DE10340439B4

DE10340439B4 - Verbrennungszustandsschätzgerät für eine Brennkraftmaschine

Info

Publication number: DE10340439B4
Application number: DE10340439.2A
Authority: DE
Inventors: Koichi Ueda
Original assignee: Toyota Motor Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp
Priority date: 2002-09-03
Filing date: 2003-09-02
Publication date: 2016-09-22
Anticipated expiration: 2023-09-03
Also published as: FR2844004A1; DE10340439B8; FR2844004B1; US6993427B2; US20040044461A1; DE10340439A1; CN1492134A; DE10362187B4; CN1333164C

Abstract

Steuergerät für eine Brennkraftmaschine (10), gekennzeichnet durch: eine Speichereinrichtung (40) zum Speichern einer Standardreibungsdrehmomentcharakteristik, die eine Beziehung zwischen einer Drehzahl (Ne) der Brennkraftmaschine, einer Kühlmitteltemperatur (thw) und einem Reibungsdrehmoment (Tf) der Brennkraftmaschine (10) definiert, eine Energiezufuhrberechnungseinrichtung zum Bestimmen einer zugeführten Energie (We), die zu einer Startvorrichtung (48) zugeführt wird, während sich eine Kurbelwelle (36) für ein vorbestimmtes Intervall dreht, in welchem ein Durchschnittswert eines durch Hin- und Herbewegung einer trägen Massen erzeugtes Trägheitsmoment den Wert Null hat, während einer Zeitspanne von einem Start des Ankurbelns der Brennkraftmaschine (10) bis zu einer ersten Brennstoffexplosion; eine Winkelbeschleunigungsberechnungseinrichtung zum Bestimmen einer Kurbelwinkelbeschleunigung (dω/dt) auf Grundlage einer Dauer der Drehung der Kurbelwelle (36) für das vorbestimmte Intervall und Kurbelwinkelgeschwindigkeiten (dω), die an beiden Enden des Intervalls erfasst wurden, während der Zeitspanne von dem Start des Ankurbelns der Brennkraftmaschine (10) bis zur ersten Brennstoffexplosion; eine Verlustdrehmomentberechnungseinrichtung zum Bestimmen eines dynamischen Verlustdrehmoments (Jx), das der Kurbelwinkelbeschleunigung (dω/dt) zuzuordnen ist, auf Grundlage der Kurbelwinkelbeschleunigung (dω/dt) und eines Trägheitsmoments (Tinertia) der Brennkraftmaschine (10); eine tatsächliches-Reibungsdrehmoment-Berechnungseinrichtung zum Bestimmen eines in der Brennkraftmaschine (10) auftretenden tatsächlichen Reibungsdrehmoments (Tfw) durch Subtrahieren des dynamischen Verlustdrehmoments (Jx) von der zu der Startereinrichtung zugeführten Energie (We); und eine Korrektureinrichtung zum Korrigieren eines bestimmten Reibungsdrehmomentwertes (Tf) von Reibungsdrehmomentwerten, die als die Standardreibungsdrehmomentcharakteristik gespeichert sind, wobei der ...

Description

Die Erfindung bezieht sich auf ein Steuergerät für eine Brennkraftmaschine zum Schätzen eines Verbrennungszustands einer Brennkraftmaschine gemäß dem Oberbegriff von Anspruch 1.
Um den Betriebszustand einer Brennkraftmaschine zu schätzen, wird ein Verfahren zum Erfassen der Drehzahl, der Winkelgeschwindigkeit, der Winkelbeschleunigung etc. während des Betriebs der Kraftmaschine verwendet. Zum Beispiel lehrt die japanische Patentoffenlegungsschrift JP H09-303 243 A ein Verfahren, bei dem eine Winkelbeschleunigung einer Kraftmaschine unter Bezugnahme auf zwei vorbestimmte Punkte bei dem Verbrennungshub erfasst wird, und ein Parameter der Kraftmaschine wird so eingestellt, dass der Verbrennungszustand auf der Grundlage des Abweichungsbetrages zwischen einem Durchschnittswert der Winkelbeschleunigung von allen Zylindern und ein Durchschnittswert eines einzelnen Zylinders optimiert wird.
Jedoch beinhaltet die außerhalb der Kraftmaschine erfasste Winkelbeschleunigung Informationen, die aus dem Verbrennungszustand resultieren, sowie vielfältige Informationsarten wie zum Beispiel die Trägheitsmasse von Antriebsabschnitten, deren Reibung, etc. Daher muss die erfasste Winkelbeschleunigung nicht immer mit dem Verbrennungszustand übereinstimmen. Somit hat der aus der Winkelbeschleunigung geschatzte Verbrennungszustand manchmal einen Fehler.
Darüber hinaus wird gemäß dem in der vorstehend genannten Patentanmeldung beschriebenen Verfahren die Winkelbeschleunigung relativ ausgewertet, und zwar auf der Grundlage des Abweichungsbetrags zwischen dem Durchschnittswert der Winkelbeschleunigung von allen Zylindern und dem Durchschnittswert der Winkelbeschleunigung des einzelnen Zylinders. Somit ist der Prozess zum Berechnen der Durchschnittswerte und des Abweichungsbetrages kompliziert. Die Messung des Verbrennungszustandes durch eine derartige relative Auswertung ist nur während eines stationären Betriebs der Kraftmaschine möglich. Daher muss ein komplizierter und aufwendiger Prozess durchgeführt werden; zum Beispiel wird der für die Bestimmung verwendete Schwellwert jedes Mal geändert, wenn sich der Betriebszustand verändert. Daher ist es gemäß dem vorstehend genannten herkömmlichen Verfahren unmöglich, eine Schätzung des Verbrennungszustandes entsprechend verschiedener Betriebszustände der Kraftmaschine vorzusehen, und es ist schwierig, den Verbrennungszustand an einem beliebigen Zeitpunkt unter der Annahme eines realen Betriebs des Fahrzeugs zu schätzen.
Hinsichtlich eines Verfahrens zum Berechnen des vorstehend erwähnten Reibungsmomentes lehrt zum Beispiel die japanische Patentoffenlegungsschrift JP H11-294 213 A eine Berechnung des Reibungsmomentes unter Verwendung einer Abbildung der Kraftmaschinendrehzahl und der Kühlwassertemperatur.
Jedoch berücksichtigt das vorstehend genannte Verfahren der Patentoffenlegungsschrift JP H11-294 213 A trotz der Tatsache, dass sich der Wert des Reibungsmomentes in Abhängigkeit über die Zeit und anderen Faktoren bezüglich der Umgebung und dergleichen ändert, nicht die zeitabhängige Änderung des Reibungsmomentes, und daher ist ein Fehler bei dem berechneten Reibungsmoment in einigen Fällen möglich.
Straky H.: Fehlererkennung und Fehlerkorrektur zur Zylindergleichstellung eines Common-Rail-Dieselmotors, Diplomarbeit, Universität Karlsruhe, 1997, S. 31–41 offenbart ein gattungsgemäßes Verbrennungszustandsschätzgerät zum Schätzen eines Verbrennungszustands einer Brennkraftmaschine aus. Dieses hat eine Winkelbeschleunigungsberechnungseinrichtung zum Berechnen einer Kurbelwinkelbeschleunigung; und eine Verbrennungszustandsschätzeinrichtung zum Schätzen des Verbrennungszustands der Brennkraftmaschine auf der Grundlage der Kurbelwinkelbeschleunigung in einem Kurbelwinkelintervall, in dem ein Durchschnittswert eines Massenmoments im Wesentlichen 0 beträgt, das durch eine sich hin und herbewegende Trägheitsmasse der Brennkraftmaschine erzeugt wird.
Weitere Verbrennungszustandsschätzgerät sind aus US-6 024 070 A und DE 197 21 070 A1 bekannt.
Es ist die Aufgabe der vorliegenden Erfindung, ein Verbrennungszustandsschätzgerät zum Schätzen eines Verbrennungszustands einer Brennkraftmaschine vorzusehen, das den Verbrennungszustand genauer schätzt.
Diese Aufgabe wird durch das Verbrennungszustandsschätzgerät mit den Merkmalen des neuen Anspruchs 1 gelöst. Vorteilhafte Weiterbildungen sind in den abhängigen Ansprüchen definiert.
In vorteilhafter Weise schätzt das Gerät den Verbrennungszustand der Brennkraftmaschine auf der Grundlage des Durchschnittswertes der Kurbelwinkelbeschleunigung.
Daher berechnet dieses Gerät den Durchschnittswert der Kurbelwinkelbeschleunigung hinsichtlich des Intervalls, in dem der Durchschnittswert des durch die sich hin und her bewegende Trägheitsmasse der Kraftmaschine erzeugten Trägheitsmomentes im Wesentlichen null beträgt. Auf der Grundlage des Durchschnittswertes kann der Verbrennungszustand genau geschätzt werden.
Gemäß einer bevorzugten Ausführungsform der Erfindung kann das Verbrennungszustandsschätzgerät des weiteren eine Winkelgeschwindigkeitserfassungseinrichtung zum Erfassen von Kurbelwinkelgeschwindigkeiten an beiden Enden des Intervalls aufweisen. Bei diesem Gerät berechnet die Durchschnittswinkelbeschleunigungsberechnungseinrichtung den Durchschnittswert der Kurbelwinkelbeschleunigung aus einer Umdrehungsdauer einer Kurbelwelle in dem Intervall und aus den Kurbelwinkelgeschwindigkeiten, die an den beiden Enden des Intervalls erfasst werden.
Daher kann das Verbrennungszustandsschätzgerät den Durchschnittswert der Kurbelwinkelbeschleunigung hinsichtlich jenes Intervalls genau berechnen, in dem der Durchschnittswert des Trägheitsmomentes null beträgt, das durch die sich hin und her bewegende Trägheitsmasse der Kraftmaschine erzeugt wird, wobei die Umdrehungsdauer der Kurbelwelle in dem Intervall sowie die Kurbelwinkelgeschwindigkeiten verwendet werden, die an den beiden Enden des Intervalls erfasst werden.
Gemäß einer weiteren bevorzugten Ausführungsform der Erfindung kann das Verbrennungszustandsschätzgerät des weiteren eine Verlustmomentberechnungseinrichtung zum Bestimmen eines dynamischen Verlustmomentes aufweisen, das die Kurbelwinkelbeschleunigung mit sich bringt und zwar auf der Grundlage des Trägheitsmomentes eines Antriebsabschnittes und der Kurbelwinkelbeschleunigung in dem Intervall. Bei diesem Gerät schätzt die Verbrennungszustandsschätzeinrichtung den Verbrennungszustand der Brennkraftmaschine auf der Grundlage des dynamischen Verlustmomentes.
Daher wird bei dem so aufgebauten Verbrennungszustandsschätzgerät das sich auf die Winkelbeschleunigung beziehende dynamische Verlustmoment aus dem Trägheitsmoment des Antriebsabschnittes und der Kurbelwinkelbeschleunigung in dem Intervall bestimmt, in dem der Durchschnittswert des Trägheitsmomentes null beträgt, das durch die sich hin und her bewegende Trägheitsmasse erzeugt wird. Somit kann das Gerät den Verbrennungszustand auf der Grundlage des dynamischen Verlustmomentes schätzen.
Gemäß einer weiteren bevorzugten Ausführungsform der Erfindung kann das Verbrennungszustandsschätzgerät des weiteren eine Durchschnittsverlustmomentberechnungseinrichtung zum Bestimmen eines Durchschnittswertes des dynamischen Verlustmomentes in dem Intervall aufweisen. Bei diesem Gerät schätzt die Verbrennungszustandsschätzeinrichtung den Verbrennungszustand der Brennkraftmaschine auf der Grundlage des Durchschnittswertes des dynamischen Verlustmomentes.
Daher berechnet das Gerät den Durchschnittswert des dynamischen Verlustmomentes hinsichtlich jenes Intervalles, in dem der Durchschnittswert des Trägheitsmomentes null beträgt, das durch die sich hin und her bewegende Trägheitsmasse erzeugt wird. Somit kann auf der Grundlage des Durchschnittswertes der Verbrennungszustand genau geschätzt werden.
Gemäß einer weiteren bevorzugten Ausführungsform der Erfindung kann das Verbrennungszustandsschätzgerät des weiteren eine Reibungsmomentenberechnungseinrichtung zum Bestimmen eines Reibungsmomentes eines Antriebsabschnittes in dem Intervall sowie eine Durchschnittsreibungsmomentenberechnungseinrichtung zum Bestimmen eines Durchschnittswertes des Reibungsmomentes in dem Intervall aufweisen. Bei diesem Gerät schätzt die Verbrennungszustandsschätzeinrichtung den Verbrennungszustand der Brennkraftmaschine auf der Grundlage des Durchschnittswertes des dynamischen Verlustmomentes und des Durchschnittswertes des Reibungsmomentes.
Daher schließt das Gerät den Einfluss eines Übergangs oder eines kurzzeitigen Verhaltens des Reibungsmomentes aus, da das Verbrennungszustandsschätzgerät den Durchschnittswert des Reibungsmomentes hinsichtlich jenes Intervalls berechnet, in dem der Durchschnittswert des durch die sich hin und her bewegende Trägheitsmasse erzeugten Trägheitsmomentes null beträgt. Somit kann das Gerät das Reibungsmoment in dem Intervall genau bestimmen.
Gemäß einer weiteren bevorzugten Ausführungsform der Erfindung kann die Durchschnittsreibungsmomentenberechnungseinrichtung den Durchschnittswert des Reibungsmomentes auf der Grundlage eines Durchschnittswertes der Drehzahl der Brennkraftmaschine in dem Intervall und eines Durchschnittswertes einer Kühlmitteltemperatur in dem Intervall bestimmen.
Daher wird bei diesem Verbrennungszustandsschätzgerät das Reibungsmoment auf der Grundlage des Durchschnittswertes der Kraftmaschinendrehzahl und des Durchschnittswertes der Kühlmitteltemperatur hinsichtlich jenes Intervalls berechnet, in dem der Durchschnittswert des durch die sich hin und her bewegende Trägheitsmasse erzeugten Trägheitsmomentes null beträgt. Somit kann das Reibungsmoment in dem Intervall genau berechnet werden.
Gemäß einer weiteren bevorzugten Ausführungsform der Erfindung kann die Winkelbeschleunigungsberechnungseinrichtung die Kurbelwinkelbeschleunigung berechnen, während die Erzeugung eines Drehmomentes durch die Verbrennung gestoppt wird, und die Verlustmomentenberechnungseinrichtung kann das dynamische Verlustmoment auf der Grundlage der Kurbelwinkelbeschleunigung und eines Trägheitsmomentes der Brennkraftmaschine bestimmen, und die Reibungsmomentenberechnungseinrichtung kann eine Standardreibungsmomentencharakteristik speichern, die eine Beziehung zwischen einem vorbestimmten Parameter und einem Reibungsmoment der Brennkraftmaschine definiert, und sie kann ein tatsächliches Reibungsmoment bestimmen, das in der Brennkraftmaschine auftritt, und zwar auf der Grundlage des dynamischen Verlustmomentes, und sie kann ein Korrekturreibungsmoment auf der Grundlage des tatsächlichen Reibungsmomentes und der Standardreibungsmomentencharakteristik generieren.
Bei diesem Verbrennungszustandsschätzgerät wird das Korrekturreibungsmoment auf der Grundlage des tatsächlichen Reibungsmomentes generiert. Daher kann das Gerät das Reibungsmoment genau bestimmen, auch wenn ein Fehler des Standardreibungsmomentes aufgrund von Faktoren wie zum Beispiel zeitabhängige Änderungen und dergleichen auftritt.
Gemäß einer weiteren bevorzugten Ausführungsform der Erfindung kann das Verbrennungszustandsschätzgerät des weiteren eine Energiezufuhrberechnungseinrichtung zum Bestimmen einer zugeführten Energie aufweisen, die einer Startvorrichtung zum Starten der Brennkraftmaschine zugeführt wird. Bei diesem Gerät bestimmt die Winkelbeschleunigungsberechnungseinrichtung die Kurbelwinkelbeschleunigung während einer Periode von einem Startvorgang der Brennkraftmaschine bis zu einer ersten Kraftstoffverbrennung, und die Reibungsmomentenberechnungseinrichtung bestimmt das tatsächliche Reibungsmoment auf der Grundlage des Verlustmomentes und der zugeführten Energie.
Daher kann das vorstehend beschriebene Verbrennungszustandsschätzgerät das tatsächliche Reibungsmoment auf der Grundlage des dynamischen Verlustmomentes und der der Startvorrichtung zugeführten Energie berechnen, da die Kurbelwinkelbeschleunigung der Periode von einem Startvorgang der Brennkraftmaschine bis zu der ersten Kraftstoffverbrennung bestimmt wird.
Gemäß einer weiteren bevorzugten Ausführungsform der Erfindung kann die Winkelbeschleunigungsberechnungseinrichtung die Kurbelwinkelbeschleunigung während einer Periode bestimmen, die nach dem Umschalten eines Zündschalters zum Ändern eines Betriebszustandes/Stops der Brennkraftmaschine von einem Betriebszustand zu einem Stopzustand beginnt, und die dann endet, wenn die Brennkraftmaschine gestoppt wird.
Daher kann das Verbrennungszustandsschätzgerät das tatsächliche Reibungsmoment auf der Grundlage des dynamischen Verlustmomentes berechnen, da die Kurbelwinkelbeschleunigung während jener Periode bestimmt wird, die nach dem Umschalten des Zündschalters von dem Betriebszustand zu dem Stopzustand beginnt, und die dann endet, wenn die Kraftmaschine gestoppt wird.
Gemäß einer weiteren bevorzugten Ausführungsform der Erfindung kann das Verbrennungszustandsschätzgerät des weiteren eine Einlassluftmengensteuereinrichtung zum Steuern einer Einlassluftmenge aufweisen. Bei diesem Gerät steuert die Einlassluftmengensteuereinrichtung die Einlassluftmenge derart, dass sich die Einlassluftmenge vermehrt, nachdem der Zündschalter von dem Betriebszustand zu dem Stopzustand umgeschaltet wurde.
Daher kann das Verbrennungszustandsschätzgerät das Auftreten von Pumpverlusten in dem Einlasskanal unterdrücken oder verhindern, da die Einlassluftmenge so gesteuert wird, dass sie sich vermehrt, nachdem der Zündschalter von dem Betriebszustand zu dem Stopzustand umgeschaltet wurde.
Gemäß einer weiteren bevorzugten Ausführungsform der Erfindung kann das Verbrennungszustandsschätzgerät des weiteren eine Verbrennungsmomentenerzeugungsstopeinrichtung zum Stoppen einer Erzeugung eines Drehmomentes aufweisen, das durch die Verbrennung hervorgerufen wird, indem die Kraftstoffeinspritzung oder die Kraftstoffzündung bei einem beliebigen Zeitpunkt während eines Betriebs der Brennkraftmaschine gestoppt wird. Bei diesem Gerät bestimmt die Winkelbeschleunigungsberechnungseinrichtung die Kurbelwinkelbeschleunigung zu dem Zeitpunkt, während die durch die Verbrennung hervorgerufene Erzeugung des Drehmomentes gestoppt wird.
Daher kann das Verbrennungszustandsschätzgerät das dynamische Verlustmoment bei einem beliebigen Zeitpunkt während eines Betriebs der Kraftmaschine bestimmen und das tatsächliche Reibungsmoment auf der Grundlage des dynamischen Verlustmomentes berechnen, da die Kurbelwinkelbeschleunigung bestimmt wird, während die durch die Verbrennung bewirkte Erzeugung des Drehmomentes durch die Verbrennungsmomentenerzeugungsstopeinrichtung gestoppt wird.
Gemäß einer weiteren bevorzugten Ausführungsform der Erfindung kann das Verbrennungszustandsschätzgerät des weiteren eine Winkelgeschwindigkeitserfassungseinrichtung zum Erfassen einer Kurbelwinkelgeschwindigkeit aufweisen. Bei diesem Gerät berechnet die Winkelbeschleunigungsberechnungseinrichtung die Kurbelwinkelbeschleunigung aus einer Umdrehungsdauer einer Kurbelwelle in einem vorbestimmten Intervall und Kurbelwinkelgeschwindigkeiten, die an den beiden Enden des vorbestimmten Intervalls erfasst werden.
Das vorstehend beschriebene Verbrennungszustandsschätzgerät kann die Kurbelwinkelbeschleunigung aus der Umdrehungsdauer der Kurbelwelle in dem vorbestimmten Intervall und den Kurbelwinkelgeschwindigkeiten genau bestimmen, die an den beiden Enden des Intervalls erfasst werden.
Gemäß einer weiteren bevorzugten Ausführungsform der Erfindung kann das vorbestimmte Intervall jenes Intervall sein, deren beide Enden ein oberer Totpunkt und ein unterer Totpunkt sind.
Daher kann das Verbrennungszustandsschätzgerät den Einfluss eines Übergangs oder eines plötzlichen Verhaltens des Reibungsmomentes ausschließen und somit das tatsächliche Reibungsmoment genau bestimmen, da die Kurbelwinkelbeschleunigungen aus den Kurbelwinkelgeschwindigkeiten hinsichtlich jenes Intervalls bestimmt werden, deren beide Enden der obere Totpunkt und der untere Totpunkt sind.
Gemäß einer weiteren bevorzugten Ausführungsform der Erfindung kann das Verbrennungszustandsschätzgerät des weiteren eine Einlassluftgenerierungseinrichtung zum Generieren eines Einlassdruckes der Brennkraftmaschine sowie eine Pumpverlustgenerierungseinrichtung zum Generieren eines Pumpverlustes in einem Einlasskanal auf der Grundlage des Einlassdruckes aufweisen. Bei diesem Gerät korrigiert die Reibungsmomentenberechnungseinrichtung das tatsächliche Reibungsmoment auf der Grundlage des Pumpverlustes.
Daher kann das vorstehend beschriebene Verbrennungszustandsschätzgerät das Reibungsmoment mit verbesserter Genauigkeit bestimmen, da das tatsächliche Reibungsmoment auf der Grundlage des Pumpverlustes korrigiert wird, der in dem Einlasskanal auftritt.
Gemäß einer weiteren bevorzugten Ausführungsform der Erfindung kann das Verbrennungszustandsschätzgerät des weiteren eine Durchschnittswinkelbeschleunigungsberechnungseinrichtung zum Berechnen eines Durchschnittswertes der Kurbelwinkelbeschleunigung in dem Intervall aufweisen. Bei diesem Gerät bestimmt die Durchschnittsverlustmomentenberechnungseinrichtung den Durchschnittswert des Verlustmomentes auf der Grundlage des Durchschnittswertes der Kurbelwinkelbeschleunigung und des Trägheitsmomentes des Antriebsmomentes.
Dieses Verbrennungszustandsschätzgerät kann den Durchschnittswert des Verlustmomentes aus dem Durchschnittswert der Kurbelwinkelbeschleunigung hinsichtlich jenes Intervalls genau bestimmen, in dem der Durchschnittswert des durch die sich hin und her bewegende Trägheitsmasse erzeugten Trägheitsmomentes null beträgt.
Gemäß einer weiteren bevorzugten Ausführungsform der Erfindung kann das Verbrennungszustandsschätzgerät des weiteren eine Winkelgeschwindigkeitserfassungseinrichtung zum Erfassen von Kurbelwinkelgeschwindigkeiten an den beiden Enden des Intervalls aufweisen. Bei diesem Gerät berechnet die Durchschnittswinkelbeschleunigungsberechnungseinrichtung den Durchschnittswert der Kurbelwinkelbeschleunigung aus einer Umdrehungsdauer einer Kurbelwelle in dem Intervall und aus Kurbelwinkelgeschwindigkeiten, die an den beiden Enden des Intervalls erfasst werden.
Daher kann dieses Verbrennungszustandsschätzgerät den Durchschnittswert der Kurbelwinkelbeschleunigung hinsichtlich jenes Intervalls genau berechnen, in dem der Durchschnittswert des durch die sich hin und her bewegende Trägheitsmasse erzeugten Trägheitsmomentes null beträgt, und zwar unter Verwendung der Umdrehungsdauer der Kurbelwelle in dem Intervall und der Kurbelwinkelgeschwindigkeiten, die an den beiden Enden des Intervalls erfasst werden.
Gemäß einer weiteren bevorzugten Ausführungsform der Erfindung kann das Verbrennungszustandsschätzgerät des weiteren eine Reibungsmomentenberechnungseinrichtung zum Bestimmen eines Reibungsmomentes eines Antriebsabschnittes in dem Intervall aufweisen. Bei diesem Gerät schätzt die Verbrennungszustandsschätzeinrichtung den Verbrennungszustand der Brennkraftmaschine auf der Grundlage des Reibungsmomentes und des dynamischen Verlustmomentes.
Daher kann das Verbrennungszustandsschätzgerät den Verbrennungszustand noch genauer schätzen, da der Absolutwert des durch die Verbrennung hervorgerufenen Momentes aus dem dynamischen Verlustmoment und dem Reibungsmoment bestimmt werden kann.
Gemäß einer weiteren bevorzugten Ausführungsform der Erfindung kann das Reibungsmoment ein Reibungsmoment einer Hilfsvorrichtung aufweisen.
Daher kann das Verbrennungszustandsschätzgerät das Reibungsmoment genau bestimmen, während das Reibungsmoment von Hilfsvorrichtungen berücksichtigt wird.
Das vorstehend beschriebene Ausführungsbeispiel wird wie weitere Ausführungsbeispiele, Merkmale, Vorteile sowie die technische und gewerbliche Bedeutung dieser Erfindung werden aus der folgenden detaillierten Beschreibung der exemplarischen Ausführungsbeispiele der Erfindung zusammen mit den beigefügten Zeichnungen ersichtlich, wobei:
1 zeigt eine Ansicht des Aufbaus eines Verbrennungszustandsschätzgerätes einer Brennkraftmaschine gemäß einem Ausführungsbeispiel der Erfindung, und deren Abschnitte um das Gerät;
2 zeigt eine charakteristische Ansicht von Beziehungen zwischen dem Kurbelwinkel und dem Nenn-Moment, dem durch den Gasdruck in dem Zylinder hervorgerufenen Moment und dem Trägheitsmoment, das durch die sich hin und her bewegende Trägheitsmasse erzeugt wird;
3 zeigt eine schematische Ansicht eines Verfahrens zum Bestimmen der Winkelbeschleunigung einer Kurbelwelle;
4 zeigt eine schematische Ansicht einer Abbildung, die Beziehungen des Reibungsmomentes, der Kraftmaschinendrehzahl und der Kühlwassertemperatur angeht;
5 zeigt eine Flusskarte der Prozedur eines Prozesses, der durch das Verbrennungszustandsschätzgerät durchgeführt wird;
6 zeigt eine schematische Ansicht einer Beziehung zwischen dem N-Moment T_i(k) und Hüben der jeweiligen Zylinder;
7 zeigt eine charakteristische Ansicht von Schätzergebnissen des Nenn-Momentes;
8A zeigt eine charakteristische Ansicht der in der 7 angegebenen Ergebnisse hinsichtlich des ersten Zylinders;
8B zeigt eine charakteristische Ansicht der in der 7 angegebenen Ergebnisse hinsichtlich des dritten Zylinders;
8C zeigt eine charakteristische Ansicht der in der 7 angegebenen Ergebnisse hinsichtlich des vierten Zylinders;
8D zeigt eine charakteristische Ansicht der in der 7 angegebenen Ergebnisse hinsichtlich des zweiten Zylinders;
9A zeigt eine charakteristische Ansicht der Momentencharakteristik einer Ein-Zylinder-Kraftmaschine;
9B zeigt eine charakteristische Ansicht der Momentencharakteristika einer Sechs-Zylinder-Kraftmaschine;
10 zeigt eine Flusskarte der Prozedur eines Prozesses gemäß einem ersten Verfahren zur Reibungsmomentenkorrektur;
11 zeigt eine schematische Ansicht eines Verfahrens zum Korrigieren des Reibungsmomentes T_f;
12 zeigt eine schematische Ansicht eines anderen Verfahrens zum Korrigieren des Reibungsmomentes T_f;
13 zeigt eine Flusskarte der Prozedur eines Prozesses gemäß einem zweiten Verfahren zur Reibungsmomentenkorrektur;
14 zeigt eine Flusskarte der Prozedur eines Prozesses gemäß einem dritten Verfahren zur Reibungsmomentenkorrektur;
15A zeigt eine schematische Ansicht zum Beschreiben des Pumpverlustes in jenem Fall, wenn das Drosselventil 22 vollständig geöffnet ist;
15B zeigt eine schematische Ansicht zum Beschreiben des Pumpverlustes in jenem Fall, wenn das Drosselventil 22 vollständig geschlossen ist;
16A zeigt eine charakteristische Ansicht des Momentes, das in dem jeweiligen Zylinder eine Vier-Zylinder-Kraftmaschine erzeugt wird, und zwar in jenem Fall, wenn das Drosselventil vollständig geöffnet ist;
16B zeigt eine charakteristische Ansicht des Momentes, das in dem jeweiligen Zylinder einer Vier-Zylinder-Kraftmaschine erzeugt wird, und zwar in jenem Fall, wenn das Drosselventil vollständig geschlossen ist;
17 zeigt eine Flusskarte der Prozedur eines Prozesses gemäß einem vierten Verfahren zur Reibungsmomentenkorrektur; und
18 zeigt eine Flusskarte der Prozedur eines Prozesses gemäß einem fünften Verfahren zur Reibungsmomentenkorrektur.
In der folgenden Beschreibung und den beigefügten Zeichnungen wird die vorliegende Erfindung noch genauer hinsichtlich exemplarischer Ausführungsbeispiele beschrieben. In den Zeichnungen gezeigte gleiche Bauteile werden durch gleiche Bezugszeichen bezeichnet, und eine doppelte Beschreibung wird vermieden.
Die 1 zeigt eine Ansicht des Aufbaus eines Verbrennungszustandsschätzgerätes einer Brennkraftmaschine gemäß Ausführungsbeispiel 1 der Erfindung und Abschnitte um das Gerät. Ein Einlasskanal 12 und ein Abgaskanal 14 sind mit einer Brennkraftmaschine 10 verbunden. Ein Luftfilter 16 ist an einem stromaufwärtigen Endabschnitt des Einlasskanals 12 angeordnet. Ein Einlasstemperatursensor 18 zum Erfassen der Einlasslufttemperatur THA (das heißt die äußere Lufttemperatur) ist an dem Luftfilter 16 angebracht. Der Abgaskanal 14 ist mit einem Abgasemissionssteuerkatalysator 32 und einem Abgasdrucksensor 31 zum Erfassen des Abgasdruckes versehen.
Eine Luftdurchsatzmessvorrichtung 20 ist stromabwärts von dem Luftfilter 16 angeordnet. Ein Drosselventil 22 ist stromabwärts von der Luftdurchsatzmessvorrichtung 20 vorgesehen. Das Drosselventil 22 wird zum Beispiel durch ein elektronisches Drosselventil gebildet. Der Öffnungsgrad des Drosselventils 22 wird auf der Grundlage eines Befehles von einer ECU 40 gesteuert. Nahe des Drosselventils 22 sind ein Drosselsensor 24 zum Erfassen des Drosselöffnungsgrades TA und ein Leerlaufschalter 26 angeordnet, der dann einschaltet, wenn das Drosselventil 22 vollständig geschlossen ist.
Ein Zwischenbehälter 28 ist stromabwärts von dem Drosselventil 22 vorgesehen. Ein Einlassrohrdrucksensor 29 zum Erfassen des Druckes in dem Einlasskanal 12 (Einlassrohrdruck) ist nahe dem Zwischenbehälter 28 vorgesehen. Ein Kraftstoffeinspritzventil 30 zum Einspritzen von Kraftstoff in einen Einlassanschluss der Brennkraftmaschine 10 wird stromabwärts von dem Zwischenbehälter 28 angeordnet.
Jeder Zylinder der Brennkraftmaschine 10 hat einen Kolben 34. Der Kolben 34 ist mit einer Kurbelwelle 36 verbunden, und er dreht sich durch deren Hin- und Herbewegung. Ein Fahrzeugantriebssystem und Hilfsvorrichtungen (wie zum Beispiel ein Klimaanlagenverdichter, ein Wechselrichter, ein Drehmomentenwandler, eine Servopumpe, etc.) werden durch das Drehmoment der Kurbelwelle 36 angetrieben. Ein Kurbelwinkelsensor 38 zum Erfassen des Drehwinkels der Kurbelwelle 36 ist nahe der Kurbelwelle 36 angeordnet. Ein Zylinderblock der Kraftmaschine 10 ist mit einem Wassertemperatursensor 42 zum Erfassen der Kühlwassertemperatur versehen.
Das Verbrennungszustandsschätzgerät des Ausführungsbeispieles hat eine ECU (elektronische Steuereinheit) 40. Die ECU 40 ist mit den vorstehend genannten vielfältigen Sensoren und dem Kraftstoffeinspritzventil 30 verbunden, und sie ist außerdem mit einem Fahrzeuggeschwindigkeitssensor 44 zum Erfassen der Fahrzeuggeschwindigkeit SPD, etc. verbunden.
Ein Zündschalter 46 zum Umschalten zwischen dem Betriebszustand und dem Stopzustand der Kraftmaschine und eine Startvorrichtung 48 zum Drehen der Kurbelwelle 36 durch Ausführen des Kurbelvorganges während des Startvorgangs der Kraftmaschine sind auch mit der ECU 40 verbunden. Wenn der Zündschalter 46 von einem Aus-Zustand zu einem Ein-Zustand umgeschaltet wird, dann wird der Kurbelvorgang durch die Startvorrichtung 48 durchgeführt, und Kraftstoff wird aus dem Kraftstoffeinspritzventil 30 eingespritzt und gezündet, um so die Kraftmaschine anzulassen. Wenn der Zündschalter 46 von dem Ein-Zustand zu dem Aus-Zustand umschaltet, dann werden die Kraftstoffeinspritzung aus dem Kraftstoffeinspritzventil 30 und die Zündung gestoppt, so dass die Kraftmaschine gestoppt wird.
Ein Verfahren zum Schätzen des Verbrennungszustands der Brennkraftmaschine 10 wird unter Bezugnahme auf das in der 1 gezeigte System näher beschrieben. Zunächst werden mathematische Gleichungen beschrieben, die zum Schätzen des Verbrennungszustands verwendet werden. Bei dem Ausführungsbeispiel wird der Verbrennungszustand unter Verwendung der folgenden Gleichungen (1) und (2) geschätzt.
[Math. 1]

T_i = J·dω/dt + T_f + T₁ (1)
Ti = T_gas + T_inertia (2)

In den Gleichungen (1) und (2) ist das Nenn-Moment T_i jenes Moment, das durch die Kurbelwelle 36 mittels Verbrennung der Brennkraftmaschine 10 erzeugt wird. Die rechte Seite der Gleichung (2) gibt das Moment an, das das Nenn-Moment T_i bildet. Die rechte Seite der Gleichung (1) gibt jenes Moment an, das das Nenn-Moment T_i verbraucht.
An der rechten Seite der Gleichung (1) gibt J das Trägheitsmoment des Antriebsmomentes an, das durch die Verbrennung des Luft/Kraftstoff-Gemisches und der gleichen angetrieben wird, und dω/dt gibt die Winkelbeschleunigung der Kurbelwelle 36 an, und T_f gibt das Reibungsmoment des Antriebsabschnittes an, und T_i gibt das Lastmoment von der Fahrbahnoberfläche während des Fahrt des Fahrzeugs an. Jx(dω/dt) ist das dynamische Verlustmoment (= T_ac), das mit der Winkelbeschleunigung der Kurbelwelle 36 zusammenhängt. Das Reibungsmoment T_f ist jenes Moment, das durch mechanische Reibungen von verschiedenen Verbindungsabschnitten wie zum Beispiel die Reibung zwischen dem Kolben 34 und der Zylinderinnenwand und der gleichen erzeugt wird, und es beinhaltet jenes Moment, das durch die mechanischen Reibungen von Hilfsvorrichtungen hervorgerufen wird. Das Lastmoment T_l ist jenes Moment, das durch äußere Störungen wie zum Beispiel den Zustand der Fahrbahn während der Fahrt des Fahrzeugs und der gleichen hervorgerufen wird. Bei dem Ausführungsbeispiel wird der Verbrennungszustand geschätzt, während das Getriebe in einen neutralen Zustand versetzt ist. Daher wird bei der nachfolgenden Beschreibung T_l = 0 angenommen.
An der rechten Seite der Gleichung (2) gibt T_gas das Moment an, das durch den Gasdruck in dem Zylinder erzeugt wird, und T_inertia gibt das Trägheitsmoment an, das durch die sich hin und her bewegende Trägheitsmasse des Kolbens 34 und der gleichen erzeugt wird. Das durch den Gasdruck im Zylinder erzeugte Moment T_gas wird durch die Verbrennung des Luft/Kraftstoff-Gemisches in dem Zylinder erzeugt. Um den Verbrennungszustand genau zu schätzen, ist es erforderlich, das Moment T_gas zu bestimmen, das durch den Gasdruck in dem Zylinder erzeugt wird.
Wie dies durch die Gleichung (1) ausgedrückt wird, kann das Nenn-Moment T_i als die Summe des dynamischen Verlustmomentes Jxdω/dt, das mit der Winkelbeschleunigung zusammenhängt, des Reibungsmomentes T_f und des Lastmomentes T_l bestimmt werden. Jedoch ist es unmöglich, den Verbrennungszustand aus dem Nenn-Moment T_i genau zu schätzen, da das Nenn-Moment T_i nicht gleich dem Moment T_gas ist, das durch den Gasdruck in dem Zylinder erzeugt wird, wie dies durch die Gleichung (2) angegeben wird.
Die 2 zeigt eine charakteristische Ansicht von Beziehungen zwischen den verschiedenen Momenten und dem Kurbelwinkel. In der 2 gibt die Vertikalachse die Größe des Momentes an, und die Horizontalachse gibt den Kurbelwinkel an. Darüber hinaus gibt eine Strich-Punkt-Linie das Nenn-Moment T_i an, und eine durchgezogene Linie gibt das durch den Gasdruck in dem Zylinder erzeugte Moment T_gas an, und eine gestrichelte Linie gibt das durch die sich hin und her bewegende Trägheitsmasse erzeugte Trägheitsmoment T_inertia an. Die 2 zeigt Charakteristika im Falle einer Vier-Zylinder-Kraftmaschine. In der 2 geben TDC und BDC den Kurbelwinkel (0°) an, bei dem der Kolben 34 von einem der vier Zylinder an dem oberen Totpunkt (TDC) ist, und den Kurbelwinkel (180°), bei dem der Kolben 34 des selben Zylinders an dem unteren Totpunkt (BDC) ist. Falls die Brennkraftmaschine 10 eine Vier-Zylinder-Kraftmaschine ist, dann tritt bei der Kraftmaschine ein Verbrennungskolbenhub bei allen Drehwinkeln von 180° der Kurbelwelle 36 auf. Bei jeder Verbrennungsverarbeitung tritt die in der 2 angegebene Momentencharakteristik von dem TDC zu dem BDC auf.
Wie dies durch die durchgezogene Linie in der 2 gezeigt ist, wird das durch den Gasdruck in dem Zylinder erzeugte Moment T_gas zwischen dem TDC und dem BDC stark erhöht und verringert. Die starke Erhöhung des Momentes T_gas wird durch die Verbrennung eines Gemisches in der Brennkammer während des Verbrennungshubs bewirkt. Nach der Verbrennung wird das Moment T_gas verringert, und es nimmt aufgrund des Einflusses des Zylinders negative Werte an, der dem Verdichtungshub oder dem Auslasshub unterworfen wird. Wenn der Kurbelwinkel den BDC erreicht, dann wird die Änderung der Kapazität des Zylinders zu null, so dass das Moment T_gas den Wert 0 annimmt.
Das durch die sich hin und her bewegende Trägheitsmasse erzeugte Trägheitsmoment T_inertia ist ein Trägheitsmoment, das durch die Trägheitsmasse von sich hin und her bewegenden Bauteilen wie zum Beispiel die Kolben 34 und der gleichen erzeugt wird, und es ist im Wesentlichen für das Moment T_gas irrelevant, das durch den Gasdruck im Zylinder erzeugt wird, oder es ist derart irrelevant, dass die Wirkung des Momentes T_gas auf das Trägheitsmoment T_inertia unbeachtlich ist. Die sich hin und her bewegenden Bauteile sind zyklisch einer Beschleunigung und einer Verzögerung ausgesetzt, und das Trägheitsmoment T_inertia tritt stets auf, so lange sich die Kurbelwelle 36 dreht, auch wenn die Winkelgeschwindigkeit konstant ist. Wie dies durch die gestrichelte Linie in der 2 gezeigt ist, sind die sich hin und her bewegenden Bauteile gestoppt, und daher gilt T_inertia = 0, wenn der Kurbelwinkel gleich dem TDC ist. Wenn sich der Kurbelwinkel von dem TDC zu dem BDC ändert, dann beginnt eine Bewegung der sich hin und her bewegenden Bauteile aus dem Stopzustand. Aufgrund der Trägheit der sich hin und her bewegenden Bauteile wird das Moment T_inertia in der Negativrichtung erhöht. Wenn der Kurbelwinkel die Nähe von 90° erreicht, dann bewegen sich die sich hin und her bewegenden Bauteile mit einer vorbestimmten Geschwindigkeit, und daher setzt die Kurbelwelle 36 eine Drehung aufgrund der Trägheit der Bauelemente fort.
Daher ändert sich das Moment T_inertia von der Negativseite zu der entgegengesetzten Seite zwischen dem TDC und dem BDC. Danach stoppen die sich hin und her bewegenden Bauteile, wenn der Kurbelwinkel den BDC erreicht, und das Trägheitsmoment T_inertia wird gleich null.
Wie dies in der Gleichung (2) angegeben ist, ist das Nenn-Moment T_i die Summe des durch den Gasdruck im Zylinder erzeugten Momentes T_gas und des durch die sich hin und her bewegende Trägheitsmasse erzeugten Trägheitsmomentes T_inertia. Wie dies durch die Strich-Punkt-Linie in der 2 gezeigt ist, zeigt das Nenn-Moment T_i daher ein kompliziertes Verhalten, bei dem zwischen dem TDC und dem BDC das Nenn-Moment T_i aufgrund einer Erhöhung des durch die Verbrennung des Gemisches erzeugten Momentes T_gas erhöht wird und vorübergehend verringert wird, und dann wird es aufgrund des Trägheitsmomentes T_inertia erneut erhöht.
Jedoch beträgt der Durchschnittswert des Trägheitsmomentes T_inertia null, das durch die sich hin und her bewegende Trägheitsmasse erzeugt wird, und zwar in dem Intervall des Kurbelwinkels von 180° von dem TDC zu dem BDC. Dies ist dadurch begründet, dass die Bauelemente mit den sich hin und her bewegenden Trägheitsmassen Bewegungen in entgegengesetzten Richtungen in dem Bereich des Kurbelwinkels von 0° bis zu der Nähe von 90° und in dem Kurbelwinkelbereich in der Nähe von 90° bis 180° ausgesetzt sind. Daher kann das Nenn-Moment T_i mit dem Trägheitsmoment T_inertia berechnet werden, das durch die sich hin und her bewegende Trägheitsmasse erzeugt wird und gleich „0” beträgt, falls jedes der Momente in den Gleichungen (1) und (2) als ein Durchschnittswert in dem Intervall von dem TDC zu dem BDC berechnet wird. Somit wird die Wirkung des Trägheitsmomentes T_inertia, das durch die sich hin und her bewegende Trägheitsmasse erzeugt wird, auf das Nenn-Moment T_i ausgeschlossen, so dass der Verbrennungszustand genau und in einfacher Weise geschatzt werden kann.
Falls der Durchschnittswert von jedem Moment in dem Intervall von dem TDC zu dem BDC bestimmt ist, dann wird der Durchschnittswert des Nenn-Momentes T_i gleich dem Durchschnittswert des durch den Gasdruck im Zylinder erzeugten Momentes T_gas in der Gleichung (2), da der Durchschnitt des Trägheitsmomentes T_inertia in dem selben Intervall „0” beträgt. Daher kann der Verbrennungszustand auf der Grundlage des Nenn-Momentes T_i genau geschätzt werden.
Da darüber hinaus ein Durchschnittswert der Winkelbeschleunigung der Kurbelwelle 36 in dem Intervall von dem TDC zu dem BDC bestimmt wird, wird die Wirkung der sich hin und her bewegenden Trägheitsmasse auf die Winkelbeschleunigung von der Bestimmung der Winkelbeschleunigung ausgeschlossen, da der Durchschnittswert des Trägheitsmomentes T_inertia in diesem Intervall „0” beträgt. Daher kann die Winkelbeschleunigung berechnet werden, die lediglich mit dem Verbrennungszustand verknüpft sind. Somit kann der Verbrennungszustand auf der Grundlage der Winkelbeschleunigung genau geschätzt werden.
Ein Verfahren zum Berechnen von jedem Moment an der rechten Seite der Gleichung (1) wird beschrieben. Zunächst wird ein Verfahren zum Berechnen des dynamischen Verlustmomentes durch die Winkelbeschleunigung T_ac = Jx(dω/dt) beschrieben. Die 3 zeigt eine schematische Ansicht eines Fahrens zum Bestimmen der Winkelbeschleunigung der Kurbelwelle 36. Wie dies in der 3 gezeigt ist, wird ein Kurbelwinkelsignal durch den Kurbelwinkelsensor 38 bei jedem Drehwinkel von 10° der Kurbelwelle 36 bei diesem Ausführungsbeispiel erfasst.
Das Verbrennungszustandsschätzgerät von diesem Ausführungsbeispiel berechnet das dynamische Verlustmoment T_ac, das durch die Winkelbeschleunigung erzeugt wird, als einen Durchschnittswert in dem Intervall von dem TDC zu dem BDC. Bis dahin bestimmt das Gerät von diesem Ausführungsbeispiel Winkelgeschwindigkeiten ω₀(k), ω₀(k + 1) an den beiden Punkten hinsichtlich des Kurbelwinkels, nämlich dem TDC und dem BDC, und es bestimmt außerdem die Zeit Δt(k) der Drehung der Kurbelwelle 36 von dem TDC zu dem BDC.
Um die Winkelgeschwindigkeit ω₀(k) zu bestimmen, werden zum Beispiel die Zeit Δt₀(k) und die Zeit Δt₁₀(k) der Drehung des Kurbelwinkels 10° vor und nach dem TDC durch den Kurbelwinkelsensor 38 erfasst, wie dies in der 3 gezeigt ist. Da sich die Kurbelwelle 36 um 20° in der Zeit Δt₀(k) + Δt₁₀(k) dreht, kann ω₀(k) [rad/s] aus der Gleichung ω₀(k) = (20/(Δt₀(k) + Δt₁₀(k)) × (n/180) bestimmt werden. In ähnlicher Weise werden zum Bestimmen der Winkelgeschwindigkeit ω₀(k + 1) die Zeit Δt₀(k + 1) und die Zeit Δt₁₀(k + 1) der Drehung des Kurbelwinkels bei 10° vor und nach dem BDC erfasst. Dann wird ω₀(k + 1)[rad/s] aus der Gleichung ω₀(k + 1) = (20/(Δt₀(k + 1) + Δt₁₀(k + 1)) × (π/180) bestimmt.
Nachdem die Winkelgeschwindigkeiten ω₀(k) und ω₀(k + 1) bestimmt sind, wird die Berechnung von (ω₀(k + 1) – ω₀(k))/Δt(k) ausgeführt, um einen Durchschnittswert der Winkelbeschleunigung über die Dauer der Drehung der Kurbelwelle 36 von dem TDC zu dem BDC auszuführen.
Nachdem der Durchschnittswert der Winkelbeschleunigung bestimmt wurde, werden der Durchschnittswert der Winkelbeschleunigung und das Trägheitsmoment J gemäß der rechten Seite der Gleichung (1) multipliziert. Auf diese Art und Weise kann der Durchschnittswert des dynamischen Verlustmomentes Jx(dω/dt) während der Drehung der Kurbelwelle 36 von dem TDC zu dem BDC berechnet werden. Hierbei ist zu beachten, dass das Trägheitsmoment J des Antriebsabschnittes im Vorfeld bestimmt wird, und zwar aus der Tragheitsmasse der antreibenden Bauteile.
Ein Verfahren zum Berechnen des Reibungsmomentes T_f wird nun beschrieben. Die 4 zeigt eine Abbildung von Beziehungen des Reibungsmomentes T_f, der Kraftmaschinendrehzahl (Ne) der Brennkraftmaschine 10 und der Kühlwassertemperatur (thw). In der 4 sind das Reibungsmoment T_f, die Kraftmaschinendrehzahl (Ne) und die Kühlwassertemperatur (thw) die Durchschnittswerte für die Dauer der Drehung der Kurbelwelle 36 von dem TDC zu dem BDC. Das Reibungsmoment T_f ist jenes Moment, das durch die mechanische Reibung der verbindenden Bauteile wie zum Beispiel eine Reibung zwischen dem Kolben 34 und der Zylinderinnenwand hervorgerufen wird, und es beinhaltet jenes Moment, das durch die mechanische Reibung von Hilfsvorrichtungen erzeugt wird.
Die Kühlwassertemperatur wird größer in der Reihenfolge thw1 → thw2 → thw3. Wie dies in der 4 gezeigt ist, hat das Reibungsmoment T_f eine Tendenz, dass es sich bei einer Erhöhung der Kraftmaschinendrehzahl (Ne) erhöht, und dass es sich bei einer Verringerung der Kühlwassertemperatur (thw) erhöht. Die in der 4 gezeigte Abbildung wird im Vorfeld vorbereitet, indem Reibungsmomente T_f gemessen werden, die während einer Drehung der Kurbelwelle 36 von dem TDC zu dem BDC erzeugt werden, und zwar bei veränderten Werten der Kraftmaschinendrehzahl (Ne) und der Kühlwassertemperatur (thw), und indem Durchschnittswerte der gemessenen Reibungsmomente T_f bestimmt werden. Um den Verbrennungszustand zu schätzen, wird ein Durchschnittswert des Reibungsmoments T_f entsprechend dem Durchschnittswert der Kühlwassertemperatur (thw) und dem Durchschnittswert der Kraftmaschinendrehzahl in dem Intervall vom dem TDC zu dem BDC aus der in der 4 gezeigten Abbildung bestimmt. Hinsichtlich dieses Vorgangs wird die Kühlwassertemperatur durch den Wassertemperatursensor 42 erfasst, und die Kraftmaschinendrehzahl wird durch den Kurbelwinkelsensor 38 erfasst.
Das mit den Änderungen des Kurbelwinkels verknüpfte Verhalten des Reibungsmoments C_f ist sehr kompliziert, und deren Änderung ist stark. Jedoch hängt das Verhalten des Reibungsmomentes T_f hauptsächlich von der Geschwindigkeit des Kolbens 34 ab. Im Falle einer Vierzylinder-Kraftmaschine wird jeder der vier Hübe nacheinander durch die vier Zylinder in Intervallen von 180° des Kurbelwinkels durchlaufen, und daher ist der Durchschnittswert der Geschwindigkeit der vier Kolben 34 in einem Kurbelwinkelintervall von 180° im Wesentlichen gleich dem Durchschnittswert in dem nachfolgenden Kurbelwinkelintervall von 180°. Daher sind im Falle einer Vierzylinder-Kraftmaschine das Intervall von dem TDC (oberer Totpunkt) zu dem BDC (unterer Totpunkt) oder von dem BDC zu dem TDC ein Intervall, bei dem der Durchschnittswert des Trägheitsmomentes T_inertia, das durch die sich hin und herbewegende Trägheitsmasse erzeugt wird, gleich ”0”, und die Durchschnittswerte des Reibungsmomentes T_f in derartigen Intervallen sind im Wesentlichen einheitlich. Falls ein Durchschnittswert des Reibungsmomentes T_f für jedes Intervall (TDC → BDC) bestimmt wird, bei dem der Durchschnittswert des durch die sich hin und herbewegende Trägheitsmasse erzeugten Trägheitsmoments T_inertia ”0” beträgt, dann ist es daher möglich, eine Beziehung der Kraftmaschinendrehzahl (Ne), der Kühlwassertemperatur (thw) und des Reibungsmomentes T_f genau zu erfassen, die komplizierte Übergangsverhalten zeigen. Die Handhabung des Reibungsmoments T_f als den Durchschnittswert für jedes Intervall ermöglicht eine genaue Erzeugung der Abbildung, wie dies in der 4 gezeigt ist.
Daher wurde die Abbildung gemäß der 4 dadurch vorbereitet, dass die Kraftmaschinendrehzahl (Ne) und die Kühlwassertemperatur (thw) als Parameter verändert wurden, und indem das Reibungsmoment T_f gemessen wird, das während einer Drehung der Kurbelwelle 36 von dem TDC zu dem BDC auftritt, und indem dessen Durchschnittswert berechnet wird. Die Werte der Kraftmaschinendrehzahl (Ne) und der Kühlwassertemperatur (thw) gemäß der 4 sind Durchschnittswerte davon in dem TDC-BDC-Intervall, und zwar ähnlich zu den Werten des Reibungsmoments T_f.
Insbesondere ist jenes Intervall, das eine stabile Bestimmung oder Berechnung des Reibungsmoments T_f ermöglicht, ein Intervall, bei dem der Durchschnittswert des durch die sich hin und herbewegende Trägheitsmasse der Kraftmaschine erzeugten Trägheitsmoments wie zum Beispiel die Kolben 34 und dergleichen ”0” beträgt. In dem Intervall, bei dem der Durchschnittswert des Trägheitsmoments ”0” beträgt, sind die Trägheitsmomente, die durch die Bauelemente mit den sich hin und herbewegenden Trägheitsmassen der einzelnen Zylinder erzeugt werden, voneinander versetzt, und die Durchschnittswerte der Geschwindigkeit des Kolbens 34 für die einzelnen Intervalle sind im Wesentlichen einander gleich. Bei dem vorherigen Ausführungsbeispiel ist das Momentenberechnungsintervall ein Intervall des Kurbelwinkels von 180° zwischen dem TDC und dem BDC unter der Annahme, dass die Kraftmaschine 10 eine Vierzylinder-Kraftmaschine ist. Falls jedoch die Erfindung auf eine Brennkraftmaschine mit einer anderen Zylinderanzahl angewendet wird, dann kann das Momentenberechnungsintervall jenes Intervall sein, bei dem der Durchschnittswert des durch die sich hin und herbewegende Trägheitsmasse erzeugten Trägheitsmomentes ”0” beträgt.
Die ECU 40 speichert eine in der 4 gezeigte Abbildung in einem Speicher. Die ECU 40 schätzt ein Reibungsmoment T_f unter Verwendung der Abbildung, und sie verwendet den geschätzten Wert für die Berechnung des Nenn-Momentes und dergleichen. Um das Reibungsmoment T_f zu schätzen, wird ein Durchschnittswert des Reibungsmomentes T_f in dem TDC-BDC-Intervall auf der Grundlage des Durchschnittswertes im Intervall TDC-BDC der Kühlwassertemperatur und des Durchschnittswertes im Intervall TDC-BDC der Kraftmaschinendrehzahl bestimmt, und zwar unter Bezugnahme auf die in der 4 gezeigte Abbildung. Für diesen Vorgang werden die Kühlwassertemperatur und die Kraftmaschinendrehzahl durch den Wassertemperatursensor 42 beziehungsweise den Kurbelwinkelsensor 38 erfasst. Somit kann das Reibungsmoment T_f in den TDC-BDC-Intervall genau geschätzt werden, und daher kann das Nenn-Moment auf der Grundlage des Reibungsmoments T_f gemäß nachfolgender Beschreibung genau bestimmt werden.
Das Reibungsmoment T_f beinhaltet jenes Moment, das durch die Reibung von Hilfsvorrichtungen erzeugt wird, wie dies vorstehend erwähnt wurde. Der Wert des Momentes, das durch die Reibung von Hilfsvorrichtungen erzeugt wird, ändert sich in Abhängigkeit dessen, ob die Hilfsvorrichtungen in Betrieb sind. Zum Beispiel nimmt ein Klimaanlagenverdichter, das heißt eine der Hilfsvorrichtungen, eine von der Kraftmaschine über einen Riemen oder dergleichen übertragenen Drehung auf, sodass ein Moment durch die Reibung erzeugt wird, auch wenn die Klimaanlage nicht in Betrieb ist.
Falls eine Hilfsvorrichtung in Betrieb ist, zum Beispiel wenn die Klimaanlage eingeschaltet ist, dann wird das durch den Verdichter verbrauchte Moment größer als in jenem Zustand, wenn die Klimaanlage nicht in Betrieb ist. Daher erhöht sich das durch die Reibung der Hilfsvorrichtungen erzeugte Moment, das heißt der Wert des Reibungsmomentes T_f erhöht sich. Somit ist es zum genauen Bestimmen des Reibungsmomentes T_f wünschenswert, dass der Betriebszustand der Hilfsvorrichtungen erfasst wird, und dass der Wert des Reibungsmomentes T_f korrigiert wird, der aus der Abbildung gemäß der 4 bestimmt wird, falls eine Hilfsvorrichtung eingeschaltet wird.
Im Zeitraum eines äußerst kalten Startvorgangs der Kraftmaschine oder dergleichen ist es des weiteren vorzuziehen, die Differenz zwischen der Kühlwassertemperatur und der Temperatur an einer Seite, wo ein Reibungsmoment T_f tatsächlich auftritt, mit einem Faktor zu multiplizieren, wenn das Reibungsmoment T_f korrigiert wird. In diesem Fall ist es wünschenswert, den Korrekturfaktor hinsichtlich der in den Zylinder eingeführten Kraftstoffmenge und der verstrichenen Zeit nach dem Kaltstart etc. zu bewirken.
Ein durch das Verbrennungszustandsschätzgerät des Ausführungsbeispiels durchgeführter Prozess wird nun unter Bezugnahme auf eine in der 5 gezeigte Flusskarte beschrieben. Zunächst wird bei einem Schritt S1 bestimmt, ob der Kurbelwinkel eine Momentenberechnungszeitgebung erreicht hat. Insbesondere wird bestimmt, ob der gegenwärtige Kurbelwinkel in jenem Zustand ist, bei dem der Kurbelwinkel gleich oder größer als TDC + 10° ist, oder ob er in jenem Zustand ist, bei dem der Kurbelwinkel gleich oder größer als BDC + 10° ist. Falls der gegenwärtige Kurbelwinkel der Momentenberechnungszeitgebung entspricht, dann schreitet der Prozess zu Schritt S2 weiter. Falls der gegenwärtige Kurbelwinkel nicht der Momentenberechnungszeitgebung entspricht, dann endet der Prozess.
Nachfolgend werden bei dem Schritt S2 für die Momentenberechnung erforderliche Parameter generiert. Die generierten Parameter beinhalten die Kraftmaschinendrehzahl (Ne(k)), die Kühlwassertemperatur (thw(k)), die Winkelgeschwindigkeiten (ω₀(k), ω₀(k + 1)), die Zeit (Δt), etc.
Nachfolgend wird bei einem Schritt S3 ein Reibungsmoment T_f(k) berechnet. Wie dies vorstehend beschrieben ist, ist das Reibungsmoment T_f(k) eine Funktion der Kraftmaschinendrehzahl (Ne(k)) und der Kühlwassertemperatur (thw(k)), und ein Durchschnittswert des Reibungsmomentes T_f in dem Intervall von dem TDC zu dem BDC wird aus der Abbildung gemäß der 4 bestimmt.
Nachfolgend wird bei dem Schritt S4 bestimmt, ob der Schalter einer Hilfsvorrichtung eingeschaltet ist. Falls der Schalter eingeschaltet ist, dann schreitet der Prozess zu einem Schritt S5 weiter, bei dem das bei dem Schritt S3 bestimmte Reibungsmoment T_f(k) korrigiert wird. Insbesondere wird das Reibungsmoment T_f(k) zum Beispiel durch ein Verfahren zum Multiplizieren von T_f(k) mit einem bestimmten Korrekturfaktor oder durch ein Verfahren zum Addieren eines vorbestimmten Korrekturwertes zu T_f korrigiert, etc. Falls bestimmt wird, dass der Schalter einer Hilfsvorrichtung ausgeschaltet ist, dann schreitet der Prozess zu einem Schritt S6 weiter.
Bei dem Schritt S6 wird ein dynamisches Verlustmoment T_ac(k) berechnet, das mit einer Winkelbeschleunigung zusammenhängt. In diesem Fall wird durch die Berechnung von T_ac(k) = J × (ω₀(k + 1) – ω₀(k))/ΔT der Durchschnittswert T_ac(k) des dynamischen Verlustmomentes in dem Intervall von dem TDC zu dem BDC bestimmt.
Nachfolgend wird bei einem Schritt S7 das Nenn-Moment T_i(k) berechnet. In diesem Fall wird T_i(k) als T_i(k) = T_ac(k) + T_f(k) berechnet. Falls das Reibungsmoment T_f(k) bei dem Schritt S5 korrigiert wurde, dann wird das korrigierte Reibungsmoment T_f(k) bei der Berechnung verwendet. Das so bestimmte Nenn-Moment T_i(k) ist ein Durchschnittswert, der in dem Intervall von dem TDC zu dem BDC erhalten wird.
Da in dem TDC-zu-BDC-Intervall der Durchschnittswert des durch die sich hin und herbewegende Trägheitsmasse erzeugten Trägheitsmomentes T_inertia=”0” beträgt, ist das generierte Nenn-Moment T_i(k) gleich jenem Moment T_gas(k), das durch den Gasdruck in dem Zylinder erzeugt wird, wie dies aus der Gleichung (2) offensichtlich ist.
6 zeigt eine schematische Ansicht einer Beziehung zwischen dem berechneten Nenn-Moment T_i(k) (= T_gas(k)) und den Hüben der jeweiligen Zylinder. Falls die Brennkraftmaschine 10 vier Zylinder #1 bis #4 aufweist, dann tritt der Verbrennungshub bei jedem Drehwinkel von 180° der Kurbelwelle 36 in den Zylindern in der Reihenfolge #1, #3, #4 und #2 auf, wie dies in der 6 gezeigt ist. Falls Nenn-Momente T_i bei den einzelnen Verbrennungshüben der Kraftmaschine nacheinander berechnet werden, und zwar in Intervallen von 180° des Kurbelwinkels, wie dies in der 6 gezeigt ist, dann entspricht das Nenn-Moment T_i(k) der Verbrennung in dem Zylinder #1. In ähnlicher Weise entspricht das Nenn-Moment T_i(k – 2) der Verbrennung in dem Zylinder #4, und das Nenn-Moment T_i(k – 1) entspricht der Verbrennung in dem Zylinder #2, und das Nenn-Moment T_i(k + 1) entspricht der Verbrennung in dem Zylinder #3, und das Nenn-Moment T_i(k + 2) entspricht der Verbrennung in dem Zylinder #4.
Während des Nenn-Momentes T_i(k) ist der Zylinder #1 dem Verbrennungshub ausgesetzt, und der Zylinder #3 ist dem Verdichtungshub ausgesetzt, und der Zylinder #4 ist dem Einlasshub ausgesetzt, und der Zylinder #2 ist dem Auslasshub ausgesetzt. Da die durch die Verdichtungs-, Einlass- und Auslasshübe erzeugten Momente verglichen mit dem Moment sehr klein sind, das durch den Gasdruck in dem Zylinder erzeugt wird, der bei dem Verbrennungshub erzeugt wird, kann das Nenn-Moment T_i gleich dem Moment T_gas betrachtet werden, das durch den Gasdruck in dem Zylinder erzeugt wird, der durch die Verbrennung in dem Zylinder #1 erzeugt wird. Daher kann durch das Berechnen des Nenn-Momentes in der Reihenfolge von T_i(k – 2), T_i(k – 1), T_i(k), T_i(k + 1), T_i(k + 2) das durch den Gasdruck in dem Zylinder erzeugte Moment T_gas, das durch die Verbrennung in dem jeweiligen Zylinder erzeugt wird, in der Reihenfolge #4, #2, #1, #3, #4 berechnet werden. Daher kann der Verbrennungszustand in jedem Zylinder geschätzt werden.
Die 7 zeigt eine charakteristische Ansicht der berechneten Nenn-Momente T_i(k)) = T_gas(k)) und der Anzahl der Hin- und Herbewegungen (Hübe) der jeweiligen Kolben 34 unmittelbar nach einem Startvorgang der Kraftmaschine. Diese charakteristische Ansicht wird dadurch erhalten, dass ein Nenn-Moment T_i(k) aufgetragen wird, das bei jedem Verbrennungshub der Zylinder #1 bis #4 geschätzt wird. Da das Verbrennungszustandsschätzgerät des Ausführungsbeispiels die Wirkung des Trägheitsmoments T_inertia ausschließen kann, das durch die sich hin und herbewegende Trägheitsmasse bewirkt wird, und dass das Reibungsmoment T_f unter Bezugnahme auf eine Abbildung sehr genau bestimmen kann, kann das durch den Gasdruck in dem Zylinder erzeugte Moment T_gas mit seinem Absolutwert genau geschätzt werden. Daher ist es möglich, genau zu bestimmen, ob der Verbrennungszustand gut oder schlecht ist, und zwar auf der Grundlage des Absolutwertes des Momentes auch während eines Betriebszustands der Kraftmaschine außer dem stationären Zustand, wie zum Beispiel ein Zustand unmittelbar nach einem Startvorgang. In der 7 ändert sich das Nenn-Moment T_i(k) im gewissen Maße während einer Periode von ungefähr 30 Hüben unmittelbar nach dem Startvorgang, und daher kann bestimmt werden, dass der Verbrennungszustand während jener Periode nicht gut ist.
Die 8A bis 8D zeigen charakteristische Ansichten der Ergebnisse separat für die einzelnen Zylinder, die in der 7 angegeben sind. Die Darstellung des Nenn-Momentes T_i für jeden Zylinder auf diese Art und Weise ermöglicht es, den Verbrennungszustand in jedem Zylinder zu schätzen. Wie dies in der 8C gezeigt ist, erzeugt der Zylinder #4 kein Nenn-Moment T_i unmittelbar nach dem Startvorgang der Kraftmaschine. Daher kann sofort bestimmt werden, dass der Verbrennungszustand in dem Zylinder #4 nicht gut ist.
Auch wenn bei dem vorherigen Ausführungsbeispiel das dynamische Verlustmoment T_ac aufgrund einer Winkelbeschleunigung aus den Winkelgeschwindigkeiten bei dem TDC und dem BDC bestimmt wird, ist es auch möglich, das Intervall von dem TDC zu dem BDC in eine Vielzahl von kleinen Intervallen zu teilen und ein dynamisches Verlustmoment zu bestimmen, das zu einer Winkelbeschleunigung in dem jeweiligen geteilten Intervall gehort, und die dynamischen Verlustmomente so zu mitteln, dass ein Verlustmoment T_ac für jeden Kurbelwinkel von 180° bestimmt wird. Bei einem möglichen Verfahren wird zum Beispiel das TDC-zu-BDC-Kurbelwinkelintervall gleichmäßig in sechs Intervalle von 30° geteilt, und ein dynamisches Verlustmoment wird für jedes Intervall von 30° bestimmt, und die bestimmten dynamischen Verlustmomente werden so gemittelt, dass ein Durchschnittswert des dynamischen Verlustmoments T_ac für das Intervall von dem TDC zu dem BDC bestimmt wird. Dieses Verfahren erhöht die Anzahl der Erfassungspunkte der Kurbelwinkelgeschwindigkeit, um so den Fehler bei der Kurbelwinkelerfassung zu minimieren.
Auch wenn bei dem vorstehenden Ausführungsbeispiel das Intervall, in dem der Durchschnittswert des durch die sich hin und herbewegenden Trägheitsmasse erzeugten Trägheitsmomentes T_inertia ”0” beträgt, ein Intervall von 180° ist, kann das Intervall als ein breiteres Intervall festgelegt werden, das einen Durchschnittswert von T_inertia als ”0” bewirkt. Im Falle einer Vierzylinder-Kraftmaschine ist das minimale Intervall, bei dem der Durchschnittswert des durch die sich hin und herbewegende Trägheitsmasse erzeugten Trägheitsmoments T_inertia ”0” beträgt, ein Intervall von 180°, und daher kann das Intervall, in dem der Durchschnittswert des Trägheitsmoments T_inertia ”0” beträgt, als irgendein Vielfaches von 180° festgelegt werden. Falls eine niedrige Frequenz der Schätzung des Nenn-Moments T_i akzeptabel ist, wenn zum Beispiel das geschätzte Moment für eine Momentensteuerung verwendet wird, dann kann ein breiteres Winkelintervall von zum Beispiel 360°, 720° oder dergleichen festgelegt werden.
Auch wenn bei dem vorstehenden Ausführungsbeispiel die Erfindung auf eine Vierzylinder-Brennkraftmaschine angewendet wird, so kann der Verbrennungszustand auch bei Brennkraftmaschinen außer der Vierzylinder-Kraftmaschine im Wesentlichen in der gleichen Art und Weise wie bei der Vierzylinder-Kraftmaschine geschätzt werden, indem ein Intervall bestimmt wird, bei dem der Durchschnittswert des durch die sich hin und herbewegende Trägheitsmasse erzeugten Momentes T_inertia ”0” beträgt. Die 9A und 9B zeigen Ansichten von Momentencharakteristika von Brennkraftmaschinen außer der Vierzylinder-Kraftmaschine, wobei jede Beziehungen zwischen den verschiedenen Momenten in der Gleichung (2) und dem Kurbelwinkel in ähnlicher Weise wie die 4 zeigt. Die 9A zeigt die Momentencharakteristika einer Sechszylinder-Kraftmaschine, und die 9B zeigt die Momentencharakteristika einer Sechszylinder-Kraftmaschine.
Wie dies in der 9A gezeigt ist, ist die Einzylinder-Kraftmaschine dem Verbrennungshub bei jedem Kurbelwinkel von 720° ausgesetzt, und das durch den Gasdruck im Zylinder erzeugte Moment T_gas zeigt einen Anstieg oder einen Fall bei jedem Verbrennungsvorgang. Der Durchschnittswert des Momentes T_inertia (gepunktete Linie), das durch die sich hin und herbewegende Trägheitsmasse erzeugt wird, beträgt in einem Intervall von 360° bis 540° des Kurbelwinkels ”0”. Falls eine Winkelbeschleunigung und ein Nenn-Moment bei jedem Kurbelwinkelintervall von 360° bis 540° bestimmt wird, dann kann der Verbrennungszustand daher genau geschätzt werden.
Eine genaue Schätzung des Verbrennungszustands der Sechszylinder-Kraftmaschine gemäß der 9B kann in ähnlicher Art und Weise erreicht werden. Bei der Sechszylinder-Kraftmaschine tritt der Verbrennungshub in jedem Kurbelwinkel von 720° auf, und das durch den Gasdruck im Zylinder erzeugte Moment T_gas zeigt einen Anstieg und einen Fall bei jedem Kurbelwinkel von 120°. Der Durchschnitt des Trägheitsmoments T_inertia, das durch die sich hin und herbewegende Trägheitsmasse erzeugt wird, beträgt in einem Kurbelwinkelintervall von 0° bis 120° ”0”. Daher ist es möglich, die Wirkung der sich hin und herbewegenden Trägheitsmasse auszuschließen und somit den Verbrennungszustand genau zu schätzen, wenn die Winkelbeschleunigung und das Nenn-Moment bei jedem Kurbelwinkel von 120° bestimmt werden. Da der Drehwinkel der Kurbelwelle bei einem Viertaktzyklus 720° beträgt, kann der Winkelbereich, der durch die Berechnung von (720°/Anzahl der Zylinder) erhalten wird, als eine minimale Einheit des Intervalls festgelegt werden, in dem der Durchschnittswert des Moments T_inertia ”0” beträgt.
Auch wenn bei dem vorstehenden Ausführungsbeispiel die Durchschnittswerte der Kurbelwinkelbeschleunigung, des Verlustmomentes und des Reibungsmomentes in dem Intervall berechnet werden, in dem der Durchschnittswert des durch die sich hin und her bewegende Trägheitsmasse erzeugten Trägheitsmomentes T_inertia ”0” beträgt, so ist es auch möglich, Werte außer den Durchschnittswerten zu berechnen, zum Beispiel ein integrierter Wert des Momentes und dergleichen, und zwar in dem Intervall. Da die Wirkung des Momentes T_inertia aus dem Intervall ausgeschlossen ist, ermöglicht dieses Intervall eine genaue Schätzung des Verbrennungszustandes, auch wenn Parameter wie zum Beispiel der integrierte Wert oder dergleichen verwendet werden.
Bei dem vorstehenden Ausführungsbeispiel wird das Lastmoment T_i = 10 angenommen, um den Verbrennungszustand zu schätzen. Jedoch ist es möglich, den Verbrennungszustand über den gesamten Betriebsbereich zu schätzen, während das Fahrzeug fährt, falls das Lastmoment T_l auf der Grundlage von Informationen von einem Gefällesensor oder dergleichen bestimmt wird und zum Schätzen des Nenn-Momentes T_i verwendet wird. Daher kann der Verbrennungszustand zuverlässig geschätzt werden und zwar auch in jenem Fall einer kalten Pause (Startaussetzer) der Kraftmaschine durch eine Laständerung im Zeitraum eines Kaltstartvorganges.
Das Verbrennungszustandsschätzgerät des Ausführungsbeispiels berechnet den Durchschnittswert der Winkelbeschleunigung der Kurbelwelle 36 in dem Interwall, in dem der Durchschnittswert des durch die sich hin und herbewegende Trägheitsmasse erfolgten Trägheitsmomentes T_inertia ”0” beträgt. Somit schließt das Gerät die Wirkung des Momentes T_inertia auf die Winkelbeschleunigung aus. Somit kann das Gerät die Winkelbeschleunigung und das dynamische Verlustmoment T_ac bestimmen, das mit der Winkelbeschleunigung verknüpft ist, und zwar ausschließlich aus der Information entsprechend dem Verbrennungszustand. Da darüber hinaus das Gerät des Ausführungsbeispiels den Durchschnittswert des Reibungsmomentes in einem Intervall bestimmt, in dem der Durchschnittswert des durch die sich hin und her bewegende Trägheitsmasse erzeugten Trägheitsmomentes T_inertia ”0” beträgt, kann das Gerät das Reibungsmoment T_f genau bestimmen, ohne dass es durch das Übergangsreibungsverhalten beeinträchtigt wird. Daher kann das Gerät das Trägheitsmoment T_i entsprechend dem Verbrennungszustand mit hoher Genauigkeit bestimmen, und daher kann es den Verbrennungszustand auf der Grundlage des Nenn-Momentes T_i genau schätzen.
Das Ausführungsbeispiel wurde zusammen mit jenem Fall beschrieben, bei dem die Parameter hinsichtlich zeitabhängiger Änderungen wie z. B. die gesamte Betriebsstundenanzahl der Brennkraftmaschine, der Anzahl der verstrichenen Jahre der Kraftmaschine, die durch das Fahrzeug gefahrene Gesamtstrecke etc. relativ klein sind, und zwar jener Fall, bei dem die zeitabhängigen Änderungen des Reibungsmomentes T_f relativ klein sind und der Anfangszustand der Kraftmaschine im wesentlichen aufrecht erhalten wird.
In der Praxis ist es jedoch so, dass eine zeitabhängige Änderung des Reibungsmomentes aufgrund von vergrößerten Zwischenräumen von Gleitabschnitten oder dergleichen auftreten kann, da die Gesamtzahl der Betriebsstunden der Kraftmaschine angestiegen ist. Daher tritt ein Fehler zwischen dem tatsächlichen Reibungsmoment und dem Reibungsmoment T_f auf, das auf der in 4 gezeigten Abbildung bestimmt ist. Ein Verfahren zum genaueren Berechnen eines Reibungsmomentes wird nun beschrieben, falls eine zeitabhängige Änderung der Brennkraftmaschine auftritt. Bei dem nachfolgend beschriebenen Verfahren wird eine zeitabhängige Änderung des Reibungsmomentes T_f im Zeitraum eines Startvorgangs der Kraftmaschine berechnet und die in der 4 gezeigte Abbildung wird so korrigiert, dass das Reibungsmoment noch genauer bestimmt wird.
Während des Kurbelvorgangs zum Starten der Kraftmaschine wird die Kurbelwelle 36 durch die Startvorrichtung 48 gedreht. Eine Steuervorrichtung gemäß diesem Ausführungsbeispiel bestimmt ein tatsächliches Reibungsmoment T_fw, das während einer Periode nach dem Start der Drehung der Kurbelwelle 36 tatsächlich auftritt, die durch den Kurbelvorgang hervorgerufen wird, und vor einer Verbrennung des von dem Kraftstoffeinspritzventils 30 eingespritzten Kraftstoffes. Und zwar wird das tatsächliche Reibungsmoment T_fw bestimmt, während die Kurbelwelle 36 angetrieben wird, wobei ausschließlich die Startvorrichtung 40 als eine Antriebsleistungsquelle dient. Dann wird die in der 4 gezeigte Abbildung auf der Grundlage des tatsächlichen Reibungsmomentes T_fw korrigiert. Um das tatsächliche Reibungsmoment T_fw zu bestimmen, wird die folgende Gleichung (3) verwendet.
[Math. 3]

W_e = J· dω / dt + T_fw (3)

Die linke Seite der Gleichung (3) gibt ein Moment an, das durch die Startvorrichtung 48 erzeugt wird, welches durch einen Durchschnittswert W_e der die der Startvorrichtung zugeführten elektrischen Energie darstellt. Die rechte Seite der Gleichung (3) gibt die Momente an, die das durch die Startvorrichtung 48 erzeugte Moment verbrauchen. Insbesondere stellt J das Trägheitsmoment der Kraftmaschine dar, und dω/dt stellt die Winkelbeschleunigung der Kurbelwelle 36 dar, und T_fw stellt das tatsächliche Reibungsmoment dar, das tatsächlich im Zeitraum des Startvorgangs der Kraftmaschine auftritt. Darüber hinaus ist Jx(dω/dt) ein dynamisches Verlustmoment (= T_ac), das zu der Winkelbeschleunigung der Kurbelwelle 36 gehört und im Zeitraum des Startvorganges der Kraftmaschine auftritt, wie dies vorstehend beschrieben ist. Im Zeitraum des Startvorganges der Kraftmaschine ist die Schaltstufe an der neutralen Position, und ein Leerlaufvorgang wird durchgeführt, so dass im wesentlichen kein Moment auftritt, außer T_ac und T_fw, die das durch die Startvorrichtung 48 erzeugte Moment verbrauchen.
In der Gleichung (3) kann die durchschnittliche zugeführte elektrische Energie W_e aus der der Startvorrichtung 48 zugeführten elektrischen Leistung bestimmt werden und das zu der Winkelbeschleunigung gehörende dynamische Verlustmoment T_ac kann aus der Winkelbeschleunigung der Kurbelwelle 36 berechnet werden. Da das Reibungsmoment T_f in der Abbildung gemäß der 4 ein Durchschnittswert ist, der für die Periode der Drehung der Kurbelwelle 36 von dem TDC zu dem BDC erhalten wird, muss in diesem Fall das tatsächliche Reibungsmoment T_fw als ein Durchschnittswert für dieses Intervall bestimmt werden. Daher werden die zugeführte durchschnittliche elektrische Energie W_e und das Verlustmoment T_ac auch als Durchschnittswerte für dieses Intervall bestimmt. Dann kann durch das Subtrahieren des Verlustmomentes T_ac von der zugeführten durchschnittlichen elektrischen Energie W_e ein Durchschnittswert des tatsächlichen Reibungsmomentes T_fw für dieses Intervall bestimmt werden.
Daher ermöglicht der Vergleich des tatsächlichen Reibungsmomentes T_fw mit dem Reibungsmoment T_f, das aus der Abbildung gemäß der 4 geschätzt ist, eine Bestimmung einer zeitabhängigen Änderung des Reibungsmomentes. Somit ist es möglich, die Abbildung zu korrigieren, während die zeitabhängige Änderung berücksichtigt wird.
Ein Verfahren zum Berechnen der zugeführten durchschnittlichen elektrischen Energie W_e wird als nächstes beschrieben. Die zugeführte durchschnittliche elektrische Energie W_e kann als eine durchschnittliche Arbeit bestimmt werden, die der Kraftmaschine durch die Startvorrichtung 48 in dem Berechnungsintervall von dem TDC zu dem BDC zugeführt wird. Daher ermöglicht es die Berechnung von (durchschnittliche elektrische Energie, die der Startvorrichtung zugeführt wird [Joule/s]) × (Berechnungszeitintervall Δt [s]), W_e [Joule] zu bestimmen. In diesem Fall schwankt die der Startvorrichtung 48 zugeführte elektrische Energie gemäß dem Kurbelwinkel; daher wird das Berechnungsintervall in eine Vielzahl Abschnitte eingeteilt, und der Durchschnittsvorgang wird gemäß der folgenden Gleichung (4) bewirkt.
[Math. 4]
In der Gleichung (4) stellt N die Anzahl der eingeteilten Berechungsintervalle dar, und W stellt die der Startvorrichtung 48 zugeführten elektrischen Energie in jedem geteilten Intervall dar. Bei dem in der 3 gezeigten Beispiel wird das Berechnungsintervall von dem TDC zu dem BDC in Intervallen von 10° des Kurbelwinkels gleichmäßig geteilt, und die der Startvorrichtung 48 zugeführten elektrischen Energien W₁₀(k), W₂₀(k), ..., W₁₇₀(k), W₀(k + 1) werden bei den einzelnen Intervallen von 10° bestimmt, und sie werden gemittelt.
Einflussgrößen wie zum Beispiel der Wärmeverlust der Startvorrichtung 48 oder dergleichen können als ein Faktor als Korrekturbeträge bei der Berechnung der zugeführten durchschnittlichen elektrischen Energie W_e berücksichtigt werden. Zum Beispiel wird der durch den Wärmeverlust hervorgerufene Einfluss gemessen oder im Voraus bestimmt, und er wird zum Korrigieren der berechneten elektrischen Energie verwendet. Diese Art und Weise der Berechnung ermöglicht es, die zugeführte durchschnittliche elektrische Energie W_e mit höherer Genauigkeit zu bestimmen.
Die Prozedur eines durch die Steuervorrichtung von diesem Ausführungsbeispiel durchgeführten Prozesses wird als nächstes unter Bezugnahme auf die Flusskarte in der 10 beschrieben. Zunächst wird bei einem Schritt S10 bestimmt, ob gegenwärtig der Zeitpunkt zum Berechnen eines Reibungsmomentes während eines Startvorganges der Kraftmaschine ist. Insbesondere wird bestimmt, ob der gegenwärtige Zeitpunkt nach dem Umschalten des Zündschalters 46 von einem Auszustand zu einem Einzustand ist und bevor der Kraftstoff verbrannt wird. Falls bestimmt wird, dass gegenwärtig der Zeitpunkt zum Berechnen eines Reibungsmomentes während des Startvorganges der Kraftmaschine ist, schreitet der Prozess zu einem Schritt S11 weiter. Im Gegensatz dazu endet der Prozess, wenn der gegenwärtige Zeitpunkt nicht der Zeitpunkt zum Berechnen eines Reibungsmomentes ist.
Bei dem Schritt S11 wird bestimmt, ob die gegenwärtige Kurbelwinkelposition mit dem Zeitpunkt zum Berechnen des Verlustmomentes T_ac übereinstimmt. Insbesondere wird bestimmt, ob der gegenwärtige Kurbelwinkel in jenem Zustand ist, wenn der Kurbelwinkel gleich oder größer als TDC + 10° ist, oder jener Zustand, wenn der Kurbelwinkel gleich oder größer als BDC + 10° ist. Falls der gegenwärtige Kurbelwinkel mit der Momentenberechnungszeitgebung übereinstimmt, dann schreitet der Prozess zu einem Schritt S12 weiter. Falls der gegenwärtige Kurbelwinkel nicht mit der Momentenberechnungszeitgebung übereinstimmt, dann endet der Prozess.
Bei dem Schritt S12 werden für die Berechnung des Momentes erforderliche Parameter generiert. Insbesondere beinhalten die generierten Parameter die Kraftmaschinendrehzahl (Ne(k)), die Kühlwassertemperatur (thw(k)), die Winkelgeschwindigkeiten (ω₀(k), ω₀(k + 1)), die Zeit (Δt) etc.
Nachfolgend wird bei einem Schritt S13 ein Reibungsmoment T_f(k) aus der in der 4 gezeigten Abbildung geschatzt. In diesem Fall wird das Reibungsmoment T_f(k) aus der Abbildung gemäß der 4 unter Verwendung der Kraftmaschinendrehzahl (Ne(k)) und der Kuhlmitteltemperatur (thw(k)) bestimmt, die bei dem Schritt S12 generiert wurde.
Nachfolgend wird bei einem Schritt S14 das zu der Winkelbeschleunigung gehörende dynamische Verlustmoment T_ac(k) berechnet. In diesem Fall wird der Durchschnittswert T_ac(k) des dynamischen Verlustmomentes in dem TDC-BDC-Intervall durch die Berechnung von T_ac(k) = J ×((ω₀(k + 1) – ω₀(k))/Δt) bestimmt.
Nachfolgend wird bei einem Schritt S15 die zugeführte durchschnittliche elektrische Energie W_e(k) wie in der Gleichung (4) berechnet. Nachfolgend wird bei einem Schritt S16 ein tatsächliches Reibungsmoment T_fw(k) bestimmt, in dem das Verlustmoment T_ac(k) von der zugeführten durchschnittlichen elektrischen Energie W_e(k) subtrahiert wird. Somit kann das tatsächliche Reibungsmoment T_fw(k) für jedes TDC-BDC-Intervall bestimmt werden, und die Ausführung des Prozesses der Schritte S11 bis S16 gemäß der Drehung der Kurbelwelle 36 wird ein oder mehrere tatsächliche Reibungsmomente T_fw(k), T_fw(k + 1), ... bereitstellen.
Nachfolgend wird bei einem Schritt S17 das Reibungsmoment T_f in der Abbildung gemäß der 4 korrigiert. Insbesondere wird das bei dem Schritt S16 bestimmte tatsächliche Reibungselement T_fw(k) mit dem bei dem Schritt S13 bestimmten Reibungsmoment T_f(k) verglichen. Falls eine Differenz zwischen den beiden Reibungsmomenten vorhanden ist, dann wird die in der 4 gezeigte Abbildung unter Verwendung des tatsächlichen Reibungsmomentes T_fw(k) korrigiert, das bei dem Schritt S16 bestimmt wird. Nachdem das Reibungsmoment T_f bei dem Schritt S17 korrigiert wurde, endet der Prozess.
Die 11 und 12 zeigen schematische Ansichten von Verfahren zum Korrigieren der Abbildung, die in der 4 gezeigt ist. Und zwar zeigt die 11 ein Verfahren, bei dem die Abbildung unter Verwendung eines tatsächlichen Reibungselementes T_fw korrigiert wird. Die 12 zeigt ein Verfahren, bei dem die Abbildung unter Verwendung von zwei tatsächlichen Reibungselementen T_fw korrigiert wird.
Bei dem in der 11 dargestellten Verfahren wird die Differenz ΔT_f zwischen dem Moment T_f (= Abbildung(Ne, thw)), das aus der Abbildung erhalten wird, und dem Moment T_fw, das bei dem Schritt S16 erhalten wird, bestimmt, und es wird als ein Korrekturfaktor zum Korrigieren des Wertes T_f von der Abbildung verwendet. Und zwar gilt T_f (nach der Korrektur) = Funktion(ΔT_f, Abbildung(Ne, thw)). Zum Beispiel wird der durch Multiplizieren der Differenz ΔT_f mit einem vorbestimmten Faktor C₁ erhaltene Wert zu dem Moment T_f vor der Korrektur addiert, um das Moment T_f nach der Korrektur zu bestimmen, und zwar ähnlich wie C_f (nach der Korrektur) = Abbildung(Ne, thw) + C₁ × ΔT_f. Bei einer anderen möglichen Methode wird das Moment T_f vor der Korrektur durch den Wert multipliziert, der durch Multiplizieren der Differenz ΔT_f mit einem vorbestimmten Faktor C₂ erhalten wird, um das Moment T_f nach der Korrektur zu bestimmen, und zwar ähnlich wie T_f (nach der Korrektur) = C₂ × ΔT_f × Abbildung(Ne, thw). Gemäß dem in der 11 gezeigten Verfahren kann der durch die Abbildung vorgegebene Absolutwert des Momentes T_f auf der Grundlage des tatsächlichen Reibungsmomentes T_fw korrigiert werden.
Bei dem in der 12 gezeigten Verfahren werden zwei Momentenwerte T_fw1 und T_fw2 verwendet. Und zwar werden die Differenz ΔT_f1 zwischen T_f1 und T_fw1 sowie die Differenz ΔT_f2 zwischen T_f2 und T_fw2 bestimmt, und die Differenzen ΔT_f1 und ΔT_f2 werden als Korrekturfaktoren zum Korrigieren des Wertes T_f der Abbildung verwendet. Und zwar gilt T_f (nach der Korrektur) = Funktion(ΔT_f1, ΔT_f2, Abbildung(Ne, thw)). Zum Beispiel wird der durch Multiplizieren des Durchschnittswertes von T_fw1 und T_fw2 mit einem vorbestimmten Faktor C₃ erhaltene Wert zu dem Moment T_f addiert, das aus der Abbildung erhalten wird, um das Moment T_f nach der Korrektur zu bestimmen, und zwar gemäß der folgenden Gleichung. T_f (nach der Korrektur) = Abbildung(Ne, thw) + C₃ × ((ΔT_f1 + ΔT_f2)/2).
Gemäß dem in der 12 dargestellten Verfahren können der Absolutwert des Momentes T_f der Abbildung und der Gradient des Momentes T_f in der Abbildung auf der Grundlage der beiden tatsächlichen Reibungsmomente T_fw1, T_fw2 korrigiert werden.
Gemäß dem Ausführungsbeispiel kann somit das Reibungsmoment T_f nach der Korrektur mit hoher Genauigkeit berechnet werden, auch wenn eine zeitabhängige Änderung des Reibungsmomentes auftritt, da die durch die Abbildung gemäß der 4 vorgegebenen Werte auf der Grundlage des tatsächlichen Reibungsmomentes T_fw korrigiert werden, das während des Startvorganges der Kraftmaschine bestimmt wird.
Gemäß dem vorstehend beschriebenen ersten Verfahren werden die der Startvorrichtung 48 zugeführte durchschnittliche elektrische Energie W_e und das dynamische Verlustmoment T_ac, das zu der Winkelbeschleunigung gehört, während jenes Zustandes bestimmt, bei dem es kein Moment gibt, das durch Verbrennung im Zeitraum des Startvorganges der Kraftmaschine erzeugt wird. Daher kann das tatsächliche Reibungsmoment T_fw, das im Zeitraum des Startvorgangs der Kraftmaschine tatsächlich auftritt, auf der Grundlage der zugeführten durchschnittlichen elektrischen Energie W_e und des Verlustmomentes T_ac bestimmt werden. Daher kann die Reibungscharakteristik der Abbildung auf der Grundlage des Momentes T_fw korrigiert werden, so dass die Reibungsmomentenberechnung bei dem nächsten Mal noch genauer durchgeführt werden kann, da eine Differenz zwischen dem Reibungselement T_f von der Abbildung und dem tatsächlichen Reibungsmoment T_fw aufgrund eines Faktors wie zum Beispiel eine zeitabhängige Änderung oder dergleichen vorhanden ist. Daher kann eine Verschlechterung der Steuerbarkeit aufgrund einer Änderung des Reibungsmomentes T_f reduziert oder verhindert werden. Durch das Wiedergeben des Einflusses einer zeitabhängigen Änderung in der Reibungscharakteristik der Abbildung auf diese Art und Weise wird es möglich, den charakteristischen Wert des Nenn-Momentes T_i gemäß der in der 5 gezeigten Flusskarte noch genauer zu berechnen.
Ein zweites Verfahren zum Korrigieren des Reibungsmomentes T_f wird als nächstes beschrieben. Bei diesem Verfahren wird ein tatsächliches Reibungsmoment T_fw während einer Periode von einem Zeitpunkt des Stopps der Kraftstoffeinspritzung und einer Zündung, die durch die Änderung des Zündschalters 46 von dem Einzustand zu dem Auszustand bewirkt wird, bis zu einem Zeitpunkt des Stopps der Kraftmaschine bestimmt. Dann wird wie bei dem vorstehend beschriebenen ersten Verfahren die in der 4 gezeigte Abbildung auf der Grundlage des tatsächlichen Reibungsmomentes T_fw korrigiert. Um das tatsächliche Reibungsmoment T_fw zu bestimmen, wird die folgende Gleichung (5) verwendet.
[Math. 5]
Die rechte Seite der Gleichung (5) ist gleich wie bei der Gleichung (3). Wenn der Zündschalter 46 in dem Auszustand ist, dann sind die Kraftstoffeinspritzung und die Zündung gestoppt, und daher wird kein Moment durch die Verbrennung erzeugt, und zwar wie bei dem Ausführungsbeispiel 1. Während diesem Zustand wird auch kein anderes Moment erzeugt, und daher ist die linke Seite der Gleichung (5) „0”. Daher kann das tatsächliche Reibungsmoment T_fw ausschließlich auf der Grundlage des dynamischen Verlustmomentes T_ac bestimmt werden, das zu der Winkelbeschleunigung gehört.
Die Berechnungsverfahren für die Winkelbeschleunigung und des Verlustmomentes T_ac sind vorstehend beschrieben. Die Prozedur eines Prozesses wird als nächstes unter Bezugnahme auf eine Flusskarte beschrieben, die in der 13 gezeigt ist. Zunächst wird bei einem Schritt S20 bestimmt, ob gegenwärtig der Zeitpunkt zum Berechnen eines Reibungsmomentes während eines Stopps der Kraftmaschine ist. Insbesondere wird bestimmt, ob gegenwärtig nach der Änderung des Zündschalters 46 von dem Einzustand zu dem Auszustand und nach der letzten Kraftstoffverbrennung ist. Falls gegenwärtig der Zeitpunkt zum Berechnen des Reibungsmomentes während des Stopps der Kraftmaschine ist, dann schreitet der Prozess zu einem Schritt S21 weiter. Falls im Gegensatz dazu gegenwärtig nicht der Zeitpunkt zum Berechnen des Reibungsmomentes ist, dann endet der Prozess.
Bei dem Schritt S21 wird bestimmt, ob die gegenwärtige Kurbelwinkelposition mit der Zeitgebung zum Berechnen des Verlustmomentes T_ac übereinstimmt. Insbesondere wird bestimmt, ob der gegenwärtige Kurbelwinkel entweder in jenem Zustand ist, wenn der Kurbelwinkel gleich oder größer als TDC + 10° ist, oder ob er in jenem Zustand ist, wenn der Kurbelwinkel gleich oder größer als BDC + 10° ist. Falls der gegenwärtige Kurbelwinkel mit dem Momentenberechnungszeitpunkt übereinstimmt, dann schreitet der Prozess zu einem Schritt S22 weiter. Falls der gegenwärtige Kurbelwinkel nicht mit dem Momentenberechnungszeitpunkt übereinstimmt, dann endet der Prozess.
Bei dem Schritt S22 werden für die Berechnung des Momentes erforderliche Parameter generiert. Insbesondere beinhalten die generierten Parameter die Kraftmaschinendrehzahl (Ne(k)), die Kühlmitteltemperatur (thw(k)), die Winkelgeschwindigkeiten (ω₀(k)), ω₀(k + 1)), die Zeit (Δt), etc.
Nachfolgend wird bei einem Schritt S23 ein Reibungsmoment T_f(k) aus der in der 4 gezeigten Abbildung geschätzt. In diesem Fall wird das Reibungsmoment T_f(k) aus der Abbildung gemäß der 4 unter Verwendung der Kraftmaschinendrehzahl (Ne(k)) und der Kühlmitteltemperatur (thw(k)) bestimmt, die bei dem Schritt S22 generiert wurde.
Nachfolgend wird bei einem Schritt S24 das dynamische Verlustmoment T_ac(k) berechnet, das zu der Winkelbeschleunigung gehört. In diesem Fall wird der Durchschnittswert T_ac(k) eines dynamischen Verlustmomentes in dem TDC-BDC-Intervall bestimmt durch die Berechnung von T_ac(k) = J × ((ω₀(k + 1) – ω₀(k))/Δt).
Nachfolgend wird bei einem Schritt S25 das tatsächliche Reibungsmoment T_fw(k) wie bei der Gleichung (5) berechnet. Da die linke Seite der Gleichung (5) „0” beträgt, gilt T_fw(k) = +T_ac(k). Wie bei dem vorstehend beschriebenen Ausführungsbeispiel 1 kann das tatsächliche Reibungsmoment T_fw(k) in jedem TDC-BDC-Intervall bestimmt werden, und die Ausführung des Prozesses bei den Schritten S21 bis S25 gemäß einer Drehung der Kurbelwelle stellt ein oder mehrere tatsächliche Reibungsmomente T_fw(k) bereit.
Nachfolgend wird bei einem Schritt S26 das Reibungsmoment T_f von der Abbildung gemäß der 4 korrigiert. Insbesondere wird das bei dem Schritt S25 bestimmte tatsächliche Reibungsmoment T_fw(k) mit dem bei dem Schritt S23 bestimmten Reibungsmoment T_f(k) verglichen. Falls eine Differenz zwischen den beiden Reibungsmomenten vorhanden ist, dann wird die in der 4 gezeigte Abbildung unter Verwendung des bei dem Schritt S25 bestimmten tatsächlichen Reibungsmomentes T_fw(k) korrigiert. Das Verfahren für die Korrektur kann gleich sein wie bei dem vorstehend beschriebenen Verfahren unter Bezugnahme auf die 11 oder 12. Nachdem das Reibungsmoment T_f bei dem Schritt S26 korrigiert wurde, endet der Prozess.
Gemäß dem vorstehend beschriebenen zweiten Verfahren wird das dynamische Verlustmoment T_ac, das zu der Winkelbeschleunigung gehört, während einer Periode nach dem Schalten des Zündschalters 46 von dem Einzustand zu dem Auszustand bis zu dem Stopp der Kraftmaschine bestimmt. Daher kann das tatsächliche Reibungsmoment T_fw, das tatsächlich beim Zeitraum des Stopps der Kraftmaschine auftritt, auf der Grundlage des Verlustmomentes T_ac bestimmt werden. Somit kann wie bei dem Ausführungsbeispiel 1 die Reibungscharakteristik korrigiert werden, und es ist möglich, einen charakteristischen Wert wie zum Beispiel das Nenn-Moment genau zu berechnen.
Falls bei dem ersten oder dem zweiten Verfahren kein Bedarf an einer Berechnung eines tatsächlichen Reibungsmomentes T_f besteht, wenn die Kraftmaschine jedes Mal gestartet oder gestoppt wird, kann die Frequenz der Berechnung des tatsächlichen Reibungsmomentes T_f reduziert werden. Zum Beispiel wird möglicherweise eine Bedingung zum Ausführen einer Korrekturlogik aus einem Parameter bestimmt, der eine Änderung der Reibung bewirken kann, wie zum Beispiel die durch das Fahrzeug gefahrene Gesamtwegstrecke, die Anzahl der Jahre der Kraftmaschine, etc., und das tatsächliche Reibungsmoment T_fw wird nur dann berechnet, wenn die Bedingung erfüllt ist. Diese Art und Weise der Berechnung reduziert die Betriebslast.
Als nächstes wird ein drittes Verfahren zur Korrektur des Reibungsmomentes T_f beschrieben. Bei dem dritten Verfahren werden die Kraftstoffeinspritzung und die Zündung bei einem beliebigen Zeitpunkt während eines Betriebs der Kraftmaschine gestoppt, sofern keine Last auf der Kraftmaschine wirkt, und während des Stopps wird das tatsächliche Reibungsmoment T_fw bestimmt. Um das tatsächliche Reibungsmoment T_fw zu bestimmen, wird die Gleichung (4) wie bei dem zweiten Verfahren verwendet.
Falls die Kraftstoffeinspritzung und die Zündung während des Betriebs der Kraftmaschine gestoppt werden, dann wird kein Moment durch die Verbrennung erzeugt. In diesem Zustand wird auch kein anderes Moment erzeugt. Daher ist die linke Seite der Gleichung (5) „0” wie bei dem zweiten Verfahren. Während jenes Zustandes, wenn keine Last an der Kraftmaschine wirkt, wie zum Beispiel während eines Leerlaufzustandes oder dergleichen, ist darüber hinaus keine Last außer dem dynamischen Verlustmoment T_ac und dem Reibungsmoment T_fw vorhanden. Daher kann das tatsächliche Reibungsmoment T_f aus der Gleichung (5) wie bei dem zweiten Verfahren bestimmt werden.
Zum Berechnen des tatsächlichen Reibungsmomentes T_fw wird eine Bedingung zum Ausführen einer Korrekturlogik aus einem Parameter bestimmt, der eine Änderung der Reibung bewirken kann, wie zum Beispiel die durch das Fahrzeug gefahrene Gesamtwegstrecke, die Anzahl der verstrichenen Jahre der Kraftmaschine, etc. Falls die Bedingung erfüllt ist, dann werden die Kraftstoffeinspritzung und die Zündung gestoppt, um das tatsächliche Reibungsmoment T_f zu berechnen.
Die Prozedur bei dem dritten Ausführungsbeispiel wird unter Bezugnahme auf eine Flusskarte beschrieben, die in der 14 gezeigt ist. Zunächst wird bei einem Schritt S31 die Kraftstoffeinspritzung aus dem Kraftstoffeinspritzventil 30 gestoppt, und die Zündung des Kraftstoffes wird gestoppt. Insbesondere werden die Kraftstoffeinspritzung und die Zündung innerhalb eines einzigen Verbrennungshubes in einem Intervall zum Berechnen des Verlustmomentes T_ac gestoppt.
Bei einem Schritt S32 wird bestimmt, ob die gegenwärtige Kurbelwinkelposition mit dem Zeitpunkt zum Berechnen des Verlustmomentes T_ac übereinstimmt. Insbesondere wird bestimmt, ob der gegenwärtige Kurbelwinkel entweder in jenem Zustand ist, wenn der Kurbelwinkel gleich oder größer als TDC + 10° ist, oder ob er in jenem Zustand ist, wenn der Kurbelwinkel gleich oder größer als BDC + 10° ist. Falls der gegenwärtige Kurbelwinkel mit dem Momentenberechnungszeitpunkt übereinstimmt, dann schreitet der Prozess zu einem Schritt S33 weiter. Falls der gegenwärtige Kurbelwinkel nicht mit dem Momentenberechnungszeitpunkt übereinstimmt, dann wird bei einem Schritt S32 gewartet.
Bei einem Schritt S33 werden für die Berechnung des Momentes erforderliche Parameter generiert. Insbesondere beinhalten die generierten Parameter die Kraftmaschinendrehzahl (Ne(k)), die Kühlmitteltemperatur (thw(k)), die Winkelgeschwindigkeiten (ω₀(k)), ω₀(k + 1)), die Zeit (Δt), etc.
Nachfolgend wird bei einem Schritt S34 ein Reibungsmoment T_f(k) aus der in der 4 gezeigten Abbildung geschätzt. In diesem Fall wird das Reibungsmoment T_f(k) aus der Abbildung gemäß der 4 unter Verwendung der Kraftmaschinendrehzahl (Ne(k)) und der Kühlmitteltemperatur (thw(k)) bestimmt, die bei dem Schritt S33 bestimmt wird.
Nachfolgend wird bei einem Schritt S35 das zu der Winkelbeschleunigung gehörende thermische Verlustmoment T_ac(k) berechnet. In diesem Fall wird der Durchschnittswert T_ac(k) des dynamischen Verlustmomentes in dem TDC-BDC-Intervall bestimmt durch die Berechnung von T_ac(k) = J × ((ω₀(k + 1) + ω₀(k))/Δt).
Nachfolgend wird bei einem Schritt S36 das tatsächliche Reibungsmoment T_fw(k) wie bei der Gleichung (5) berechnet. Da die linke Seite der Gleichung (5) „0” beträgt, gilt T_fw(k) = –T_ac(k). Das tatsächliche Reibungsmoment T_fw(k) kann in jedem TDC-BDC-Intervall bestimmt werden. Die Ausführung des Prozesses der Schritte S31 bis S36 gemäß der Drehung der Kurbelwelle stellt ein oder mehrere tatsächliche Reibungsmomente T_fw(k) bereit.
Nachfolgend wird bei einem Schritt S37 das Reibungsmoment T_f aus der Abbildung gemäß der 4 korrigiert. Insbesondere wird das bei dem Schritt S36 bestimmte tatsächliche Reibungsmoment T_fw(k) mit dem bei dem Schritt S34 bestimmten Reibungsmoment T_f(k) verglichen. Falls eine Differenz zwischen den beiden Reibungsmomenten vorhanden ist, dann wird die in der 4 gezeigte Abbildung unter Verwendung des bei dem Schritt S36 bestimmten tatsächlichen Reibungsmomentes T_fw(k) korrigiert. Das Verfahren für die Korrektur kann gleich sein wie das vorstehend beschriebene Verfahren unter Bezugnahme auf die 11 oder 12. Nachdem das Reibungsmoment T_f bei dem Schritt S37 korrigiert wurde, endet der Prozess. Bei dem dritten Verfahren kann das tatsächliche Reibungsmoment T_fw ohne Beschränkungen der Kraftmaschinendrehzahl berechnet werden; daher ist die Korrektur auf der Grundlage der in der 12 gezeigten vielen Punkte noch geeigneter.
Hierbei ist zu beachten, dass der Pumpverlust des Kolbens 34 auftreten kann und den berechneten Wert des tatsächlichen Reibungsmomentes T_fw beeinträchtigen kann, auch wenn die Kraftstoffeinspritzung und die Zündung gestoppt sind. Daher ist es wünschenswert, dass der Zeitpunkt zum Berechnen einer Winkelbeschleunigung mit dem vollständig geöffneten Zustand des Drosselventils 22 zusammenfällt. Infolge dessen kann der Pumpverlust minimiert werden, und es ist möglich, das tatsächliche Reibungsmoment T_fw genau zu bestimmen. Der Pumpverlust kann auch durch das Vorsehen eines variablen Ventilsystems und durch das Schließen von Einlass- und Auslassventilen anstelle des vollständigen Öffnens des Drosselventils 22 reduziert werden.
Gemäß dem vorstehend beschriebenen dritten Verfahren kann das tatsächliche Reibungsmoment T_fw aus dem dynamischen Verlustmoment T_ac bestimmt werden, um so die Reibungscharakteristik von der Abbildung zu korrigieren, da die Kraftstoffeinspritzung und die Zündung bei einem beliebigen Zeitpunkt wahrend des Betriebs der Kraftmaschine gestoppt werden. Da darüber hinaus das tatsächliche Reibungsmoment T_fw ohne Beschränkungen der Kraftmaschinendrehzahl bestimmt werden kann, ermöglicht das Verfahren eine Korrektur des Reibungsmomentes T_f auch während einer hohen Drehzahl, und somit ist es möglich, die in der 4 gezeigte Abbildung mit hoher Genauigkeit zu korrigieren. Daher ist es möglich, die Genauigkeit zum Schätzen des Nenn-Momentes weiter zu verbessern.
Auch wenn bei den vorstehend beschriebenen Ausführungsbeispielen die in der 4 gezeigte Abbildung anhand der Kraftmaschinendrehzahl (Ne) und der Kühlmitteltemperatur (thw) zum Zwecke der Bestimmung des Reibungsmomentes T_f vorbereitet wurde, so kann das Reibungsmoment T_f auch aus Informationen hinsichtlich der Kraftmaschinentemperatur bestimmt werden, die aus der Öltemperatur und dergleichen generiert wird.
Ein viertes Verfahren zur Korrektur des Reibungsmomentes T_f wird als nächstes beschrieben. Bei dem zweiten Verfahren ist die linke Seite der Gleichung (5) „0”, da durch die Verbrennung während jenes Zustandes kein Moment erzeugt wird, wenn der Zündschalter 46 ausgeschaltet ist. Jedoch wird sich der Kolben 34 vor und zurück bewegen, bis die Kraftmaschine schließlich gestoppt ist, nachdem der Zündschalter 46 ausgeschaltet wurde. Da Luft in einen Zylinder aufgrund der Hin- und Herbewegung des Kolbens 34 eingezogen wird, gelangt in den Einlasskanal 12 ein Unterdruck, so dass ein Pumpverlust bei dem Drehmoment der Kurbelwelle 36 auftritt. Daher ist es möglich, das tatsächliche Reibungsmoment T_fw mit verbesserter Genauigkeit zu berechnen, falls das Moment entsprechend dem Pumpverlust berücksichtigt wird.
In ähnlicher Weise tritt ein Unterdruck auch in dem Einlasskanal 12 auf, und somit wird ein Pumpverlust im Zeitraum des Startvorgangs der Kraftmaschine und während des Betriebs der Kraftmaschine hervorgerufen. Daher ermöglicht die Berücksichtigung des Pumpverlustes eine hochgenaue Berechnung des tatsächlichen Reibungsmomentes T_fw bei dem ersten und auch bei dem dritten Verfahren.
Falls das Drosselventil 22 geschlossen ist, dann hat der Einlasskanal 12 insbesondere einen größeren Unterdruck als in jenem Fall, wenn das Drosselventil 22 geöffnet ist; daher erhöht das Berücksichtigen des Pumpverlustes die Genauigkeit der Berechnung des tatsächlichen Reibungsmomentes T_fw.
Gemäß dem vierten Verfahren wird das tatsächliche Reibungsmoment T_fw berechnet, während der Pumpverlust als Faktor berücksichtigt wird, und die in der 4 gezeigte Abbildung wird mit verbesserter Genauigkeit wie bei den vorherigen Ausführungsbeispielen korrigiert.
Die 15A und 15B zeigen schematische Ansichten zum Beschreiben des Pumpverlustes. Der Pumpverlust wird unter Bezugnahme auf die 15A und 15B näher beschrieben. Die 15A und 15B zeigen charakteristische Diagramme (P-V-Kurven), die Beziehungen zwischen dem Druck in einem Zylinder und der Kapazität V des Zylinders in jenem Fall angeben, wenn der Kurbelvorgang durch die Startvorrichtung 48 durchgeführt wird und in dem Zylinder keine Verbrennung hervorgerufen wird. Die 15A zeigt einen Fall, in dem das Drosselventil 22 vollständig geöffnet wird, und die 15B zeigt einen Fall, wenn das Drosselventil 25 vollständig geschlossen ist.
In jeder der 15A und 15B gibt ein Punkt 15A den Zylinderinnendruck P und die Zylinderkapazität V an, die bei dem Beginn des Einlasshubes auftreten (TDC hinsichtlich des Kurbelwinkels), und ein Punkt B gibt den Zylinderinnendruck P und die Zylinderkapazität V an, die bei dem Beginn des Verdichtungshubes auftreten (BDC hinsichtlich des Kurbelwinkels), und ein Punkt C gibt den Zylinderinnendruck P und die Zylinderkapazität V an, die bei dem Beginn des Verbrennungs-(Expansions-)Hubes auftreten (TDC hinsichtlich des Kurbelwinkels), und ein Punkt D gibt den Zylinderinnendruck P und die Zylinderkapazität V an, die bei dem Beginn des Auslasshubes auftreten (BDC hinsichtlich des Kurbelwinkels).
Wie dies in der 15A angegeben ist, wird während des vollständig geöffneten Zustandes des Drosselventils 22 der Beginn des Einlasshubes bei dem Punkt A von einer Erhöhung der Zylinderkapazität V gefolgt. Und zwar erhöht sich die Zylinderkapazität beim Absenken des Kolbens 34, während der Zylinderinnendruck bei P_INTAKE verbleibt (= Atmosphärendruck). Der Zylinderinnendruck P und die Zylinderkapazität V am Ende des Einlasshubes sind durch den Punkt B angegeben. Nachdem der Verdichtungshub bei dem Punkt B begonnen hat, zeigt die P-V-Charakteristik einen Übergang zu dem Punkt C entlang einer Kurve in einer Richtung, die durch einen Pfeil a angegeben ist, da sich die Einlass- und Auslassventile während des Verdichtungshubes schließen. Nachdem der Expansionshub bei dem Punkt C begonnen hat, zeigt die P-V-Charakteristik einen Übergang zu dem Punkt B entlang einer Kurve in einer Richtung (angegeben durch einen Pfeil b) entgegengesetzt zu der Richtung des Übergangs, der während des Verdichtungshubes auftritt. Dann verringert sich nach dem Beginn des Auslasshubes bei dem Punkt D die Zylinderkapazität beim Anheben des Kolbens 34, während der Zylinderinnendruck bei P_EXHAUST (= P_INTAKE) verbleibt; und zwar zeigt die P-V-Charakteristik einen Übergang zurück zu dem Punkt A entlang der Geraden in einer Richtung entgegengesetzt zu der Richtung des Überganges, der während des Einlasshubes auftrat.
Während der Erhöhung der Zylinderkapazität wird ein positiver Betrag von Arbeit durch das Gas in dem Zylinder erzeugt. Während der Verringerung der Zylinderkapazität wird ein negativer Betrag an Arbeit erzeugt. Während des Drosselventil 22 vollständig geöffnet ist, bewirken der Einlasshub und der Auslasshub Übergänge der P-V-Charakteristik entlang des gleichen Pfades in entgegengesetzten Richtungen, und daher ist die Gesamtsumme der während des Einlasshubes erzeugten Arbeit und der während des Auslasshubes erzeugten Arbeit gleich null. In ähnlicher Weise bewirken der Verdichtungshub und der Auslasshub Ubergänge der P-V-Charakteristik entlang des gleichen Pfades in entgegengesetzten Richtungen, und somit ist die Gesamtsumme der während des Verdichtungshubes erzeugten Arbeit und der während des Auslasshubes erzeugten Arbeit ebenfalls null. Daher tritt kein Pumpverlust während des gesamten Viertaktzyklus auf.
Falls das Drosselventil 22 vollständig geschlossen ist, dann wird der Beginn des Einlasshubes bei dem Punkt A anfänglich durch einen Abfall des Zylinderinnendrucks von P_EXHAUST zu P_INTAKE während des Auftretens eines Unterdruckes in dem Einlasskanal 12 gefolgt, wie dies durch die 15B gezeigt ist. Dann erhöht sich die Zylinderkapazität beim Absenken des Kolbens 34, während der Druck P_INTAKE aufrechterhalten wird. Nachdem der Einlasshub beendet ist und der Verdichtungshub bei dem Punkt B begonnen hat, zeigt die P-V-Charakteristik einen Übergang zu dem Punkt C entlang einer Kurve in einer Richtung, die durch einen Pfeil A angegeben ist, da die Einlass- und Auslassventile während des Verdichtungshubs geschlossen sind. Nachdem der Expansionshub bei dem Punkt C begonnen hat, zeigt die P-V-Charakteristik einen Übergang zu dem Punkt D entlang der gleichen Kurve in einer Richtung (angegeben durch einen Pfeil b) entgegengesetzt zu der Richtung des Überganges, der während des Verdichtungshubes auftritt. Nachfolgend steigt der Zylinderinnendruck nach dem Beginn des Auslasshubes bei dem Punkt D auf P_EXHAUST (= Atmosphärendruck) an, da das Auslassventil offen ist. Dann verringert sich die Zylinderkapazität beim Anheben des Kolbens 34, während der Zylinderinnendruck auf P_EXHAUST aufrechterhalten wird; und zwar zeigt die P-V-Charakteristik einen Übergang zurück zu dem Punkt A.
Somit bewirken während des vollständig geschlossenen Zustandes des Drosselventils 22 der Verdichtungshub und der Auslasshub Übergänge der P-V-Charakteristik entlang des gleichen Pfades in entgegengesetzten Richtungen, wohingegen der Einlasshub und der Auslasshub Übergänge der P-V-Charakteristik entlang unterschiedlichen Pfaden bewirken. Während die während des Verdichtungshubes erzeugte Arbeit und die während des Auslasshubes erzeugte Arbeit einander kompensiert werden und eine Gesamtsumme von null ergeben, so kompensieren sich daher die wahrend des Einlasshubes erzeugte Arbeit und die während des Auslasshubes erzeugte Arbeit einander nicht, aber sie ergeben einen negativen Betrag der Arbeit. Dieser negative Betrag der Arbeit bildet einen Pumpverlust.
Insbesondere wird während des Einlasshubes ein positiver Betrag an Arbeit entsprechend einem Flächeninhalt S₂ erzeugt, der durch die Schraffur in der 15B angegeben ist. Andererseits wird während des Auslasshubes ein negativer Betrag an Arbeit entsprechend der Summe des Flächeninhaltes S₂ und eines Flächeninhaltes S₁ erzeugt, der durch die Schraffur in der 15B angegeben ist. Daher ist die Summe der während des Einlasshubes erzeugten Arbeit und der während des Auslasshubes erzeugten Arbeit ein negativer Betrag an Arbeit entsprechend dem Flächeninhalt S₁.
Die 16A und 16B zeigen charakteristische Diagramme des Momentes, das durch die jeweiligen Zylinder #1 bis #4 erzeugt wird. Die charakteristischen Diagramme in den 16A und 16B zeigen die Momente, die durch die Zylinder in jenem Fall erzeugt werden, wenn der Kurbelvorgang durch die Startvorrichtung 48 durchgeführt wird und keine eine Verbrennung in den Zylindern auftritt, und zwar ähnlich wie in den Fallen der 15A und 15B. Die charakteristischen Diagramme der 16A und 16B zeigen die Momente, die aus den Drücken in den Zylindern berechnet werden, die durch Zylinderinnendrucksensoren erfasst werden, welche für die einzelnen Zylinder vorgesehen sind. In der 16A ist das Drosselventil 22 vollständig geöffnet. In der 16B ist das Drosselventil 22 vollständig geschlossen.
Während des vollständig geöffneten Zustandes des Drosselventils 22 löschen sich die während des Einlasshubes und während des Auslasshubes erzeugten Arbeiten gegenseitig aus, und die während des Verdichtungshubes und während des Auslasshubes erzeugten Arbeiten löschen sich auch einander aus, wie dies aus der 16A ersichtlich ist. Gemäß der 16A wird während eines Intervalles von 0° bis 180° Kurbelwinkel der Zylinder#4 dem Einlasshub unterworfen, und der Zylinder#2 wird dem Auslasshub unterworfen, und der Zylinder#1 wird dem Expansionshub unterworfen, und der Zylinder#3 wird dem Verdichtungshub unterworfen. Daher löschen sich die durch die Zylinder#4 und #2 erzeugten Arbeiten einander aus, und die durch die Zylinder#1 und #3 erzeugten Arbeiten löschen sich einander aus, wie dies vorstehend im Zusammenhang mit der 15A beschrieben ist. Und zwar sind in der 16A die schraffierten Flächen für die Zylinder#4 und #2 einander gleich, und die schraffierten Flächen für die Zylinder#1 und #3 sind einander gleich.
Während des vollständig geschlossenen Zustands des Drosselventils 22 löschen sich die während des Verdichtungshubs und während des Auslasshubes erzeugten Arbeiten einander aus, wohingegen die während des Einlasshubes und während des Auslasshubes erzeugten Arbeiten sich nicht auslöschen. Und zwar löschen sich die durch die Zylinder#4 und #2 erzeugten Arbeiten nicht einander aus, während sich die durch die Zylinder#1 und #3 erzeugten Arbeiten einander auslöschen. Daher gibt die Differenz zwischen dem Flächeninhalt des schraffierten Bereiches für den Zylinder#4 und dem Flächeninhalt des schraffierten Bereiches für den Zylinder#2 den negativen Betrag an Arbeit an, der dem Flächeninhalt S₁ entspricht, der in der 15B gezeigt ist.
Gemäß dem vierten Ausführungsbeispiel wird das tatsächliche Reibungsmoment T_fw berechnet, während der Pumpverlust berücksichtigt wird, der in den 15B und 16B gezeigt ist. Ein Verfahren zum Berechnen des Momentes T_ipl(k) entsprechend dem Betrag des Pumpverlustes wird nachfolgend beschrieben.
Das Moment T_ipl(k) entsprechend dem Betrag des Pumpverlustes ist ein Betrag an Arbeit entsprechend dem Flächeninhalt S₁ in der 15B, und es wird aus der Differenz zwischen dem Zylinderinnendruck P_EXHAUST während des Auslasshubes und dem Zylinderinnendruck P_INTAKE während des Einlasshubes berechnet. Normalerweise kann der Zylinderinnendruck P_INTAKE während des Einlasshubes durch den Einlassrohrdruck P_m dargestellt werden, und der Zylinderinnendruck P_EXHAUST ist ungefähr gleich dem Atmosphärendruck (= P_ATMOSPHERIC). Daher kann das Moment T_ipl(k) entsprechend dem Betrag des Pumpverlustes als eine Funktion eines durchschnittlichen Einlassrohrdruckes T_m(k) in einem Momentenberechnungsintervall (alle 180° Kurbelwinkel) wie bei der Gleichung (6) berechnet werden.
[Math 6]

T_ipl(k) = C × (P_m(k) – P_ATMOSPHERIC) + D (6)

Hinsichtlich der Gleichung (6) wird der durchschnittliche Einlassrohrdruck P_m(k) für jedes Momentenberechnungsintervall über den Einlassdrucksensor 29 erfasst, der an dem Einlasskanal 12 vorgesehen ist. Der durchschnittliche Einlassrohrdruck P_m(k) kann auch durch andere Verfahren generiert werden. Zum Beispiel wird bei einem Verfahren ein durchschnittlicher Einlassrohrdruck P_m(k) aus der Einlassluftmenge (Ga) geschätzt, die durch die Luftdurchsatzmessvorrichtung 20 erfasst wird. Bei einem anderen Verfahren wird der durchschnittliche Einlassrohrdruck P_m(k) aus dem Drosselöffnungsgrad und der Kraftmaschinendrehzahl geschätzt. In der Gleichung (6) sind C und D vorbestimmte Korrekturfaktoren, und sie können auch variablen sein, die sich gemäß dem Betriebszustand ändern (zum Beispiel der durchschnittliche Einlassrohrdruck, die durchschnittliche Kraftmaschinendrehzahl in dem Momentenberechnungsintervall oder dergleichen). Wie dies aus der Gleichung (6) ersichtlich ist, sieht die Berechnung von P_m(k) – P_ATMOSPHERIC einen Wert entsprechend der Differenz zwischen dem Zylinderinnendruck P_INTAKE und dem Zylinderinnendruck P_EXHAUST vor, und die Multiplikation von (P_m(k) – P_ATMOSPHERIC) mit dem Faktor C nach der Addition des Faktors D stellt ein Moment T_IPL(k) bereit.
Gemäß der 15B ist der während eines vier-takt Zykluses hervorgerufene Pumpverlust so veranschaulicht, dass der Pumpverlust dem rechteckigen Flächeninhalt S₁ entspricht. Jedoch gibt es Fälle, bei denen der Pumpverlust nicht als ein rechteckiger Flächeninhalt veranschaulicht werden kann, wie dies durch S₁ angegeben ist. In einem Fall wird zum Beispiel der Beginn des Einlasshubes bei dem Punkt A nicht unmittelbar durch den Zylinderinnendruck P_INTAKE gefolgt, sondern er wird von einer vorbestimmten verstrichenen Zeit gefolgt, bevor der Zylinderinnendruck P_INTAKE erreicht, wie dies durch eine gestrichelte Linie in der 15B angegeben ist. In einem anderen Fall wird der Beginn des Auslasshubes bei dem Punkt D von einer vorbestimmten verstrichenen Zeit gefolgt, bevor der Zylinderinnendruck P_EXHAUST erreicht, wie dies durch eine gestrichelte Linie in der 15B angegeben ist. In der Gleichung (6) wird der Term (P_m(k) – P_ATMPOSPHERIC) durch die Korrekturfaktoren C, D korrigiert. Falls der Pumpverlust nicht wie der Flächeninhalt S₁ veranschaulicht wird, wie zum Beispiel in jenen Fällen, die durch die gestrichelten Linien in der 15B angegeben sind, ermöglicht die Korrektur durch die Korrekturfaktoren C, D daher eine genaue Berechnung des Pumpverlustes.
Das Moment T_ipl(k) entsprechend dem Betrag des Pumpverlustes kann auch gemäß einer nachfolgenden Gleichung (7) berechnet werden. Die Gleichung (7) übernimmt einen durchschnittlichen Staudruck P_BACK(k) (durchschnittlicher Zylinderinnendruck von Zylindern, die dem Auslasshub in dem Momentenberechnungsintervall ausgesetzt sind) anstelle von P_ATMOSPHERIC in der Gleichung (6).
[Math 7]

T_ipl(k) = C' × (P_m(k) – P_BACK(k)) (7)

Der durchschnittliche Staudruck P_BACK(k) in der Gleichung (7) wird aus einem Wert bestimmt, der durch den Abgasdrucksensor 31 erfasst wird, welcher an dem Abgaskanal 14 vorgesehen ist. In der Gleichung (7) ist C' ähnlich wie die Korrekturfaktoren C, D in der Gleichung (6) eine Konstante oder eine Variable, die sich gemäß dem Betriebszustand ändert. Gemäß der Gleichung (7) wird das Moment T_ipl(k) entsprechend dem Betrag des Pumpverlustes aus dem durchschnittlichen Einlassrohrdruck P_m(k) und dem durchschnittlichen Staudruck P_BACK(k) berechnet.
Der durchschnittliche Staudruck P_BACK in der Gleichung (7) ist näher an dem Druck P_EXHAUST gemäß der 15B als der Druck P_ATMOSPHERIC in der Gleichung (6). Daher sorgt die Gleichung (7) für eine höhere Genauigkeit bei der Berechnung des Momentes T_ipl(k) aufgrund der Übernahme des durchschnittlichen Staudruckes P_BACK. Darüber hinaus wird in der Gleichung (7) das Moment T_ipl(k) ohne Verwendung des Faktors D aus der Gleichung (6) berechnet, und somit ist die Berechnung vereinfacht.
Die folgenden Gleichungen (9) bis (11) dienen der Berechnung des Momentes T_ipl(k) entsprechend dem Betrag des Pumpverlustes aus einfachen physikalischen Ausdrücken unter Verwendung eines Momentanwertes (P_INTAKE(θ)) des Zylinderinnendruckes während des Einlasshubes oder eines Momentanwertes des Einlassrohrdruckes (P_m'(θ)), eines Momentanwertes (P_EXHAUST(θ)) oder eines Momentanwertes des Staudruckes (P_BACK'(θ)) und des Atmosphärendruckes (P_ATMOSPHERIC(θ)).
[Math 8]
An der rechten Seite der Gleichung (8) stellt T_{gas_INTAKE}(k) ein Moment entsprechend dem positiven Betrag des während des Einlasshubes in dem Momentenberechnungsintervall erzeugten Momentes dar, und es ist der positive Betrag an Arbeit entsprechend dem Flächeninhalt S₂ in der 15B. Der Term T_{gas_EXHAUST}(k) stellt ein Moment entsprechend dem negativen Betrag an Arbeit dar, die während des Auslasshubes in dem Momentenberechnungsintervall erzeugt wird, und es ist der negative Betrag an Arbeit entsprechend dem Flächeninhalt S₁ + S₂ in der 15B.
In der Gleichung (9) werden T_{gas_INTAKE}(k) und T_{gas_EXHAUST}(k) direkt aus dem Momentanwert T_INTAKE(θ) des Zylinderinnendruckes während des Einlasshubes bzw. dem Momentanwert P_EXHAUST(θ) des Zylinderinnendruckes während des Auslasshubes berechnet. Es ist wünschenswert, dass das Moment T_ipl(k) unter Verwendung der Gleichung (9) bestimmt wird, falls P_INTAKE(θ) und P_EXHAUST(θ) aus den Zylinderinnendrucksensoren genau generiert werden kann, die bei den einzelnen Zylindern oder dergleichen vorgesehen sind. Wie dies in der Gleichung (9) ausgedrückt ist, wird T_{gas_INTAKE}(k) auf einem Durchschnittswert des Multiplikationsproduktes von 180/π, dem Momentanwert P_INTAKE(θ) des Zylinderinnendruckes während des Einlasshubes und dem Änderungsbetrag der Zylinderkapazität dV(θ)/dθ während des Einlasshubes berechnet, das heißt Durchschnitt ((180/π × P_INTAKE(θ) × (dV_INTAKE(θ)/dθ). P_{gas_EXHAUST}(k) wird aus einem Durchschnittswert des Multiplikationsproduktes von 180/π, dem Momentanwert P_EXHAUST(θ) des Zylinderinnendruckes während des Auslasshubes und dem Änderungsbetrag der Zylinderkapazität dV(θ)/d(θ) während des Auslasshubes berechnet, nämlich Durchschnitt ((180/π) × P_EXHAUST(θ) × (bV_EXHAUST(θ)/dθ).
In der Gleichung (9) ist P_INTAKE(θ) × (bV_INTAKE(θ)/dθ) ein Wert entsprechend dem Zylinderinnendruck, der im Zeitpunkt des Kurbelwinkels θ während des Einlasshubes erzeugt wird, und in der 16B entspricht er dem Zylinderinnenmoment, das zum Zeitpunkt eines Kurbelwinkels θ durch den Zylinder#4 erzeugt wird, der dem Einlasshub ausgesetzt ist. Daher entspricht Durchschnitt ((180/π) × P_INTAKE(θ) × (dV_INTAKE(β)/dθ)) einem Wert, der durch mitteln der sich ändernden Werte des Zylinderinnenmomentes während des Einlasshubes, und gemäß der 16B entspricht er einem Wert, der durch mitteln der sich ändernden Werte des Zylinderinnenmomentes erhalten wird, welches bei dem Einlasshub des Zylinders#4 erzeugt wird. Bei den vorherigen Gleichungen ist 180/π ein Faktor zur Multiplikation zum Zwecke einer Einheitsanpassung. In ähnlicher Weise ist P_EXHAUST(θ) × (dV_EXHAUST(θ)/dθ)) ein Wert entsprechend dem Zylinderinnenmoment, das zum Zeitpunkt eines Kurbelwinkels θ während des Auslasshubes erzeugt wird, und gemäß der 16B entspricht er dem Zylinderinnenmoment, das zum Zeitpunkt eines Kurbelwinkels θ durch den Zylinder#2 erzeugt wird, der dem Auslasshub ausgesetzt ist. Daher entspricht Durchschnitt ((180/π) × P_EXHAUST(θ) × (dV_EXHAUST(θ)/dθ)) einem Wert, der durch mitteln der sich ändernden Werte des Zylinderinnenmomentes während des Auslasshubes erhalten wird, und gemäß der 16B entspricht er einem Wert, der durch mitteln der sich ändernden Werte des Zylinderinnenmomentes erhalten wird, das bei dem Auslasshub des Zylinders#2 erzeugt wird.
Somit ist möglich, durch Berechnen von T_{gas_INTAKE}(k) und T_{gas_EXHAUST}(k) aus dem Momentanwert P_INTAKE(θ) des Zylinderinnendruckes während des Einlasshubes und dem Momentanwert P_EXHAUST(θ) des Zylinderinnendruckes während des Auslasshubes das Moment T_ipl(k) entsprechend dem Betrag des Pumpverlustes auf der Grundlage des in den Zylindern erzeugten Momentes genau zu berechnen.
In der Gleichung (10) wir T_ipl(k) unter Verwendung des Momentanwertes P_m'(θ) des Einlassrohrdruckes anstelle von T_INTAKE(θ) aus der Gleichung (9) und unter Verwendung des Momentanwertes P_BACK'(θ) des Staudruckes anstelle von P_EXHAUST(θ) aus der Gleichung (9) berechnet. Der Momentanwert P_m'(θ) des Einlassrohrdruckes wird von dem Einlassdrucksensor 29 generiert, und der Momentanwert P_BACK'(θ) des Staudruckes wird von dem Abgasdrucksensor 31 generiert. Gemäß der Gleichung (10) besteht kein Bedarf an einer Bereitstellung eines Zylinderinnendrucksensors, und das Moment P_ipl(k) kann auf der Grundlage von P_m'(θ) und P_BACK'(θ) berechnet werden.
In der Gleichung (11) wird T_ipl(k) unter Verwendung des Atmosphärendruckes P_ATMOSPHERIC(θ) anstelle des Momentanwertes P_BACK'(θ) des Staudruckes in der Gleichung (10) berechnet. Somit ist es gemäß der Gleichung (11) möglich, T_ipl(k) auf der Grundlage von P_ATMOSPHERIC(θ) zu berechnen, ohne das der Momentanwert P_BACK'(θ) des Staudruckes bestimmt wird.
Das Moment T_ipl(k) entsprechend dem Betrag des Pumpverlustes kann auch auf einer in der ECU 40 gespeicherten Abbildung generiert werden. Bei einem Beispiel ist eine Abbildung im Voraus in der ECU 40 gespeichert, bei der eine Beziehung des Momentes T_ipl(k) entsprechend dem Betrag des Pumpverlusts, der über das Intervall gemittelten Kraftmaschinendrehzahl und dem Durchschnittseinlassrohrdruck in dem Momentenberechnungsintervall definiert ist, und T_ipl(k) wird aus dieser Abbildung generiert.
Nachdem das Moment T_ipl(k) entsprechend dem Betrag des Pumpverlustes durch ein vorstehend beschriebenes Verfahren berechnet wurde, wird das tatsächliche Reibungsmoment T_fw unter Verwendung von T_ipl(k) berechnet. Insbesondere wenn das tatsächliche Reibungsmoment T_fw berechnet wird, während der Pumpverlust gemäß Ausführungsbeispiel 1 berücksichtigt wird, wird das Moment T_ipl(k) entsprechend dem Betrag des Pumpverlustes zu W_e an der linken Seite der Gleichung (3) addiert. Auf diese Art und Weise kann der Reduzierungsbetrag, der durch das Moment T_ipl(k) entsprechend dem Betrag des Pumpverlustes hervorgerufen wird, hinsichtlich des Durchschnittswertes W_e der der Startvorrichtung 48 zugeführten elektrischen Energie als Faktor berücksichtigt werden, so dass die Genauigkeit der Berechnung des tatsächlichen Reibungsmomentes T_fw an der rechten Seite der Gleichung (3) verbessert werden kann. Falls das tatsächliche Reibungsmoment T_fw berechnet wird, während der Betrag des Pumpverlustes bei dem zweiten oder dritten Verfahren berücksichtigt wird, wird das Moment T_ipl(k) entsprechend dem Betrag des Pumpverlustes zu der linken Seite der Gleichung (5) addiert. Daher ist es möglich, das tatsächliche Reibungsmoment T_fw an der rechten Seite der Gleichung (5) zu berechnen, während das Moment T_ipl(k) entsprechend dem Betrag des Pumpverlustes als Faktor berücksichtigt wird. Hierbei ist zu beachten, dass T_ipl(k), das zu den Gleichungen (3) und (5) addiert wird, ein negativer Wert entsprechend dem Flächeninhalt S₁ ist, der in der 15B angegeben ist.
Die Prozedur eines Prozesses bei dem vierten Verfahren wird unter Bezugnahme auf eine in der 17 gezeigte Flusskarte beschrieben. Die Flusskarte der 17 zeigt einen Prozess, bei dem der Betrag des Pumpverlustes bei der Korrektur des Reibungsmomentes bei dem zweiten Verfahren berücksichtigt wird.
Zunächst wird bei einem Schritt S40 bestimmt, ob gegenwärtig der Zeitpunkt zum Berechnen eines Reibungsmomentes während eines Stopps der Kraftmaschine ist. Insbesondere wird bestimmt, ob der gegenwärtige Zeitpunkt nach der Änderung des Zündschalters 46 von dem Einzustand zu dem Auszustand und nach der letzten Verbrennung von Kraftstoff liegt. Falls es gegenwärtig der Zeitpunkt ist, das Reibungsmoment während des Stopps der Kraftmaschine zu berechnen, dann schreitet der Prozess zu einem Schritt S41 weiter. Falls andererseits gegenwärtig nicht der Zeitpunkt zum Berechnen des Reibungsmomentes ist, dann endet der Prozess.
Bei einem Schritt S41 wird bestimmt, ob die gegenwärtige Kurbelwinkelposition mit der Zeitgebung zum Berechnen des Verlustmoments T_ac zusammenfällt. Insbesondere wird bestimmt, ob der gegenwärtige Kurbelwinkel entweder in jenem Zustand ist, wenn der Kurbelwinkel gleich oder größer als TDC + 10° ist, oder in jenem Zustand, wenn der Kurbelwinkel gleich oder größer als BDC + 10° ist. Falls der gegenwärtige Kurbelwinkel mit der Momentenberechnungszeitgebung zusammenfällt, dann schreitet der Prozess zu Schritt S42 weiter. Falls der gegenwärtige Kurbelwinkel nicht mit der Momentenberechnungszeitgebung zusammenfällt, dann endet der Prozess.
Bei dem Schritt S42 werden für die Berechnung des Momentes erforderliche Parameter generiert. Insbesondere beinhalten die generierten Parameter die Kraftmaschinendrehzahl (Ne(k)), die Kühlmitteltemperatur (thw(k)), die Winkelgeschwindigkeiten ω₀(k), ω₀(k + 1)), die Zeit (Δt), etc.
Nachfolgend wird bei einem Schritt S43 ein Reibungsmoment T_f(k) auf der in der 4 gezeigten Abbildung geschätzt. In diesem Fall wird das Reibungsmoment T_f(k) aus der Abbildung gemäß der 4 unter Verwendung der Kraftmaschinendrehzahl (Ne(k)) und der Kühlmitteltemperatur (thw(k)) bestimmt, wie bei dem Schritt S42 generiert werden.
Nachfolgend wird bei einem Schritt S44 das dynamische Verlustmoment T_ac(k) berechnet, das zu der Winkelbeschleunigung gehört. In diesem Fall wird der Durchschnittswert T_ac(k) des dynamischen Verlustmomentes in dem TDC-BDC-Intervall bestimmt durch die Berechnung von T_ac(k) = J × ((ω₀(k + 1) – ω₀(k))/Δt).
Nachfolgend wird bei einem Schritt S45 der Pumpverlust berechnet. Bei diesem Schritt wird das Moment T_ipl(k) entsprechend dem Betrag des Pumpverlusts unter Verwendung der Gleichung (6) berechnet. Nachfolgend wird bei einem Schritt 46 das tatsächliche Reibungsmoment T_fw(k) dadurch bestimmt, dass das Verlustmoment T_ac(k) von dem T_ipl(k) entsprechend dem Betrag des Pumpverlusts subtrahiert wird. Falls das tatsächliche Reibungsmoment T_fw(k) berechnet wird, während das Moment T_ipl(k) entsprechend dem Betrag des Pumpverlusts bei dem Ausführungsbeispiel 2 berücksichtigt wird, dann wird T_ipl(k) zu der linken Seite der Gleichung (5) addiert, sodass das tatsächliche Reibungsmoment T_fw(k) als die Differenz zwischen dem Verlustmoment T_ac(k) und dem Moment T_ipl(k) entsprechend dem Betrag des Pumpverlusts berechnet wird.
Nachfolgend wird bei einem Schritt S47 das Reibungsmoment T_f von der Abbildung gemäß der 4 korrigiert. Insbesondere wird das bei dem Schritt S46 bestimmte tatsächliche Reibungsmoment T_fw(k) mit dem bei dem Schritt S43 bestimmten Reibungsmoment T_f(k) verglichen. Falls eine Differenz zwischen den beiden Reibungsmomenten vorhanden ist, dann wird die in der 4 gezeigte Abbildung unter Verwendung des tatsächlichen Reibungsmoments T_fw(k) korrigiert, das bei dem Schritt S46 bestimmt wird. Nachdem das Reibungsmoment T_f bei dem Schritt S47 korrigiert wurde, endet der Prozess.
Auch wenn bei dem in der Flusskarte der 17 gezeigten Prozess die Korrektur des Reibungsmoments auf das zweite Verfahren angewendet wird, wobei der Pumpverlust als Faktor berücksichtigt wird, kann die Korrektur des Reibungsmoments auch auf das erste und dritte Verfahren gemäß der vorstehenden Beschreibung angewendet werden, wobei der Pumpverlust als Faktor berücksichtigt wird.
Gemäß dem vierten Verfahren wird das Moment T_ipl(k) entsprechend dem Betrag des Pumpverlusts bei der Berechnung des tatsächlichen Reibungsmoments T_fw(k) berücksichtigt, sodass die Reibungscharakteristik der Abbildung gemäß der 4 mit hoher Genauigkeit korrigiert werden kann. Daher ist es möglich, einen charakteristischen Wert wie zum Beispiel das Nenn-Moment oder dergleichen mit hoher Genauigkeit zu berechnen.
Ein fünftes Verfahren zur Korrektur des Reibungsmoments T_f wird als nächstes beschrieben. Bei dem Ausführungsbeispiel 5 wird die Einlassluftmenge so gesteuert, dass der Pumpverlust minimiert wird.
Gemäß der vorstehenden Beschreibung zusammen mit dem vierten Verfahren beeinflusst ein Pumpverlust in dem Einlasskanal 12 die Genauigkeit der Berechnung des tatsächlichen Reibungsmoments T_fw(k) in einigen Fallen. Bei dem fünften Verfahren wird das Drosselventil 22 vollständig geöffnet, um das Auftreten eines Pumpverlusts zu minimieren, falls das tatsächliche Reibungsmoment T_fw(k) beim Stopp der Kraftmaschine wie bei dem zweiten Verfahren bestimmt wird.
Die Prozedur eines Prozesses bei dem fünften Verfahren wird unter Bezugnahme auf eine in der 18 gezeigte Flusskarte beschrieben. Zunächst wird bei einem Schritt S51 bestimmt, ob gegenwärtig der Zeitpunkt zum Berechnen eines Reibungsmoments während eines Stopps der Kraftmaschine ist. Insbesondere wird bestimmt, ob der gegenwärtige Zeitpunkt nach der Änderung des Zündschalters 46 von dem Einzustand zu dem Auszustand und nach der letzten Verbrennung von Kraftstoff liegt. Falls es gegenwärtig der Zeitpunkt zum Berechnen des Reibungsmoments während des Stopps der Kraftmaschine ist, dann schreitet der Prozess zu einem Schritt S52 weiter. Falls andererseits gegenwärtig nicht der Zeitpunkt zum Berechnen des Reibungsmoments ist, dann endet der Prozess.
In dem Schritt S52 ist das Drosselventil 22 gemäß einem Befehl von der ECU40 vollständig geöffnet. Nachfolgend wird bei einem Schritt S52 bestimmt, ob gegenwärtig der Zeitpunkt zum Berechnen des Verlustmoments ist. Die Verarbeitung beim Schritt S53 ist im Wesentlichen gleich wie die Verarbeitung bei dem Schritt S21 in der 13. Falls bei dem Schritt S53 bestimmt wird, dass gegenwärtig der Momentenberechnungszeitpunkt ist, dann schreitet der Prozess zu einem Schritt S54 weiter, bei dem eine Reibungskorrekturlogik ausgeführt wird. Und zwar wird bei einem Schritt S54 der Prozess der Schritte S22 bis S26 in der 13 ausgeführt. Nachdem die Reibungskorrekturlogik bei dem Schritt S54 ausgeführt wurde, endet der Prozess.
Gemäß dem in der 18 dargestellten Prozess ist das Drosselventil 22 vollständig geöffnet, falls bestimmt wird, dass es gegenwärtig der Zeitpunkt zum Berechnen des Reibungsmoments während eines Stopps der Kraftmaschine ist. Daher kann die in die Zylinder eingelassene Luftmenge gesteuert werden. Somit ist es möglich, das Auftreten eines Pumpenverlusts in dem Einlasskanal 12 zu minimieren. Gemäß dem in der 18 dargestellten Prozess kann darüber hinaus der Einfluss des Pumpverlusts auf die Genauigkeit bei der Berechnung des tatsächlichen Reibungsmoments T_fw dadurch minimiert werden, dass die Reibungskorrekturlogik ausgeführt wird, während das Drosselventil 22 wie bei dem zweiten Ausführungsbeispiel vollständig geöffnet gehalten wird. Daher kann die Reibungscharakteristik von der Abbildung mit hoher Genauigkeit korrigiert werden. Somit ist es möglich, einen charakteristischen Wert wie zum Beispiel das Nenn-Moment oder dergleichen mit hoher Genauigkeit zu berechnen.
Auch wenn bei dem fünften Ausführungsbeispiel die Einlassluftmenge während des Stopps der Kraftmaschine durch vollständiges Öffnen des Drosselventils 22 gesteuert wird, so kann die Einlassluftmenge auch durch andere Verfahren gesteuert werden, wie zum Beispiel ein Verfahren, bei dem der Hub der Einlassventile gesteuert wird oder dergleichen.
Die Steuerung der Einlassluftmenge bei dem Ausführungsbeispiel 5 kann auch auf die Reibungsmomentenkorrektur bei dem ersten und dritten Verfahren angewendet werden. Darüber hinaus kann die Steuerung der Einlassluftmenge bei dem Ausführungsbeispiel in Kombination mit der Reibungsmomentenkorrektur verwendet werden, die den Pumpverlust gemäß dem vierten Verfahren als Faktor berücksichtigt.
Ein Verbrennungszustandsschätzgerät zum Schätzen des Verbrennungszustands einer Brennkraftmaschine (10) wird vorgesehen. Das Gerät hat eine Winkelbeschleunigungsberechnungseinrichtung zum Berechnen einer Kurbelwinkelbeschleunigung (dω/dt) und eine Verbrennungszustandsschätzeinrichtung zum Schätzen des Verbrennungszustands der Brennkraftmaschine (10) auf der Grundlage der Kurbelwinkelbeschleunigung (dω/dt) in einem Kurbelwinkelintervall (TDC-BDC), in dem ein Durchschnittswert eines durch eine sich hin und herbewegende Trägheitsmasse der Brennkraftmaschine erzeugten Trägheitsmoments im Wesentlichen 0 beträgt. Somit schließt das Verbrennungszustandsschätzgerät die Wirkung aus, dass das durch die sich hin und herbewegende Trägheitsmasse erzeugte Trägheitsmoment eine Winkelbeschleunigung aufweist, und somit kann es den Verbrennungszustand auf der Grundlage der Winkelbeschleunigung (dω/dt) genau schätzen.

Claims

Steuergerät für eine Brennkraftmaschine (10), gekennzeichnet durch: eine Speichereinrichtung (40) zum Speichern einer Standardreibungsdrehmomentcharakteristik, die eine Beziehung zwischen einer Drehzahl (Ne) der Brennkraftmaschine, einer Kühlmitteltemperatur (thw) und einem Reibungsdrehmoment (T_f) der Brennkraftmaschine (10) definiert, eine Energiezufuhrberechnungseinrichtung zum Bestimmen einer zugeführten Energie (We), die zu einer Startvorrichtung (48) zugeführt wird, während sich eine Kurbelwelle (36) für ein vorbestimmtes Intervall dreht, in welchem ein Durchschnittswert eines durch Hin- und Herbewegung einer trägen Massen erzeugtes Trägheitsmoment den Wert Null hat, während einer Zeitspanne von einem Start des Ankurbelns der Brennkraftmaschine (10) bis zu einer ersten Brennstoffexplosion; eine Winkelbeschleunigungsberechnungseinrichtung zum Bestimmen einer Kurbelwinkelbeschleunigung (dω/dt) auf Grundlage einer Dauer der Drehung der Kurbelwelle (36) für das vorbestimmte Intervall und Kurbelwinkelgeschwindigkeiten (dω), die an beiden Enden des Intervalls erfasst wurden, während der Zeitspanne von dem Start des Ankurbelns der Brennkraftmaschine (10) bis zur ersten Brennstoffexplosion; eine Verlustdrehmomentberechnungseinrichtung zum Bestimmen eines dynamischen Verlustdrehmoments (Jx), das der Kurbelwinkelbeschleunigung (dω/dt) zuzuordnen ist, auf Grundlage der Kurbelwinkelbeschleunigung (dω/dt) und eines Trägheitsmoments (T_inertia) der Brennkraftmaschine (10); eine tatsächliches-Reibungsdrehmoment-Berechnungseinrichtung zum Bestimmen eines in der Brennkraftmaschine (10) auftretenden tatsächlichen Reibungsdrehmoments (T_fw) durch Subtrahieren des dynamischen Verlustdrehmoments (Jx) von der zu der Startereinrichtung zugeführten Energie (We); und eine Korrektureinrichtung zum Korrigieren eines bestimmten Reibungsdrehmomentwertes (T_f) von Reibungsdrehmomentwerten, die als die Standardreibungsdrehmomentcharakteristik gespeichert sind, wobei der bestimmte Reibungswert einer Kraftmaschinendrehzahl (Ne) und einer Kühlmitteltemperatur (thw) entspricht, wenn das tatsächliche Reibungsdrehmoment (T_fw) bestimmt wird, wobei die Korrektureinrichtung den bestimmten Reibungsdrehmomentwert (T_f) auf Grundlage einer Differenz zwischen dem bestimmten Reibungsdrehmomentwert (T_f) und dem tatsächlichen Reibungsdrehmoment (T_fw) korrigiert.
Steuergerät für eine Brennkraftmaschine (10), gekennzeichnet durch: eine Speichereinrichtung (40) zum Speichern einer Standardreibungsdrehmomentcharakteristik, die eine Beziehung zwischen einer Drehzahl (Ne) der Brennkraftmaschine, einer Kühlmitteltemperatur (thw) und einem Reibungsdrehmoment (T_f) der Brennkraftmaschine (10) definiert, eine Winkelbeschleunigungsberechnungseinrichtung zum Bestimmen einer Kurbelwinkelbeschleunigung (dω/dt) auf Grundlage einer Dauer der Drehung einer Kurbelwelle (36) für ein vorbestimmtes Intervall und Kurbelwinkelgeschwindigkeiten (dω), die an beiden Enden des Intervalls erfasst wurden, in welchem ein Durchschnittswert eines durch die Hin- und Herbewegung einer trägen Masse verursachtes Trägheitsmoment (T_inertia) den Wert Null hat, während einer ersten Zeitspanne in welcher die durch die Verbrennung erzeugte Drehmomenterzeugung gestoppt ist, wobei die erste Zeitspanne in der zweiten Zeitspanne enthalten ist, die startet, nachdem ein Zündschalter (46) für die Brennkraftmaschine (10) von einem Betriebszustand auf einen Stoppzustand geändert wurde, und die endet, wenn die Brennkraftmaschine (10) stoppt, eine Verlustdrehmomentberechnungseinrichtung zum Bestimmen eines dynamischen Verlustdrehmoments (T_ac), das der Kurbelwinkelbeschleunigung (dω/dt) zuzuordnen ist, auf Grundlage der Kurbelwinkelbeschleunigung (dω/dt) und einem Trägheitsmoment (T_inertia) der Brennkraftmaschine (10); eine tatsächliches-Reibungsdrehmoment-Berechnungseinrichtung zum Bestimmen eines tatsächlichen Reibungsdrehmoments (T_fw) auf Grundlage des dynamischen Verlustdrehmoments (T_ac) unter Verwendung einer Tatsache, dass eine Summe des tatsächlichen Reibungsdrehmoments (T_fw), welches in der Brennkraftmaschine (10) auftritt, und des dynamischen Verlustdrehmoments (T_ac) den Wert Null hat; und einer Korrektureinrichtung zum Korrigieren eines bestimmten Reibungsdrehmomentwertes (T_f) von Reibungsdrehmomentwerten, die als die Standardreibungsdrehmomentcharakteristik gespeichert sind, wobei der bestimmte Reibungsdrehmomentwert (T_f) einer Kraftmaschinendrehzahl (Ne) und einer Kühlmitteltemperatur (thw) entspricht, wenn das tatsächliche Reibungsdrehmoment (T_fw) bestimmt wird, wobei die Korrektureinrichtung den bestimmten Reibungsdrehmomentwert (T_f) auf Grundlage einer Differenz zwischen dem spezifischen Reibungsdrehmomentwert (T_f) und dem tatsächlichen Reibungsdrehmoment (T_fw) korrigiert.
Steuergerät für eine Brennkraftmaschine gemäß Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass die Brennkraftmaschine (10) eine vierzylindrige Brennkraftmaschine (10) ist, die vier Zylinder hat, das vorbestimmte Intervall ein Intervall ist, dessen beide Enden ein oberer Totpunkt (TDC) und ein unterer Totpunkt (BDC) sind.
Steuergerät für eine Brennkraftmaschine (10) gemäß Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass sie ferner folgendes aufweist: eine Pumpenverlustberechungseinrichtung zum Berechnen eines einem Pumpenverlust (T_ipl) entsprechenden Drehmoments auf Grundlage eines Einlassdrucks zu einem Zeitpunkt, zu dem das dynamische Verlustdrehmoment (T_ac) berechnet wird, oder des Einlassdrucks und des Auslassdrucks zu dem Zeitpunkt, wobei die tatsächliche-Reibungsdrehmoment-Berechnungseinrichtung das tatsächliche Reibungsdrehmoment (T_fw) durch Subtrahieren des dynamischen Verlustdrehmoments (T_ac) von einer Summe der zugeführten Energie (We), die der Startereinrichtung (48) zugeführt wird, und dem Pumpenverlust (T_ipl) entsprechenden Drehmoment bestimmt.
Steuergerät für eine Brennkraftmaschine (10) gemäß Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet, dass sie ferner folgendes aufweist: eine Pumpenverlustberechungseinrichtung zum Berechnen eines einem Pumpenverlust (T_ipl) entsprechenden Drehmoments auf Grundlage eines Einlassdrucks zu einem Zeitpunkt, zu dem das dynamische Verlustdrehmoment (T_ac) berechnet wird, oder des Einlassdrucks und des Auslassdrucks zu dem Zeitpunkt, wobei die tatsächliche-Reibungsdrehmoment-Berechnungseinrichtung das tatsächliche Reibungsdrehmoment (T_fw) unter Berücksichtigung der Tatsache bestimmt, das eine Summe aus dem tatsächlichen Reibungsdrehmoment (T_fw) und dem dynamischen Verlustdrehmoment (T_ac) mit dem Pumpenverlust (T_ipl) entsprechenden Drehmoment übereinstimmt.
Steuergerät für eine Brennkraftmaschine (10) gemäß Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet, dass sie ferner folgendes aufweist: eine Einlassluftmengensteuereinrichtung (22) zum Steuern einer Menge von Einlassluft, wobei die Einlassluftmengensteuereinrichtung (22) die Menge von Einlassluft auf eine Luftmenge erhöht, bei der der Pumpenverlust (T_ipl) minimiert wird, nachdem ein Zündschalter (46) von einem Betriebszustand auf einen Stoppzustand geändert wurde.