然后，喷焰强度推算部107将推算出的喷焰强度I_jet输出至喷焰强度比较部108。

喷焰强度比较部108判断喷焰强度I_jet是否在从喷焰强度上限值/下限值计算部110输出的下限值Imin以上(步骤S18)。步骤S18的处理中，判断为喷焰强度I_jet小于下限值Imin的情况下(步骤S18判断为否)，内燃机控制装置20实施喷焰强度的增大处理(步骤S19)。步骤S19的喷焰强度增大处理完成时，再次返回步骤S12的处理。

另外，步骤S18的处理中，判断为喷焰强度I_jet在下限值Imin以上的情况下(步骤S18判断为是)，转移至步骤S20的处理。在步骤S20的处理中，喷焰强度比较部108判断喷焰强度I_jet是否在从喷焰强度上限值/下限值计算部110输出的上限值Imax以上。

步骤S20的处理中，判断为喷焰强度I_jet大于上限值Imax的情况下(步骤S20判断为否)，内燃机控制装置20实施喷焰强度的减小处理(步骤S21)。步骤S21的喷焰强度增大处理完成时，再次返回步骤S12的处理。

步骤S20的处理中，判断为喷焰强度I_jet在上限值Imax以下的情况下(步骤S20判断为是)，内燃机控制装置20判断为喷焰强度I_jet在适当的范围内，结束控制。

接着，参考图11A至图12B对步骤S19和步骤S20所示的喷焰强度的增减处理的一例进行说明。

图11A是表示喷焰强度的增减处理的一例的图，横轴表示喷焰强度，纵轴表示点火时机。

如图11A所示，喷焰强度I_jet越强，点火时机输出部109越对点火时机向延迟方向修正。通过使点火时机延迟，燃烧重心延迟，副室8内的燃烧温度降低。由此，能够减小喷焰强度I_jet。

另外，喷焰强度I_jet较弱的情况下，点火时机输出部109对点火时机向超前方向修正。通过使点火时机超前，燃烧重心提前，副室8内的燃烧温度上升。由此，能够增大喷焰强度I_jet。

图11B是表示喷焰强度的增减处理的其他例子的图，横轴表示喷焰强度，纵轴表示EGR率目标值[％]。

如图11B所示，内燃机控制装置20与喷焰强度I_jet相应地控制EGR率目标值。即，以喷焰强度I_jet越强、使EGR率目标值越提高的方式进行修正。通过增大EGR率，混合气体的稀释率提高。结果，副室8内的燃烧温度降低，能够减小喷焰强度I_jet。

另外，喷焰强度I_jet较弱的情况下，以使EGR率目标值降低的方式进行修正。通过降低EGR率，混合气体的稀释率降低。结果，副室8内的燃烧温度上升，能够增大喷焰强度I_jet。

图12A是表示喷焰强度的增减处理的其他例子的图，横轴表示喷焰强度，纵轴表示A/F目标值。

如图12A所示，内燃机控制装置20与喷焰强度I_jet相应地控制A/F目标值。即，以喷焰强度I_jet越强、A/F目标值越提高的方式进行修正。通过增大A/F，混合气体的稀释率提高。结果，副室8内的燃烧温度降低，能够减小喷焰强度I_jet。

另外，喷焰强度I_jet较弱的情况下，以使A/F目标值降低的方式进行修正。通过减小A/F，混合气体的稀释率降低。结果，副室8内的燃烧温度上升，能够增大喷焰强度I_jet。

图12B是表示喷焰强度的增减处理的其他例子的图，横轴表示喷焰强度，纵轴表示点火能量[mJ]。

如图12B所示，内燃机控制装置20与喷焰强度I_jet相应地控制点火能量。即，以喷焰强度I_jet越强、使点火能量越减小的方式进行修正。通过使点火能量减小，点火延迟时期增加，与使点火时机延迟时同样，燃烧重心延迟，副室8内的燃烧温度降低。结果，能够减小喷焰强度I_jet。

另外，喷焰强度I_jet较弱的情况下，以使点火能量增大的方式进行修正。通过增大点火能量，而使点火延迟时期减少，与使点火时机超前时同样地，燃烧重心提前，副室8内的燃烧温度上升。结果，能够增大喷焰强度I_jet。

另外，喷焰强度的增减处理不限定于上述例子，可以应用其他各种增减方法。

2.第二实施方式例

接着，参考图13至图15对第二实施方式例的内燃机控制装置进行说明。

图13是表示第二实施方式例的内燃机控制装置的喷焰强度的推算处理的结构的框图。图14是表示推算各发动机运转条件下的喷焰强度时的爆震传感器振幅置信率的映射图。图15是表示第二实施方式例的内燃机控制装置的第二喷焰强度推算部对喷焰强度的推算方法的图。另外，对于与第一实施方式例的内燃机控制装置20共通的部分，附加相同的附图标记并省略重复的说明。

如图13所示，内燃机控制装置20B具有爆震传感器信号获取部101、带宽/阈值获取部102、曲柄角信息获取部103、旋转变动获取部104、点火时刻推算部105、曲轴加速开始时刻推算部106。另外，内燃机控制装置20B具有喷焰强度比较部108和点火时机输出部109。这些处理部的结构与第一实施方式例的处理部相同，因此省略其说明。

进而，内燃机控制装置20B具有第一喷焰强度推算部207A、第二喷焰强度推算部207B、喷焰强度选择部201、置信率β计算部202和喷焰强度上限值/下限值计算部210。第一喷焰强度推算部207A的结构与第一实施方式例的喷焰强度推算部107相同，因此省略其说明。另外，第一喷焰强度推算部207A将推算出的第一喷焰强度输出至喷焰强度选择部201。

第二喷焰强度推算部207B与爆震传感器47连接，从爆震传感器47获取爆震传感器信号。第二喷焰强度推算部207B基于爆震传感器信号，推算第二喷焰强度。另外，关于第二喷焰强度推算部207B对第二喷焰强度的推算方法，在后文中叙述。然后，第二喷焰强度推算部207B将推算出的第二喷焰强度输出至喷焰强度选择部201。

喷焰强度选择部201与置信率β计算部202连接，从置信率β计算部202输出置信率β。然后，喷焰强度选择部201与置信率β相应地，选择第一喷焰强度和第二喷焰强度中的用作指标的喷焰强度。喷焰强度选择部201将选择的喷焰强度输出至喷焰强度比较部108。

例如，喷焰强度选择部201在置信率β在规定值以下的情况下，判断为第一喷焰强度推算部207A推算出的第一喷焰强度的可信性较高，选择第一喷焰强度。另外，喷焰强度选择部201在置信率β在规定值以上的情况下，判断为第二喷焰强度推算部207B推算出的第二喷焰强度的可信性较高，选择第二喷焰强度。

置信率β计算部202与加速踏板开度传感器12连接。然后，对于置信率β计算部202，从加速踏板开度传感器12输入节流阀开度和发动机的转速信息。而且，置信率β计算部202具有图14所示的表示推算各发动机运转条件下的喷焰强度时的爆震传感器振幅置信率β的映射图。图14中的横轴表示发动机的转速[rpm]，纵轴表示发动机负载IMEP[rpm]。置信率β计算部202基于发动机的运转条件，根据图14所示的映射图计算置信率β，并输出至喷焰强度选择部201。

第二实施方式例的喷焰强度上限值/下限值计算部210计算与第一喷焰强度推算部207A和第二喷焰强度推算部207B对应的上限值和下限值。即，喷焰强度上限值/下限值计算部210与喷焰强度选择部201选择的喷焰强度相应地计算上限值和下限值。然后，喷焰强度上限值/下限值计算部210将计算出的上限值和下限值输出至喷焰强度比较部108。

接着，对第二喷焰强度推算部207B对第二喷焰强度的推算方法参考图15进行说明。

此处，第一喷焰强度推算部207A中，如上所述，仅在喷焰的点火时刻的推算中使用爆震传感器信号，并不使用爆震传感器信号的振幅信息。但是，爆震传感器信号的振幅信息中也包括点火时的振动。因此，发动机的机械振动比较少的低转速时、和发动机的转速变动较少、曲柄角传感器49的旋转变动(旋转变化量Δω)的检测精度恶化的低负载等时，能够将爆震传感器信号的振幅信息用于喷焰强度的推算。

如图15的(a)至图15的(c)所示，第二喷焰强度推算部207B与点火时刻推算部105同样地，对爆震传感器信号进行滤波处理，将滤波器输出值变换为绝对值，获取振动的振幅。然后，第二喷焰强度推算部207B如图15的(c)所示，在点火时机之后且排气阀打开时期之前的范围内将爆震传感器信号的振幅最大值推算为第二喷焰强度Ij_{et-kocksensor}。

其他结构与第一实施方式例的内燃机控制装置20相同，因此省略其说明。通过具有这样的结构的内燃机控制装置20B，也能够获得与上述第一实施方式例的内燃机控制装置20同样的作用效果。

另外，根据第二实施方式例的内燃机控制装置20B，与运转状态相应地设定各传感器的置信度，决定推算喷焰强度时使用的传感器信息。由此，能够最大限度地发挥内燃机100中设置的各传感器的性能，能够实现喷焰强度的推算精度的提高。

另外，第二实施方式例的内燃机控制装置20B中，说明了通过使用置信率β作为阈值、切换第一喷焰强度推算部207A推算出的第一喷焰强度和第二喷焰强度推算部207B推算出的第二喷焰强度的例子，但不限定于此。例如，也可以使用对各喷焰强度推算部207A、207B推算出的喷焰强度进行加权并求平均得到的值作为喷焰强度。进而，也可以预先计算根据爆震传感器47和曲柄角传感器49的规格推算的喷焰强度的推算误差作为事前误差分布σ，将该事前误差分布σ用于置信率β的计算。

3.第三实施方式例

接着，对第三实施方式例的内燃机控制装置参考图16进行说明。

图16是表示喷焰强度与初始燃烧期间的相关关系的图。横轴表示基于主燃烧室14a的缸内压力的由燃烧分析装置求出的初始燃烧期间(点火时机-MFB02)。另外，纵轴表示喷焰强度(副燃烧室与主燃烧室的压差的最大值)。

如图16所示，可知初始燃烧期间与喷焰强度具有较高的相关性。即，喷焰强度的推算方法能够替换为喷焰点火中的初始燃烧速度的推算方法。因此，第三实施方式例的内燃机控制装置中，不仅进行喷焰强度的推算，也进行初始燃烧期间的推算。由此，通过进行喷焰强度的推算，能够推算初始燃烧期间，应用于各种发动机控制。

4.第四实施方式例

接着，对第四实施方式例的内燃机控制装置参考图17进行说明。

图17是表示1个燃烧循环中的主燃烧室14a的缸内压力和转矩的变动的图。纵轴表示转矩[Nm]和缸内压力[MPa]，横轴表示1个燃烧循环的曲轴48的旋转角度。

第一实施方式例的内燃机控制装置20中，将转速变化率dω推算为喷焰强度。但是，如图17所示，曲轴48的加速开始时刻接近上止点的情况下，燃烧压力几乎没有变换为转矩，转矩的值成为零。结果，存在不能将压力变动检测为旋转变动的风险。

因此，第四实施方式例的内燃机控制装置中，喷焰强度推算部107使用数8推算转速变化率dω。之后，喷焰强度推算部107基于数学式4，计算考虑了活塞机构进行的压力-转矩变换的相关性的主燃烧室14a的缸内压力P_comb，推算喷焰强度。或者，在各曲柄角度时使用数学式4计算缸内压力P_comb，根据其结果计算斜率dP/dθ，由此推算喷焰强度。

由此，根据第四实施方式例的内燃机控制装置，能够防止因上止点附近的活塞机构的奇点而不能准确地检测出喷焰强度，能够实现喷焰强度的推算精度的提高。另外，第四实施方式例的喷焰强度推算部107可以仅在判断为喷焰的发生时刻接近上止点时，使用数学式4计算缸内压力P_comb或其斜率dP/dθ。由此，能够实现减小计算负载。

5.第五实施方式例

接着，参考图18至图19对第五实施方式例的内燃机控制装置进行说明。

上述第一实施方式例的内燃机控制装置20中，基于曲柄角传感器49的曲柄信息来检测喷焰的结束时刻。与此相对，第五实施方式例的内燃机控制装置中，基于点火线圈16的信号来检测喷焰的结束时刻。

图18是表示喷焰的变化的状况和压差ΔP的例子的图。在图18的下部，示出与曲柄角度对应的压差ΔP的图。而且，对压差ΔP的图附加在图18的上部示出的表示喷焰的变化的状况的说明图(a)～(c)的附图标记。另外，图中，将副燃烧室简记作“副室”，将主燃烧室14a简记作“主室”。另外，说明图(a)～(c)内示出的箭头表示火焰的传播方向。

如图18的说明图(a)所示，活塞18上升中，用火花塞17进行点火。然后，在副燃烧室内形成火焰，火焰在副燃烧室内传播。此时，根据图18的下部的图可知，压差ΔP表现为正值。

接着，如图18的说明图(b)所示，活塞18经过上止点开始下降，火焰从副燃烧室向主燃烧室14a喷出。此时，根据图18的下部的图，可知压差ΔP也表现为正值。

接着，如图18的说明图(c)所示，因向主燃烧室14a喷出的喷焰，主燃烧室14a的混合气体燃烧，活塞18下降。然后，副燃烧室内的压力成为负压。此时，根据图18的下部的图，可知压差ΔP表现为负值。因此，发生火焰从主燃烧室14a返回副燃烧室的现象。另外，发生返回表示喷焰对主燃烧室14a内的混合气体的点火已经完成。因此，在检测出该返回的时刻、即喷焰结束时刻t_burn，中断转速变化率dω的计算。因此，转速变化率dω通过以下的数学式11计算。

[数学式11]

dω＝Δω/(t_burn-t_acc)

即，第五实施方式例的喷焰强度推算部基于从加速开始时刻t_acc或喷焰开始时刻t_jet直到喷焰结束时刻t_burn之间的转速变化量Δω，计算转速变化率dω。

如图18的说明图(b)至说明图(c)所示，副燃烧室内的混合气体的流动较大地变化。然后，火花塞17的电极间的湍流较大地变化，并且电极间的电阻Rsp也改变。

图18的说明图(c)中示出的返回的时刻在曲柄角度是0～20[deg.ATDC]的范围内。另外，与曲柄角度是0～20[deg.ATDC]的范围相比延迟的情况下，因为已经进入了膨胀冲程，所以火焰不会从主燃烧室14a返回副燃烧室。另一方面，在与曲柄角度是0～20[deg.ATDC]的范围相比超前的情况下，发动机100内的压力变得过高，因此是应用范围外的条件。

接着，参考图19对于返回的时刻的检测方法进行说明。

图19是用于说明燃烧时机的检测的第一控制时序图。从图19的上方起顺次示出了点火信号、放电二次电流的变化。另外，图8的横轴表示时间。

第五实施方式例的内燃机控制装置将点火信号输出至点火线圈16。将点火信号的脉冲宽度表达为充电期间tc，在充电期间tc中，对一次线圈通电。

内燃机控制装置在经过充电期间tc后，使点火信号下降，由此对火花塞17的放电开始进行控制。火花塞17中，在放电期间td中在电极间放电。内燃机控制装置基于从火花塞17反馈的电极间的放电时的放电二次电流的值，检测放电二次电流的电流变化时刻。在用曲柄角度0～20[deg.ATDC]表达的火焰的返回期间中，火焰从主燃烧室14返回副室8，因此放电二次电流的值剧烈地变化。然后，内燃机控制装置将放电二次电流的值剧烈地变化的时刻检测为返回时刻t_burn。

这样，第五实施方式例的内燃机控制装置中，能够准确地检测喷焰的开始和结束时刻双方，能够使转速变化率dω接近实际的转速变动。结果，能够实现喷焰强度的推算精度的提高。

6.内燃机的变形例

接着，参考图20对内燃机的变形例进行说明。

图20是对变形例的内燃机的副室周边的结构放大表示的概略结构图。

图1所示的内燃机100是喷射器13设置在气缸14的侧面部、在副室8内仅设置火花塞17的被动型的内燃机。另外，作为应用本发明的内燃机控制装置的内燃机，不限定于图1所示的被动型。

作为应用本发明的内燃机控制装置的内燃机，例如也可以应用如图20所示的、喷射器13C设置在副室8内的主动型的内燃机。并且，喷射器13C对副室8内直接喷射燃料。主动型的情况下，能够通过从主燃烧室14a一侧经过副室喷射孔8a供给的空气和从喷射器13C供给的燃料，以使得点火性良好的方式控制副室8内的空燃比。结果，能够提高燃烧稳定性。

另外，不限定于以上叙述且在附图中示出的实施方式，能够在不脱离权利要求书中记载的发明的主旨的范围内进行各种变形实施。

例如，上述各实施方式为了易于理解地说明本发明而详细且具体地说明了装置和系统的结构，并不限定于必须具备说明的全部结构。另外，能够将此处说明的实施方式的结构的一部分置换为其他实施方式的结构，进而也能够在某个实施方式的结构上添加其他实施方式的结构。另外，对于各实施方式的结构的一部分，能够追加、删除、置换其他结构。

另外，控制线和信息线示出了认为说明上必要的，并不一定示出了产品上全部的控制线和信息线。实际上也可以认为几乎全部结构都相互连接。

附图标记说明

2…电子控制节流阀，3…进气压力传感器，4…增压器，5…可变阀，6…进气管，8…副室，8a…副室喷射孔，13、13B、13C…喷射器，14…气缸，14a…主燃烧室，15…排气管，16…点火线圈，17…火花塞，18…活塞，20、20B…ECU(内燃机控制装置)，21…输入电路，22…输入输出端口，23a…CPU，23b…ROM，23c…RAM，24…点火控制部，47…爆震传感器，48…曲轴，49…曲柄角传感器，100…发动机(内燃机)，101…爆震传感器信号获取部，102…带宽/阈值获取部，103…曲柄角信息获取部，104…旋转变动获取部，105…点火时刻推算部，106…曲轴加速开始时刻推算部(点火时刻修正部)，107…喷焰强度推算部，108…喷焰强度比较部，109…点火时机输出部，110、210…喷焰强度上限值/下限值计算部，201…喷焰强度选择部，202…置信率β计算部，207A…第一喷焰强度推算部，207B…第二喷焰强度推算部。

Claims

1.一种控制内燃机的内燃机控制装置，其中所述内燃机包括面对活塞的主燃烧室、与所述主燃烧室连通的副燃烧室、安装在所述副燃烧室的内部的火花塞、与所述活塞连结的曲轴、检测曲轴的旋转角度的曲柄角传感器、形成所述主燃烧室的气缸、以及检测所述气缸的振动的爆震传感器，所述内燃机控制装置的特征在于，包括：

点火时刻推算部，其基于所述爆震传感器检测出的爆震传感器信号，来推算从所述副燃烧室喷射的喷焰对主燃烧室的混合气体进行点火的点火时刻；

获取所述曲柄角传感器检测出的曲柄角信息的曲柄角信息获取部；

基于所述曲柄角信息来计算所述点火时刻之后产生的转速变化量的旋转变动获取部；和

喷焰强度推算部，其基于所述旋转变动获取部计算出的所述转速变化量和所述点火时刻推算部推算出的所述点火时刻，来计算所述点火时刻之后产生的转速变化率并推算喷焰强度。

2.如权利要求1所述的内燃机控制装置，其特征在于：

所述点火时刻推算部对所述爆震传感器信号进行滤波处理，从进行了滤波处理的滤波器输出值推算所述点火时刻。

3.如权利要求1所述的内燃机控制装置，其特征在于：

还包括点火时刻修正部，其基于活塞机构对所述点火时刻推算部推算出的所述点火时刻进行修正，

所述喷焰强度推算部基于所述点火时刻修正部修正后的点火时刻以及所述转速变化量，来计算所述转速变化率并推算所述喷焰强度。

4.如权利要求1所述的内燃机控制装置，其特征在于，包括：

第一喷焰强度推算部，其基于所述转速变化量和所述点火时刻，来计算所述转速变化率并推算第一喷焰强度；和

第二喷焰强度推算部，其基于所述爆震传感器信号来推算第二喷焰强度。

5.如权利要求4所述的内燃机控制装置，其特征在于：

还包括从所述第一喷焰强度和所述第二喷焰强度中选择用作指标的喷焰强度的喷焰强度选择部。

6.如权利要求1所述的内燃机控制装置，其特征在于，具备：

所述喷焰强度推算部从所述转速变化率推算所述主燃烧室的缸内压力，从所述缸内压力推算所述喷焰强度。

7.如权利要求1所述的内燃机控制装置，其特征在于：

所述喷焰强度推算部，

基于控制所述火花塞的点火动作的点火线圈的信号来检测喷焰结束时刻，

对于所述转速变化率，基于从所述点火时刻到所述喷焰结束时刻期间的所述转速变化量来计算所述转速变化率。

8.如权利要求1所述的内燃机控制装置，其特征在于：

基于所述喷焰强度推算部推算出的所述喷焰强度，来修正点火时机、燃料喷射量、点火能量和EGR阀开度中的一者以上的参数。