JP2005248962A - 内燃エンジンのシリンダ内の空燃比を推定する方法 - Google Patents

Abstract

【課題】 識別段階なしに実行され、すべてのエンジン動作点についてより高いロバスト性を有する空燃比推定モデルが提供されるように、排気プロセスのより優れたモデル化を可能にする。
【解決手段】 本発明は、単一の検出器が排気ガスの空燃比を測定する排気循環路を有する多気筒内燃エンジンの各シリンダ内の空燃比を推定する方法に関する。推定器は、各シリンダからのガスの放出および検出器への排気循環路内のガスの移動を表す物理モデル（ＲＴＭ）を有しており、そのモデルは拡張カルマンフィルタ（ＫＦ）タイプの非線形状態オブザーバに結合されている。
【選択図】 図６

Description

本発明は、内燃エンジン、特にインジェクションエンジンの各シリンダの空燃比を推定する方法に関する。

空気の質量に対する燃料の質量によって表される空燃比を知ることは、ガソリンエンジンまたはディーゼルエンジンを備えたすべての車両にとって重要である。ガソリンエンジンの場合、空燃比は、排気ガスの性質を左右し、混合がわずかに濃くなるとＣＯおよびＨＣの排気量が増える一方で、混合がわずかに薄くなるとＮＯxの排気量が増える。したがって、排出源での排気量を制限するように化学量論に基づいて、範囲の広い空燃混合（４つのシリンダの平均）で動作するこの種のエンジンにおけるシリンダごとに空燃混合を厳密に調節することが非常に重要である。従来のディーゼルエンジンまたは成層燃焼状態の下で動作するガソリンエンジンの場合、一般に燃焼は希薄混合気で行われ（空燃比１未満）、空燃比を厳密に調節してもそれほど影響を受けない。しかしながら、この種のエンジンの脱ＮＯx触媒によって汚染を少なくするには、希薄混合気による通常の動作状態に戻る前にわずかに過濃な混合気をＮＯxトラップから出すように、わずかに過濃な混合気を数秒間一時的に持続させる必要がある。したがって、脱ＮＯｘ触媒によって汚染をすくなくするためには、この段階中に必要な空燃レベルを確保するように、空燃比をシリンダごとに厳密に調節する必要がある。最後に、新しい燃焼タイプによって動作するエンジン、特に、フランス石油研究所（ＩＦＰ）によって開発されたＮＡＤＩ（商標）コンセプトによって評価することが可能なＨＣＣＩディーゼルエンジンは、非常に高い再循環燃焼ガス比、したがって、制限された空燃比によって動作し、したがって、やはり各シリンダの空燃比の厳密な調節の影響を非常に受けやすい。

各シリンダ内への燃料質量の噴射をより厳密に、特に個別に制御するには、各シリンダ内の空燃比を再構成する必要がある。車両の各シリンダの出口に空燃比プローブを設置することは、プローブのコスト価格を考慮すると不可能であるため、排気の共通部分に配置された単一の比例プローブから出力される測定値によって動作する推定器を設けることで各シリンダの空燃比を別々に知ることができ有利である。したがって、エンジン制御によって、再構成された空燃比から、空燃比がすべてのシリンダにおいて平衡を保つように各シリンダ内に噴射される燃料質量を調節することができる。

以下の説明では、プローブをＮＯｘトラップの上流側のタービン出口に配置することのできる、ＮＯｘトラップを備えた過給ディーゼルエンジンを例に挙げて本発明を例示している。このプローブから出力される測定値は、過濃段階中に、同じ質量の燃料を受け入れる各シリンダ内に噴射される質量の広い範囲の制御に用いられる。しかしながら、本発明は、いくつかのシリンダの接合部の下流側に１つまたは２つ以上の比例プローブを有するすべてのタイプのエンジンに適用される。

特許文献１には、カルマンフィルタによって実現され、したがって観測されフィルタリングされるモデルが記載されている。このモデルは、マニフォールド内の混合についての物理的な記述を含んでおらず、かつ高脈動流量現象を考慮していない。
仏国特許第２８３４３１４号明細書

空燃比の推定は、行列の係数、すなわち最適化アルゴリズムによってオフラインで識別する必要のある係数によってのみ決められる。さらに、行列の種々の調節、したがって、そのパラメータの識別は、各動作点（エンジン速度／負荷）に対応する。したがって、この推定器は、（５つの空燃比プローブを備えた）大規模な取得試験手段を必要とし、エンジンを変更した場合にはロバスト性を有さない。

本発明の目的は、識別段階なしに実行され、すべてのエンジン動作点についてより高いロバスト性を有する空燃比推定モデルが提供されるように、排気プロセスのより優れたモデル化を可能にすることにある。

異なる数学的表現形式（状態ベクトルの循環置換なし）の進展によって、クランクシャフトが６°回転するごとに測定することがさらに可能になり、したがってノイズによる乱れが少なくなる。

したがって、本発明は、各シリンダの排気をマニフォールドに連結するパイプを少なくとも含む排気循環路と、マニフォールドの下流側にある空燃比検出器とを有する多気筒内燃エンジンの各シリンダ内の空燃比を推定する方法に関する。この方法は、
各シリンダからのガスの放出と、検出器への排気循環路内のガスの移動とをリアルタイムに表す物理モデル（ＲＴＭ）を設定する段階と、
モデルを、検出器によって出力された空燃比の測定値が考慮されている拡張カルマンフィルタタイプの非線形状態オブザーバに結合する段階と、
排気循環路の入口における空燃比の値を推定する段階と、
を含んでいる。

本発明によれば、排気循環路における空燃比の値を所定のシリンダに割り当ててもよい。

ガスの移動時間および検出器の応答時間による遅延時間を、試験外乱を所定のシリンダ内で実行し、かつ検出器で試験外乱の影響を測定することによって求めてもよい。

物理モデル（ＲＴＭ）を反転不能な基準モデル化によって実証してもよい。

本発明は、各シリンダ内に噴射される燃料質量を、全てのシリンダ内の空燃比を調節するように変更するエンジン制御に用いることが可能である。

本発明の他の特徴および利点は、添付の図によって示した本発明の非制限的な例についての以下の説明を読むことで明らかになるであろう。

すべてのシリンダの平均空燃比の推定値に対して、各シリンダ内の空燃比を個別に推定することには多数の利点がある。

・タービン出口における単一の空燃比プローブから推定を行う場合のコスト価格上の利点
・各シリンダ内のより優れた空燃比の調節による排気量削減
・駆動性の向上（供給トルクの調節）
・各シリンダの調和を図ることによる燃料消費量の削減
・噴射システム診断（シリンダのドリフトまたは噴射システムの障害の検出および補償）
・空気および／または燃焼ガスの充填の不釣合いの補正
排気プロセスの説明
排気プロセスには、ガスが排気弁から大気まで移動する経路が排気マフラーの出口にある。本実施形態のエンジンは２０００ｃｍ³の４気筒エンジンである。このエンジンは、ウエイストゲート型排出弁を作動させることによって動作を制御することができるターボ過給機を備えている。このエンジンにはＥＧＲ（排気ガス再循環）循環路も備えられており、弁はタービンの上流側に配置されている。図１は、排気プロセスの記述的な要素を示している。

空燃比プローブ１はタービン２の直後に配置されている。ガスは、シリンダ３内での燃焼後に以下の動作が行われる。

−排気弁４の通過。これはカムシャフトによって制御され、リフトローは鐘形である。流量は、弁が開いているときには大きい値であり、シリンダの圧力とマニフォールドの圧力とが等しくなったときにより小さい値になり、最終的には、ピストンが再び上方にスライドして排気ガスを放出したときに再び増大する。

−マニフォールドをシリンダヘッド出口に連結する短いパイプの通過。

−４つのシリンダの流れがぶつかる排気マニフォールド５内の混合段階。ここで、マニフォールドのタイプ（対称または非対称）、ＥＥＯ（早期排気弁開 [Early Exhaust Opening]）および流れ重ね比率を決めるＬＥＣ（遅延排気閉 [Late Exhaust Closing]）に応じて、ガスが混合する。

−吸気口の上流側に配置された圧縮機に必要なトルクを供給するタービンの通過。流量に対するタービンの効果は公知ではないが、タービンは、様々なシリンダから来るガスをさらに混合すると考えることができる。

−ＵＥＧＯ型プローブによる測定。

排気ガスの組成は、燃焼室に送り込まれる燃料および空気の量と、燃料の組成と、燃焼の展開とによって決まる。

実際には、空燃比プローブは、多孔性材料で作られた拡散障壁によって、排気管に連結された拡散室の内側のＯ₂濃度を測定する。この構成は、選択されたプローブの位置に応じて、特に空燃比プローブの近くの温度および／または圧力の変動の理由により、差が出るようにしてもよい。

しかし、必要なのは各シリンダ間の空燃比の不一致を検出することであり、通常は推定器によって平均値が維持されるので、圧力または温度に依存するこの空燃比の変動現象は無視されている。

本発明による推定器のモデルでは、測定された空燃比を、全質量（または総流量）に対するプローブの周囲の空気質量（または空気流量）に関連付けるように選ばれている。このモデルは、３ガス法、すなわち空気、燃料、および燃焼ガスに基づいている。したがって、希薄混合気の場合は、燃焼後に残るすべてのガスは空気と燃焼ガスとの混合気である。過濃混合気の場合、燃料が過剰であり、燃焼後に未燃燃料および燃焼ガスが残る一方で、すべての空気が消失する。実際には、燃焼が１００％完全であることはないが、本発明の推定器はこれを完全であるとみなしている。

空燃比を上述の３つの種に関係付ける公式を定義するために、以下のような３つのガスの質量と、燃焼の前後のそれらのガスの質量パーセントとを検討する。

−空気：ｘ
−燃料：ｙ
−燃焼ガス：ｚ
希薄混合気の場合：空気が過剰であり、燃焼後に燃料が残らない。燃焼前に、以下の質量がシリンダ内に存在すると仮定する。

燃料を使用する場合の化学量論条件に達するには燃料の１４．７倍の空気が必要であることが分かっているので、燃焼の前後の各種の質量を示す以下の表を作成することができる。

混合気が希薄である場合にのみ妥当である以下の公式を計算した後に、（燃料質量）／（空気質量）の比を表す空燃比λが得られる。

過濃混合気の場合、公式は以下のようになる。

ＰＣＯは、混合気が化学量通りであるときの空気質量に対する燃料質量の比に対応する。

しかし、吸気口に燃焼ガスが存在すると排気口における３つのガスの濃度が変化するため、これらの公式は、混合気がＥＧＲを含まない場合に妥当である。

本実施形態では、希薄混合気用の空燃比の公式のみが推定器において用いられている。しかし、本発明はこの実施形態に限られず、実際には、その公式は空燃比１の近傍で連続しており、過濃混合気についてこの公式を反転させても問題は生じない。

各ガスが排気管内でどのように混合するのかをより良く理解するために、ディーゼルエンジンモデルを、エンジンライブラリがＩＦＰと共同して開発されているＩＭＡＧＩＮＥ社（フランス）のＡＭＥＳｉｍソフトウェアと一緒に用いた。このモデルは、反転させることができず、本発明によるモデルの妥当性を実証するための基準として用いられる。

ＡＭＥＳｉｍは、特に熱および液圧の現象に良好に適した０Ｄモデル化ソフトウェアである。このソフトウェアは特に、体積、パイプ、または絞りをモデル化することが可能である。

この排気モデルは、
−体積および管に代表される排気管、
−熱交換器を有する排気マニフォールド、
−タービンおよびバイパス弁、
−タービンの合流部における体積および弁流量、
−タービンと測定プローブとの間の管、
−排気ラインの体積および管を有している。

パイプ、絞りおよび体積をモデル化するための基本ブロックは、ＡＭＥＳｉｍの取扱説明書「熱空気ライブラリ（Thermal Pneumatic Library）」に記載されている。標準的な方程式を用いて、絞りを通る流量、エネルギーおよび質量保存が計算される。さらに、このモデルは、ガス混合物の動的特性を調べるうえで重要なガスの慣性を考慮している。

これは０Ｄモデルであるので、次元ｘは考慮されず、かつ物理的な手法によって遅延時間をモデル化するのは不可能である。入力変数を変化させると、出力がただちに変化する。したがって移動時間は無視される。この制約は、リアルタイムでの取得動作を試みるときに重要である。

開発した基準モデルを、試験ベンチ上での測定値との比較によって実証した。図２（縦軸：バール単位のマニフォールド圧力，横軸：度単位のクランクシャフト角度）は、ベンチ測定値を表す曲線Ｂと、ＡＭＥＳｉｍモデルから出力された結果、すなわち曲線Ａとの比較を示している。主要な力学的現象が非常に良好に表されていることが分かる。

推定器を得るには、得られたモデルが反転させられるほどシンプルである必要がある。したがって、ガス混合物の動的特性による重要な物理的現象だけが表されている。一方、推定器は車上のエンジン制御システムにおいて実行されるようになっており、入力変数は、従来から利用可能な変数、すなわちエンジン速度、吸気圧、噴射時間、λプローブ測定値に限られる。

リアルタイムモデル
リアルタイムモデルＲＴＭは、ＡＦＲ_turbがタービン出口におけるガスの組成、ＡＦＲ_cyclが各シリンダ内の空燃比、Ｎ_eがエンジン速度、Ｐ_intが吸気圧である、図３に示した構成を一例として有している。

本実施形態では、温度変動がエンジンサイクル全体にわたって少なく、温度変動が作用するものが流量変動に限られるとみなしている。圧力変動は流量に直接関係しているため、実際は圧力変動はこのプロセスにおいて必須である。そのため、各部材、すなわちシリンダ、マニフォールド、およびタービンごとに固定した温度が設定される。したがって、熱交換もモデル化されない。この簡略仮想はそれほどの影響を与えない。

第１の手法では、２つのガス、すなわち新鮮な空気と燃焼ガスとが考慮される。従来の方程式は、体積単位のガスの総質量および新鮮な空気の質量の推移を表現している。次に、そこから燃焼ガスを推定することができる。この手順は希薄混合気状態の場合に有効であるが、過濃混合気の場合にも、燃料および燃焼ガスについて同様の方程式を記すことができる。

ガス放出
このモデルでは、体積は、連続的に空間的直線運動(translation motion)を行うシリンダの体積に相当している。したがって、体積はクランクシャフト角度に依存する。

絞りモデルは、排気弁絞りをモデル化するためにサン-ウ゛ナン(Barre Saint Venant)の方程式を用いている。

計算時間に関連した最適化の理由に関し、シリンダおよび可変排気弁絞りから成るガス放出モデルがニューラルネットワークに置き換えられている。

これによって、推定器は、ニューラルネットワークが複雑でないため、はるかに高速に空燃比を算出することができる。

このネットワークは、２つの隠れた階層と、１階層当たり１２個のニューロンとから成っている。ネットワークは、入力階層に３つのニューロンを有し（エンジン速度、シリンダ内の質量およびクランクシャフト角度）、排気弁出口における流量の進展を出力する。

図４は、基準Ｒｅｆに対するこのモデルＲＴＭ１の結果を示している。

Ｗ_cyl＝ｆ_NN（Ｎ_e，Ｐ_int，α_crank） （１）
Ｗ_cyl：シリンダ出口の所の総ガス質量流量
Ｎ_e：エンジン速度
Ｐ_int：マニフォールド入口圧力
α_crank：クランクシャフト角度
ガスの組成はシリンダ内と同様である。したがって、以下の式を得る。

Ｗ_{cyl_air}＝Ｗ_cyl×（１−ＡＦＲ_cyl） （２）
Ｗ_{cyl_air}：シリンダ出口における新鮮な空気の質量流量
排気マニフォールド
排気マニフォールドは、質量保存が行われる体積によってモデル化される。温度は、ほぼ一定であると仮定され、エンジン速度および負荷の関数としてチャートから求められる。

Ｍ_man：マニフォールド出口におけるガスの質量
Ｍ_{man_air}：マニフォールド出口における新鮮な空気の質量
Ｗ_turb：タービンを通る質量流量
Ｗ_{turb_air}：タービンを通る新鮮な空気の質量流量
Ｐ_man：マニフォールド出口の圧力
Ｔ_man：マニフォールド出口の温度
Ｖ_man：マニフォールド出口の体積
Ｒ：理想気体の熱力学定数
タービンモデル
タービンは流量絞りに従ってモデル化される。タービン内の流量は、一般にチャートによって与えられ、３次多項式によって推定され、かつ入口圧力および温度を考慮するように補正される。多項式の係数はタービンマッピングとの相関によって最適化される。

Ｐ_exh：排気出口圧力
Ｔ_ref，Ｐ_ref：タービン基準温度および圧力
タービン内の流れの組成はマニフォールド出口における組成と同じであり、したがって、次式が成立する。

図５は、前述のＡＭＥＳｉｍモデルと、Ｓｉｍｕｌｉｎｋで得られた本発明によるモデルとの比較を示している。動的特性が良好に表されており、各信号の位相が実に同期していることに留意されたい。

測定プローブ
「ＵＥＧＯ」タイプの測定プローブの伝達関数は１次フィルタによってモデル化され、タービンの下流側のモデルによって与えられる空燃比（ＡＦＲ）はマニフォールド内の空燃比と等しい。したがって、次式が成立する。

λ_meas：タービンの下流側で測定された相対空燃比
λ_cyli：シリンダｉ内の相対空燃比
τ：フィルタ時間定数（約２０ｍｓ）
排気遅延時間
パイプおよび種々の体積内のガスの移動と、測定プローブの「遊び時間」とによる遅延時間は、上述の物理モデルでは考慮されていない。しかし、このモデルは、これらの遅延時間に対して線形に構成されている。後述するように遅延時間の影響を後で考慮することができるので、これらの遅延時間を全排気プロセスについての単一の遅延時間としてコンパイルすることができ、かつモデルをそのまま反転させることができる。

空燃比推定器ＡＦＲ
上述のモデルは、タービンの下流側の空燃比が排気マニフォールド入口におけるガス混合物の流量の関数として表されることを示している。したがって、このモデルを反転すると、マニフォールド入口における空燃比を知ることができる。排気の動的な影響を考慮した後、シリンダ出口における空燃比が得られる。

本発明による、シリンダごとの個々の空燃比を推定する推定器は、主として２つの段階、すなわち、
−排気モデルを反転させ、排気マニフォールド入口における空燃比を推定する第１の段階と、
−空燃比の推定値を割り当てるべき実際のシリンダを識別する第２段階と、
を有している。

推定器の構造
前述の方程式では、検出器で測定される空燃比は、各シリンダ内の空燃比、シリンダ出口における空気の流量、およびガスの総流量から算出される。モデルの入力を推定する必要があるため、この構造をカルマンフィルタに用いるのは困難である。したがって、この状態システムは入力を付加することによって完成される（Mohinder S. Grewal: 「カルマンフィルタリングの理論と実際（Kalman Filtering Theory and Practice）」、Prentice Hall、１９９３年）。

式（２）〜（６）から、状態方程式は以下のようになる。

ここで、

である。

入力測定の方程式は以下のようになる。

このモデルは非線形であるが、拡張カルマンフィルタに用いることのできる構造を有している（Greg Welch and Gary Bishop: 「カルマンフィルタの紹介（An Introduction to the Kalman Filter）」、University of North Carolina-Chapter Hill TR95-041、２００３年５月２３日）。拡張カルマンフィルタの構造について、念のために以下に説明する。

拡張カルマンフィルタによって、プロセスの状態ベクトルまたは測定プロセスが非線形である場合に、プロセスの状態ベクトルを推定することが可能である。

プロセスは以下の非線形確率方程式によって制御されると仮定する。

ｘ_k＝ｆ（ｘ_k-1，ｕ_k，ｗ_k-1）
この測定値は以下の非線形観測方程式によって与えられる。

ｙ_k＝ｈ（ｘ_k，ｖ_k）
ここで、確率変数ｗ_kおよびｖ_kは、それぞれ、モデルノイズおよび測定ノイズを表している。

予測／補正アルゴリズムは以下のとおりである。

段階１：予測

段階２：補正

ここで、
−Ａはｘに対するｆの偏導関数のヤコビ行列である。

−Ｗはｗに対するｆの偏導関数のヤコビ行列である。

−Ｈはｘに対するｈの偏導関数のヤコビ行列である。

−Ｖはｖに対するｈの偏導関数のヤコビ行列である。

これらの行列は実際には各間隔で異なるにもかかわらず、表記を明確にするために、時間間隔指数ｋが与えられていないことに留意されたい。

カルマンフィルタの入力には、タービンの下流側の空燃比とマニフォールド内のガスの総質量が必要である。空燃比は測定されており、ガスの総質量はカルマンフィルタと並列のモデルの算出結果である。

カルマンフィルタの出力は、マニフォールド入口における排気ガスの組成が得られる状態推定値である。この結果は次に、実際のシリンダに割り当てる必要がある。

シリンダごとの割当て
上記に、シリンダ出口におけるガス質量流量をモデル化するのに用いられるニューラルネットワークについて説明した。パイプ内のガスの動的特性および対応する遅延時間を無視する場合、マニフォールド入口における排気ガスの質量流量に対する各シリンダの寄与は、総質量流量に対するシリンダの質量流量の比によって求めることができる。これは下記の行列Ｃで表される。

Ｃ＝［Ｗ_cyl1，Ｗ_cyl2，Ｗ_cyl3，Ｗ_cyl4］／Ｗ_cyl （１０）
この行列はクランクシャフト角度に依存し、かつこの行列は周期的である。アルゴリズムのサンプリング時間はクランクシャフト角度６°である。この周波数は、単一の排気弁が開くモデル算出点を有するように高くなっている。この周波数では、エンジン速度にかかわらずこのようなモデル算出点を有することができる。

次に、マニフォールド入口における排気ガスの組成は、影響を及ぼすシリンダのみに依存すると考える。各シリンダ内のガスの組成は、以下の標準的な離散推定器構造を用いて推定される。

Ｋ_allocは推定器のゲインである。

タービンの下流側の単一の測定値から各シリンダ内の空燃比を再構成するのを可能にする本発明による推定器は、図６に概略的に示されている構成を有している。

ブロックＲＴＭは物理モデルを表し、ブロックＫＦはカルマンフィルタであり、ブロックＣＡはシリンダごとの割当てモジュールを表している。

シミュレーション結果
リアルタイム物理モデルと、カルマンフィルタと、割当てモジュールとを有する推定器を試験する。推定器の入力における空燃比の測定値はＡＭＥＳｉｍ基準モデル化によって与えられる。プローブの力学的特性は考慮されていない。

図７ａは、シリンダ１および２に適用されるクランクシャフト調節値の関数としての噴射時間を示している。図７ｂは、タービンの下流側の空燃比（ＡＦＲ_turb）および理論上のシリンダ空燃比（ＡＦＲ_cyl）と本発明のモデルによって推定されたシリンダ空燃比（Ｅｓｔ）との比較を同じグラフ上に示している。おそらく本発明のモデルでは考慮されないガスの慣性によるわずかな位相差に注目することができる。しかしながら、反転に関するカルマンフィルタの性能は良好である。

シリンダ３および４の空燃比の修正はわずかであるが、図７ｃは、同じ信号に関して、推定およびシリンダ割当てモジュールの有効性を示している。

排気遅延時間推定器
上述した推定器は、シリンダの排気とプローブから得られる信号との間の遅延時間を考慮していない。実際には、遅延時間はいくつかの原因、すなわち、パイプおよび各体積内の移動時間、測定プローブの遊び時間によって生じる。

推定器の入力における遅延時間Ｄをモデルから得た変数に適用することによって、遅延時間Ｄを空燃比の測定値と同期させることができる。図８は、遅延時間を有する推定器の構成を示している。

遅延時間は、動作条件、すなわちエンジン速度、負荷、排気マニフォールド圧力などに依存する。遅延をモデル化するのは困難であるので、追加の計器を用いずに推定器と測定値との間の遅延時間をリアルタイムに算出する識別方法を開発した。この原理は、シリンダ１の噴射点の近傍でわずかな増分を加え、推定された空燃比の変動を各シリンダごとに算出することから成る。次に、シリンダ２，３および４の変動をペナライズするように識別規準Ｊ_kを構成する。

ペナリゼーションはβによって得られる。シリンダ２について空燃比の値の正の変動が推定された場合、推定器と測定値との間の遅延時間は正である。シリンダ３に変動が生じた場合、遅延は負でありペナリゼーションは負である。シリンダ４の変動は正または負の遅延の結果であると判断することができる。

基準Ｊ_kは、推定器の遅延に対するコントローラＰＩによって零に調節される。コントローラが安定化させられると、推定される空燃比の変動は、シリンダ１で最大になり、シリンダ４で最小になる。次に、推定器は測定値と同期する。識別の原理が図９に示されている。

結果
次の各図は、シリンダ１で噴射時間が１０％遅れ、中程度の負荷が与えられ、速度が２６００ｒｐｍである場合の推定器の結果を示している。

図１０ａおよび図１０ｂは、推定器と測定値との間の遅延時間の識別を示している。シリンダ１のノズルの噴射時間がずれた場合（約６００ｒａｄ／πのタイミング−図１１ｂ）、このシリンダの推定空燃比の変動は他のシリンダの場合よりも少ない。これは、約６０サイクル後に安定化させられるレギュレータによって補正される。

図１１ａ，１１ｂおよび図１２ａ，１２ｂは、それぞれ、中程度の負荷における２６００ｒｐｍでの動作点および低負荷における１５００ｒｐｍでの動作点についての、タービンの下流側の空燃比の測定値と推定空燃比とを示している。

本発明は、空燃比プローブの測定値および物理モデルによって与えられるマニフォールドの内側のガス総質量に関する情報から、空気流量および４つのシリンダの出口における総流量、したがって、４つの流量と同等の空燃比を推定するのを可能にする状態オブザーバの構成に関する。このように得られる拡張カルマンフィルタは効率的であり、特に、このフィルタでは、動作点を変更する場合に追加的な調節を行う必要がない。識別段階は不要であり、測定ノイズおよびモデルの調節は１回行うだけでよい。

そのため、他のカルマンフィルタによって得られる空燃比を処理することで、各流量を分け、かつ各シリンダの空燃比を識別することが可能である。遅延時間を一度調節すると、低速およびそれよりも速い速度において比較的良好な結果が得られる。

動作条件にかかわらず、本発明による推定器により一層のロバスト性を持たせるために、シリンダに対する噴射時間増加後の遅延時間を再調節することを可能にする、推定器と並列の遅延時間コントローラが使用される。これによって、たとえば空燃比が１の段階の前に、推定器の最適な較正を行うことが可能になる。

排気プロセスを表す物理モデルを概略的に示す図である。 基準モデルと本発明による物理モデルとの比較を示す図である。 リアルタイムモデルの概略構成を示す図である。 基準に対するガス放出モデルＲＴＭ１の結果を示す図である。 基準モデルＡＭＥＳｉｍと本発明によるモデルとの比較を示す図である。 推定器の構成を示す図である。 割当てモジュールを有する推定器の結果を示す図である。 割当てモジュールを有する推定器の結果を示す図である。 割当てモジュールを有する推定器の結果を示す図である。 遅延時間を考慮することを含む推定器の構成を示す図である。 遅延時間を考慮することを含む推定器の構成を示す図である。 遅延時間の識別を示す図である。 遅延時間の識別を示す図である。 ２つの動作点についての本発明による推定器の結果を示す図である。 ２つの動作点についての本発明による推定器の結果を示す図である。 ２つの動作点についての本発明による推定器の結果を示す図である。 ２つの動作点についての本発明による推定器の結果を示す図である。

符号の説明

１ 空燃比プローブ
２ タービン
３ シリンダ
４ 排気弁
５ 排気マニフォールド

Claims (5)

1. 各シリンダの排気をマニフォールドに連結するパイプを少なくとも含む排気循環路と、前記マニフォールドの下流側にある空燃比検出器とを有する多気筒内燃エンジンの各シリンダ内の空燃比を推定する方法において、
   前記各シリンダからのガスの放出と、前記検出器への前記排気循環路内のガスの移動とをリアルタイムに表す物理モデル（ＲＴＭ）を設定する段階と、
   前記モデルを、前記検出器によって出力された空燃比の測定値が考慮されている拡張カルマンフィルタタイプの非線形状態オブザーバに結合する段階と、
   前記排気循環路の入口における空燃比の値を推定する段階と、
   を含むことを特徴とする、多気筒内燃エンジンの各シリンダ内の空燃比を推定する方法。
2. 前記排気循環路における前記空燃比の値を所定のシリンダに割り当てる、請求項１に記載の方法。
3. 前記ガスの移動時間および前記検出器の応答時間による遅延時間を、試験外乱を所定のシリンダ内で実行し、かつ前記検出器で試験外乱の影響を測定することによって求める、請求項２に記載の方法。
4. 前記物理モデル（ＲＴＭ）を反転不能な基準モデル化によって実証する、請求項２に記載の方法。
5. 請求項１から４のいずれか１項に記載の方法を、各シリンダ内に噴射される燃料質量を、全てのシリンダ内の空燃比を調節するように変更するエンジン制御に用いる方法。

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