JP2013100830A - 内燃エンジンの燃焼制御 - Google Patents

Abstract

【課題】内燃エンジンの燃焼制御に関する問題を実質的に克服するか軽減する制御システム、制御装置および関連した制御方法を提供することである。
【解決手段】本発明のエンジンの圧縮比を決定する方法は、ａ）最終圧力比ＰＲＦを得るために、膨張ストロークの終わり近くでエンジン内のシリンダの圧力比を測定するステップと、ｂ）上死点における前記シリンダの圧力比を計算するステップと、ｃ）上死点における前記圧力比ＰＲ（ＴＤＣ）が前記最終圧力比の目標フラクションになるまで、ステップ（ｂ）の計算で使用される前記エンジンの圧縮比を変えるステップと、を含む。
【選択図】図１

Description

本発明は、内燃エンジンにおける燃焼制御に関する。

従来、内燃エンジンの制御は、エンジン速度、吸気圧力、排気酸素濃度、冷却剤温度などのような変数を感知し、これらの変数を使用して、スパークタイミング、排気ガス再循環率ＥＧＲ、および燃料流量のような変数を、試験エンジンについて測定された基準エンジン条件に調整することに基づいている。

この方法にはいくつかの欠点がある。第１に、エンジンは、生産変動および部品磨耗のために基準試験エンジンと異なっている。第２に、シリンダ間ばらつきが大きいことがある。さらに第３に、将来のエンジン燃焼システムは、従来の制御方法を不適切なものにする可能性がある。

代替え方法は、個々のエンジンシリンダ動作特性の変化に順応する能力を持った制御システムを実現することである。そのような制御システムは、シリンダ圧力センサを使用して、点火タイミング、希釈ガス率および燃料率に帰還制御を応用することで可能である。

一般的な制御システムには、３つの制御パラメータがある。すなわち、スパークタイミング（または、ディーゼルエンジンにおける燃料注入タイミング）、ＥＧＲ率、および空気／燃料比である。第１のパラメータは、点火過程のタイミングを制御し、その他の２つのパラメータは、燃焼過程の速度および継続時間に影響を及ぼす。

米国特許第４６２２９３９号（Ｍａｔｅｋｕｎａｓ他）には、圧力比管理を使用する内燃エンジンの制御システムが記載されている。推定モータ圧力（すなわち、燃料が注入されていないときのシリンダ内の圧力）に対する測定燃焼室圧力の比が、いくつかの所定のクランク軸回転角について求められる。これらの圧力比は、ＭＢＴ（最適トルクのための最小点火進み）、ＥＧＲおよび燃料室間の燃料平衡を制御するために使用される。

Ｍａｔｅｋｕｎａｓの開示では、シリンダ圧力は、圧力に直線的に関係した電圧を生成する圧力感知トランスデューサによって決定されている。トランスデューサの電圧出力信号Ｅ_ｔは、次式の関係によって圧力Ｐに関係付けられる。

Ｅ_ｔ（θ）＝ＧＰ（θ）＋Ｅｂｉａｓ （１）
ここで、Ｇは、与えられたエンジンサイクルで一定であると想定されたトランスデューサの利得であり、Ｅｂｉａｓは、Ｐｃｙｌ＝０のときＥ_ｔ−Ｅｂｉａｓ＝０であるような電圧信号オフセットであり、Ｐｃｙｌは絶対シリンダ圧力である。

燃焼開始前に、シリンダ内容は、次式であるようにポリトロープ過程に従うと想定されている。
ＰＶ^ｎ＝一定 （２）
ここで、Ｐは圧力であり、Ｖはシリンダの体積であり、ｎはポリトロープ指数である。

Ｍａｔｅｋｕｎａｓの開示は、式１および２から、圧縮ストローク中（しかし、燃焼開始の前）に２つのクランク角の点でサンプリングされた圧力トランスデューサ信号を定数ｎの指定値と共に使用するＥｂｉａｓの式を、得ている。ポリトロープ定数はサンプリング間隔にわたって一定であり、さらに、ｎの値は前もって正確に知られていることに留意されたい。具体的には、Ｅｂｉａｓは次式を使用して計算される。

Ｅｂｉａｓ＝［Ｅ_ｔ（θ_１）−Ｋ２Ｅ_ｔ（θ_２）］／（１．０−Ｋ２） （３）
Ｋ２＝［Ｖ（θ_１）／Ｖ（θ_２）］^ｎ （４）
燃焼中に、圧力比を計算するために必要とされるモータ圧力値は、測定することができないが、式２のポリトロープ関係を使用して推定することができる。通常、Ｅｂｉａｓを計算するために使用されるポリトロープ定数の同じ値が想定されている。このように計算された圧力比は、燃焼のタイミング、継続時間および希釈レベルを含んだいくつかの燃焼関連パラメータを推定するために使用される可能性がある。

米国特許第４６２２９３９号の教示をディーゼルエンジンに適用すると、いくつかの不利点が明らかになる。第１に、ディーゼルエンジンの膨張ストローク中の作用流体の熱力学的特性は、圧縮中のものと著しく異なっている。このために、膨張中に推定モータ圧力の精度は悪くなる。

第２に、ディーゼルエンジンの圧力変化の速度は比較的高いので、シリンダ体積を圧力信号と同期させることがいっそう重要になる。シリンダ体積が正しい場合にだけ、式２のポリトロープ関係は正確な結果を与えることに留意されたい。シリンダ体積は、スライダ−クランク寸法、圧縮比およびクランク軸位置の関数として計算することができる。圧縮比およびクランク位置には通常大きな不確実さがあるので、制御アルゴリズムが正しい値を学習できれば、エンジン制御の精度は改善される可能性がある。

第３に、ディーゼルエンジン内の圧縮温度は高い（高圧縮比のために）。したがって、推定モータ圧力の誤差は、（ａ）伝熱損失および（ｂ）温度の上昇と共に減少する比熱の比によって生じる。
米国特許第４６２２９３９号

したがって、本発明の目的は、上述の問題を実質的に克服するか軽減する制御システム、制御装置および関連した制御方法を提供することである。

本発明の第１の態様に従って、エンジンシリンダ内の圧力を測定するために使用されるトランスデューサの電圧オフセットを見出す方法が提供され、トランスデューサは、電圧信号Ｅ_ｔ（θ）を出力するように構成され、シリンダ圧力ゼロのとき電圧信号オフセット値Ｅｂｉａｓを有し、さらにエンジンシリンダの内容はポリトロープ過程を受けるものであり、本方法は、
ａ）圧縮ストローク中に少なくとも２つのクランク角の値で圧力トランスデューサからの電圧出力を測定するステップと、
ｂ）電圧信号が測定されたクランク位置のシリンダの体積を計算するステップと、
ｃ）シリンダ内容の比熱の比を計算するステップと、
ｄ）電圧信号オフセットＥｂｉａｓの値を得るように（ａ）、（ｂ）および（ｃ）からの値を使用するステップと、を含む方法。

本発明の第１の態様に従った方法は、Ｐｃｙｌ＝０のときＥ−Ｅｂｉａｓ＝０であるような電圧オフセット信号Ｅｂｉａｓを見出すように圧力トランスデューサをペグする方法を提供する。ここで、Ｅ＝圧力トランスデューサ電圧出力、Ｐｃｙｌ＝絶対シリンダ圧力である。言い換えれば、本方法は、記録された圧力データが絶対シリンダ圧力に対してペグ（較正）されるようにする。

都合のよいことには、圧縮過程はポリトロープ過程としてモデル化することができるので、シリンダ内の圧力Ｐと体積Ｖは、ＰＶ^ｎ＝一定によって関係付けることができる。ここで、ｎはポリトロープ定数である。トランスデューサ出力Ｅ_ｔ（θ）は、Ｅ_ｔ（θ）＝ＧＰ（θ）＋Ｅｂｉａｓの関係によって定めることができ、ここでＧはトランスデューサの利得であり、Ｐ（θ）はクランク角θにおけるシリンダ内の圧力であり、Ｅｂｉａｓは電圧信号オフセット値である。ステップ（ａ）、（ｂ）および（ｃ）の結果を使用すると、これらの関係はＥｂｉａｓを解くために使用できる。（注意：本明細書で使用されるとき、用語ポリトロープ定数とポリトロープ指数は交換可能である）。

都合のよいことには、シリンダは、往復運動のために配列されたピストンを備えることができ、本方法の測定するステップは、ピストンのシリンダの上死点前の９０から６０度のクランク角窓の間で電圧信号出力を測定することを含む。

好ましくは、比熱の比ｋは、エンジンシステムのモデルに基づいて、ガスの温度および組成の関数として上述のクランク角窓の間で計算され、このモデルは、ガスの温度および組成の推定値を含む。

都合のよいことには、Ｅｂｉａｓの値は、次の式に従って得られてもよい。
Ｅｂｉａｓ＝［Ｅ_ｔ（θ_１）−Ｋ２Ｅ_ｔ（θ_２）］／（１．０−Ｋ２）、
ここで、Ｋ２＝［Ｖ（θ_１）／Ｖ（θ_２）］^Ｋであり、θ_１およびθ_２は、第１および第２のクランク角であり、ｋはステップ（ｃ）で計算された比熱の比であり、Ｖ（θ）はクランク角θにおけるシリンダ体積であり、Ｅ_ｔ（θ）はクランク角θにおけるトランスデューサ出力信号である。Ｅ＝Ｅ_ｔ（θ）−Ｅｂｉａｓで与えられるバイアスされた電圧信号Ｅは、今後、圧力または圧力比の値が必要とされるときいつでも使用される。

本発明の第２の態様に従って、エンジンシリンダ内の圧力を測定するために使用される圧力トランスデューサの電圧信号出力とエンジンシステム内のエンジンクランク軸の位置との間の位相合せ誤差を補正する方法が提供され、エンジンシリンダの内容は、ＰＶ^ｎ＝一定であるようにポリトロープ過程を受け、ここでＰ＝シリンダ圧力、Ｖ＝エンジンシリンダの体積、さらにｎ＝ポリトロープ定数であり、本方法は、
ａ）エンジンシリンダの内容の比熱の比を計算するステップと、
ｂ）エンジンシリンダ内の圧力を測定し、さらに膨張ストローク中の少なくとも２つの異なるクランク軸位置のシリンダの体積を計算するステップと、
ｃ）ステップ（ｂ）で得られた値を使用して式ＰＶ^ｎ＝一定からポリトロープ定数ｎの値を計算するステップと、
ｄ）ステップ（ｃ）で計算されたｎの値が、ステップ（ａ）で計算された比熱の比に等しくなるようにクランク角位相合せを反復して見出すステップと、を含む。

好ましくは、測定ステップで測定された圧力は、モータリングエンジンについて、すなわち減速中で燃料の供給が停止されているとき、測定される。
好ましくは、ステップ（ｂ）の圧力測定および体積計算は、上死点後の６０から９０度のクランク角区間の間で行われる。

都合のよいことには、ｎは、次の式から計算されてもよい。
ｎ＝（ｌｏｇＥ６０−ｌｏｇＥ９０）／（ｌｏｇＶ９０−ｌｏｇＶ６０）、
ここで、Ｅ６０、Ｅ９０は、トランスデューサからのバイアスされた電圧出力であり、Ｖ６０、Ｖ９０＝上死点後のそれぞれ６０度および９０度におけるシリンダ体積、である。

本発明の第３の態様に従って、エンジンの圧縮比を決定する方法が提供され、本方法は、
ａ）最終圧力比ＰＲＦを得るために、膨張ストロークの終わり近くでエンジン内のシリンダの圧力比を測定するステップと、
ｂ）上死点でのシリンダの圧力比を計算するステップと、
ｃ）上死点での圧力比ＰＲ（ＴＤＣ）が最終圧力比の目標フラクションになるまで、ステップ（ｂ）の計算で使用されるエンジンの圧力比を変えるステップと、を含む。

好ましくは、ステップ（ａ）および（ｂ）で計算された圧力比は、モータリングエンジンのシリンダ圧力測定に基づいている。
好ましくは、最終圧力比は、計算圧力比を、上死点後の６０から９０度のクランク角区間にわたって平均することによって得られる。

都合のよいことには、圧力比は、ＰＲ（ＴＤＣ）＝目標ＰＲ（ＴＤＣ）、および
目標ＰＲ（ＴＤＣ）＝１−Ｘ（１−ＰＲＦ）、となるまで、ステップ（ｃ）のように変えられる。ここで、Ｘは目標フラクションである。

本発明の第４の態様に従って、点火エンジンのシリンダの放熱フラクションの計算の精度を高める方法が提供され、エンジンシリンダの内容は、ＰＶ^ｎ＝一定であるようにポリトロープ過程を受け、ここでＰ＝シリンダ圧力、Ｖ＝エンジンシリンダの体積、さらにｎ＝ポリトロープ定数であり、本方法は、
ａ）点火エンジンの膨張ポリトロープ指数、ポリ＿膨張を計算するステップと、
ｂ）圧縮ポリトロープ指数、ポリ＿圧縮を計算するステップと、
ｃ）上心後のクランク角についてステップ（ａ）で、および上心前のクランク角についてステップ（ｂ）で決定されたポリトロープ指数と共に、ポリトロープ関係ＰＶ^ｎ＝一定を使用して、推定モータ圧力を計算するステップと、
ｄ）ステップ（ｃ）で計算された推定モータ圧力を使用して、ＰＲ＝（測定圧力）／（推定モータ圧力）によって与えられる圧力比を計算するステップと、
ｅ）膨張ストロークの遅れた圧力比の値を平均することによって最終圧力比ＰＲＦを計算するステップと、
ｆ）ＨＲＦ＝（ＰＲ−１）／（ＰＲＦ−１）
に従って、放熱フラクションを計算するステップと、を含む。

ステップ（ａ）のポリ＿膨張およびステップ（ｅ）のＰＲＦの計算は、燃焼が完了した後で始まり排気弁が開く前に終わるクランク角区間にわたって平均することによって、行われる。

ステップ（ｂ）のポリ＿圧縮の値は、本発明の第１の態様で述べられたように計算された比熱の比の値に等しく設定される。
本発明の第５の態様に従って、点火エンジンのシリンダの放熱フラクションを計算する方法が提供され、本方法は、
ａ）ＰＲ＝測定被モータ圧力（ｍｅａｓｕｒｅｄ ｍｏｔｏｒｅｄ ｐｒｅｓｓｕｒｅ）（θ）／推定被モータ圧力（ｅｓｔｉｍａｔｅｄ ｍｏｔｏｒｅｄ ｐｒｅｓｓｕｒｅ）（θ）、の式に従ってエンジンのモータ圧力比、ＰＲ＿モータを計算するステップと、ここで、θはクランク角であり、推定被モータ圧力はＰＶ^ｎ＝一定から得られ、ここでＰ＝シリンダ圧力、Ｖ＝シリンダ体積、さらにｎ＝ポリトロープ指数であり、ｎはシリンダの内容の比熱の比に等しく設定されるものであり、
ｂ）膨張ストロークの終わりのモータリングエンジンの圧力比ＰＲＦ＿モータを計算するステップと、
ｃ）ＨＲＦ＝（ＰＲ＿補正−１）／（ＰＲＦ＿補正−１）
に従って、放熱フラクションを計算するステップと、を含み、ここでＰＲ＿補正＝ＰＲ／ＰＲ＿モータ、ＰＲＦ＿補正−ＰＲＦ／ＰＲＦ＿モータであり、ＰＲは、推定モータ圧力に対する測定点火シリンダ圧力の比であり、最終圧力比ＰＲＦは、燃焼が完了した後で評価される。

本発明の第５の態様に従った方法は、伝熱損失による誤差を減少させる、点火エンジンのシリンダの放熱フラクションを計算する方法を提供する。
本発明の第６の態様に従って、本発明の第１、第２、第３、第４または第５の態様のいずれかの方法を実行するように制御装置またはエンジン制御ユニットを制御するコンピュータ読取り可能コードを保持するキャリア媒体が提供される。

本発明の第７、第８および第９の態様は、本発明の第１、第２および第３の態様の方法をそれぞれ実行するのに適した装置に関する。
本発明の第７の態様に従って、エンジンシリンダ内の圧力を測定するために使用されるトランスデューサの電圧オフセットＥｂｉａｓをペグする、または見出すデバイスが提供され、トランスデューサは、電圧信号Ｅ_ｔ（θ）を出力するように構成され、シリンダ圧力ゼロのとき電圧信号オフセット値Ｅｂｉａｓを有し、さらにシリンダ内容はポリトロープ過程を受けるものであり、本デバイスは、
トランスデューサから少なくとも２つの測定電圧信号を受け取る入力手段と、
シリンダ内容の比熱の比を計算し、電圧信号が測定された点のシリンダの体積を計算し、さらにその後で、電圧信号オフセットの値Ｅｂｉａｓを得るように構成された処理手段と、を備える。

本発明の第８の態様に従って、エンジンシリンダ内の圧力を測定するために使用される圧力トランスデューサの電圧信号出力とエンジンシステム内のエンジンクランク軸の位置との間の位相合せ誤差を補正するデバイスが提供され、エンジンシリンダの内容は、ＰＶ^ｎ＝一定であるようにポリトロープ過程を受け、ここでＰ＝シリンダ圧力、Ｖ＝エンジンシリンダの体積、さらにｎ＝ポリトロープ定数であり、本デバイスは、
トランスデューサから少なくとも２つの測定電圧信号出力を受け取る入力手段と、
ａ）シリンダ内容の比熱の比を計算し、ｂ）エンジンモデルから少なくとも２つの異なるクランク軸位置のシリンダの体積を計算し、ｃ）（ｂ）で得られたＶの値を使用してＰＶ^ｎ＝一定の式からポリトロープ指数ｎの値を計算し、さらにｄ）（ｃ）で計算されたｎの値が（ａ）で計算された比熱の比に等しくなるまで反復して位相合せを変えるように構成された処理手段と、を備える。

本発明の第９の態様に従って、エンジンの圧縮比を決定するデバイスが提供され、このデバイスは、
膨張ストロークの終わりに近いシリンダの圧力比に関連したデータを受け取る入力手段と、
入力手段で受け取られたデータから最終圧力比ＰＲＦを得、上死点のシリンダの圧力比を計算し、上死点の圧力比ＰＲ（ＴＤＣ）が最終圧力比の目標フラクションになるまで上死点の圧力比の計算で使用されるエンジンの圧縮比を変えるように構成された処理手段と、を備える。

本発明は、車および本発明の第１から第５の態様に従った制御装置を備える車のエンジン制御ユニットに及ぶ。本発明は、さらに、本発明の第４および第５の態様に対応する装置に及ぶ。

本発明の実施形態に従った制御システムを有するエンジンを示す模式図である。 モータリング・ディーゼルエンジンのｌｏｇＶに対するｌｏｇＰを示すグラフである。 モータリング・ディーゼルエンジンについてクランク角の関数としてシリンダの伝熱率を示すグラフである。 モータリング・ディーゼルエンジンについてクランク角の関数としてポリトロープ定数および比熱比を示すグラフである。 モータリング・ディーゼルエンジンについてクランク角の関数として圧力比に及ぼす位相誤差および圧縮比誤差の影響を示すグラフである。 様々な圧縮比を有するモータリング・ディーゼルエンジンについてクランク角の関数として圧力比を示すグラフである。 様々なポリトロープ指数値についてクランク角の関数として放熱フラクションを示すグラフである。 クランク角の関数として放熱フラクションを示す他のグラフである。 本発明の実施形態に従った制御システムの制御アルゴリズムの概要を示す図である。 本発明の実施形態に従った、圧力トランスデューサをペグする方法のアルゴリズムを示す図である。 本発明の実施形態に従った、エンジンシステム内の位相合せ誤差を学習するアルゴリズムを示す図である。 本発明の実施形態に従った、エンジンシステムの圧縮比を得るアルゴリズムを示す図である。

本発明がより容易に理解されるために、これから、例として添付の図面が参照される。
図１は、本発明の原理に従って動作することができる内燃エンジンを詳細に示す。図に、エンジン（全体的に参照数字１で示される）が示され、このエンジンは４つのシリンダ３を有している。図１は４つのシリンダを示すが、本発明はどんな数のシリンダを有するエンジンにも適用することができる。エンジンは、さらに、吸気マニホルド５および排気マニホルド７を備える。各シリンダは、吸気弁１１（吸気マニホルド５と連通している）および排気弁１３（排気マニホルド７と連通している）を備えている。各シリンダは、また、インゼクタ１５および圧力センサ／トランスデューサ１７を備えている。

コンピュータ１９は、圧力センサ１７からデータ（Ｐ１、Ｐ２、Ｐ３、Ｐ４）を受け取る入力および制御信号（Ｆ１、Ｆ２、Ｆ３、Ｆ４）をインゼクタ１５に送る出力を備えている。

クランク位置センサ２１は、クランク軸２３の回転を示すデータをコンピュータ１９に供給するように設けられている。
排気ガス再循環弁（ＥＧＲ弁）２５は、吸気マニホルド５に逆戻りする希釈ガスの流れを制御する。

上で指摘したように、本発明は、従来技術の制御システムの問題を軽減する手段を提供する。しかし、これを行うために、エンジンシステム内の圧力を測定するために使用される圧力トランスデューサは、正確にペグされなければならない。この過程は、Ｐｃｙｌ＝０であるときＥ_ｔ−Ｅｂｉａｓ＝０であるように電圧信号のオフセットの値Ｅｂｉａｓを見出すことから成る。Ｐｃｙｌは絶対シリンダ圧力である。

Ｍａｔｅｋｕｎａｓでは、ポリトロープ指数ｎは、サンプリング区間にわたってほぼ一定であり、この定数の値は適切に正確に知られていると想定して、Ｅｂｉａｓの値が得られた。そこで説明された過程は、燃焼前の圧縮ストローク中に２つのクランク角ポイントでトランスデューサ信号がサンプリングされることを必要とした。

本発明の実施形態の第１の態様では、ポリトロープ定数は最適クランク角区間の間で正確に決定される。そして、これによって、圧力トランスデューサはいっそう正確にペグされるようになる。

図２は、モータリング・ディーゼルエンジンについて対数体積に対する対数圧力（すなわち、燃料インゼクタが燃料をエンジンの中に注入していないときのエンジンシリンダ内の圧力）のグラフを示す。留意されたことであるが、中間のストロークのあたりで（圧縮中の上死点前（ＢＴＤＣ）の約９０から６０のクランク角と膨張中の上死点後（ＡＴＤＣ）の約６０から９０度のクランク角の間）、グラフの線は、理想的なポリトロープ過程のように真っ直ぐで平行である。

図３は、クランク角に対する伝熱率のグラフを示す。留意されたいことであるが、上で特定されたクランク角範囲で、伝熱率は非常に小さく、このことは、これらのクランク角範囲で図２の圧縮線と膨張線の両方の傾斜（この傾斜はポリトロープ定数である）が比熱の比に等しいことを暗示している。

図４は、クランク角に対するポリトロープ定数および比熱比のグラフを示す。留意されたいことであるが、上述のクランク角範囲で、ポリトロープ定数は、膨張ストロークと圧縮ストロークの両方で比熱の比に実質的に等しい。

比熱の比は、温度、空気−燃料比および燃焼ガス・フラクションの関数である。留意されたいことであるが、シリンダ内の混合物の比熱の正確な値は、エンジン制御装置に組み込まれた表または計算式を使用して決定することができる。

したがって、上の議論から、圧力トランスデューサは、以下のステップを行うことによって正確にペグできることになる。
１）シリンダのガス混合物の比熱の比を計算し、その計算値をポリトロープ定数ｎに等しいとすることによって、ｎの値を計算すること。

２）上死点前の９０から６０度の間のクランク角窓の中で少なくとも異なる２つの点でトランスデューサの電圧出力信号Ｅ_ｔを測定することによって、式３および４を解くこと。

実際には、９０から６０度の窓の中にいくつかの部分区間を使用してＥｂｉａｓのいくつかの値を計算し、次に平均することによって、圧力トランスデューサ信号に及ぼす雑音の影響を減少させることができる。

Ｅｂｉａｓがいったん決定されると、シリンダ圧力は、Ｅ_ｔ−Ｅｂｉａｓによって与えられるバイアスされたトランスデューサ電圧Ｅ（θ）に比例する。圧力比だけが重要であるので、電圧比が、圧力比の代わりに使用されてもよい。したがって、今後は、圧力比の計算に言及するときはいつでも、計算は実際には電圧の比として行われることは、理解されるであろう。

上で言及したように、シリンダ体積は、圧力トランスデューサ・サンプルごとに与えられなければならない。これは、エンジンクランク角エンコーダの信号をサンプリングし、知られたエンジン形状寸法パラメータと共にこの値を使用して、シリンダ体積を計算することによって行われる。実際のエンジン用途では、圧力信号が、計算された体積と同期していないほどに大きな不確実さが、クランク位置の値にある。今後、クランク位置の誤差は、「位相誤差」または「クランク角オフセット」と呼ばれる。同様にエンジンの圧縮比も不確実である可能性がある。これによっても、計算されたシリンダ体積に誤差が生じる。留意されたいことであるが、これらの影響は、エンジンごとに、またシリンダごとに変化することがあり、また、年月と共にドリフトする。

したがって、本発明の第２の他の態様では、位相誤差を得て補正する方法およびエンジンの圧縮比を得る方法が提供される。
本発明のこの態様は、減速燃料供給停止中にサンプリングされた被モータリング・シリンダ圧力の圧力比解析に基づいた自己調整手順に関する。

位相合せ誤差に関する自己調整方法は、モータリングｌｏｇＰ−ｌｏｇＶのグラフの圧縮線と膨張線が、ほぼ中間ストロークで、すなわちＢＴＤＣとＡＴＤＣの両方の６０から９０度のクランク角で平行であるということ（図１に関連して上で指摘した）を利用する。図３で言及したように、これらのクランク角区間では、また、比熱の比とポリトロープ定数の値は等しい。Ｅｂｉａｓ計算手順によって、圧縮のポリトロープ指数は、知られた比熱比に強制的に等しくされる。しかし、膨張値（すなわち、膨張位相のポリトロープ指数値）は、式２から得られる次式によって圧力トランスデューサ信号を使用して計算されてもよい。

ｎ＝（ｌｏｇＥ６０−ｌｏｇＥ９０）／（ｌｏｇＶ９０−ｌｏｇＶ６０） （５）
ここで、Ｅ６０、Ｅ９０＝トランスデューサからのバイアスされた電圧信号出力であり、Ｖ６０、Ｖ９０＝それぞれ上死点後の６０および９０度でのシリンダ体積。

留意されたいことであるが、シリンダ体積は、クランク角と圧縮比の両方の関数として計算されるので、その結果、どちらの誤差も膨張のｎの計算値に影響を及ぼすようになる。

本発明の第２および第３の態様では、エンジンのクランク角オフセット（Φ）および圧縮比（ＣＲ）それぞれは、反復過程により得られる。
ＣＲおよびΦを得る方法は、以下で説明されるが、図５および６を参照して、反復過程が安定で収束性であることに留意されたい。

図５は、位相合せ（Φ）および圧縮比（ＣＲ）の誤差の影響を受けるシリンダ内の圧力比を示す。留意されたいことであるが、図４のグラフは、図２から４を作るために使用された同じ圧力データから計算された。

シリンダ内の圧力比は、推定（または、理論的な）被モータ圧力に対する測定圧力の比として定義され、推定圧力は、Ｅｂｉａｓに使用された同じポリトロープ指数を用いて式２を使用して計算される。

ＰＲ＝測定被モータ圧力（θ）／推定被モータ圧力（θ） （６）
ここで、θはクランク角である。
留意されたいことであるが、圧力比は、エンジンの圧縮比ＣＲおよびまたポリトロープ指数の関数である。圧力トランスデューサが本発明の第１の態様の方法によって正確にペグされているので、エンジン内の実際の圧力は、正確に決定することができる。

図５に戻って、様々な圧縮比および位相値に関して７つの異なる圧力比曲線が示されている。各場合に、膨張のポリトロープ指数は、式５を使用して計算される。１、２および３と表示された曲線は、−０．５度の位相誤差によるＣＲ誤差の影響を示す。曲線２は、正しいＣＲを有し、曲線１および３は、正しいＣＲよりそれぞれ１．０だけ大きいＣＲ値および小さいＣＲ値の場合のものである。同様に、曲線５、６および７は、＋０．５度の位相誤差によるＣＲ変化を示す。曲線４は、圧縮比と位相の両方に正しい値を使用して計算された。この曲線は、推定（ポリトロープ）モータ圧力計算で考慮されていない伝熱損失のために、１．０より下に落ちる。

圧力トランスデューサがペグされたので、−９０から−６０度の窓における圧力比は、全ての場合について１．０である（というのは、ペグ手順によって、測定被モータ圧力は推定被モータ圧力に等しいから）。

図５から次の点に留意されたい。
１）圧縮比の値の変化は、一般に、６０度ＢＴＤＣから６０ＡＴＤＣの範囲で圧力比曲線に影響を及ぼす。この理由は、計算体積が、ＴＤＣに近い領域で圧縮比に対して最も敏感だからである。

２）圧力比は、６０度ＡＴＤＣ以上のクランク角で位相合せ誤差に最も敏感である。この理由は、計算体積が、このクランク角の範囲で位相に最も敏感だからである。
３）シリンダの計算体積に対する圧力トランスデューサ信号の位相合せが正しいとき、ポリトロープ指数の計算値は、上述の圧力トランスデューサのペグ手順に使用された値に等しい。

図６は、様々な圧縮比について、クランク角の関数として圧力比を示すが、３つの場合全てで正しい位相が使用されている。曲線２は、正しいＣＲを有するが、一方で、曲線１および２は、それぞれ１．０だけ大きすぎるＣＲ値および小さすぎるＣＲ値を有する。留意されたいことであるが、正しい線は、ほぼ６０度ＡＴＤＣ近くの最終値に向かって滑らかに、かつ単調に変化する。留意されたいことであるが、したがって、圧縮比は、上死点で計算された圧力比を初期圧力比と最終圧力比の差の較正可能なフラクションに位置付ける圧力比曲線を見出すことによって推定されてもよい。すなわち、
目標＿ＰＲ（＠ＴＤＣ）＝１−Ｘ（１−ＰＲＦ） （７）
ここで、ＰＲＦ＝最終圧力比、Ｘ＝目標フラクション。

上の図５および６に関する上述の観察は、反復過程によるエンジンの圧縮比（ＣＲ）の決定および位相合せ（Φ）の方法につながる。
したがって、本発明の第２および第３の態様は、次のステップで構成されている自己調整手順を提供する。

１）圧縮比の初期値が想定される。留意されたいことであるが、位相値は想定圧縮比に対して比較的敏感でないので、この想定によって、以下に述べる位相推定の反復手順を収束させることができる。

２）固定されたＣＲに関して、式５を使用して計算された膨張のポリトロープ指数値が、圧力トランスデューサのペグ手順で使用されたｎの値に等しくなるまで、位相合せ（Φ）の値が変えられる。

３）最終圧力比ＰＲＦは、６０から９０度のＡＴＤＣ窓で被モータ圧力比を平均することによって計算される。
４）上死点で計算された圧力比が、ステップ３で計算される最終圧力比に対する目標値になるまで、圧縮比は想定初期値から反復される。

５）次に、ステップ２から４は、ＣＲの新しい値について繰り返される。
留意されたいことであるが、実際には、上の反復は、ＣＲおよびΦを同時に変えることによってうまく行われる可能性がある。というのは、２つの変数が圧力比曲線の異なる部分に影響を及ぼすからである。

Ｍａｔｅｋｕｎａｓの開示に説明されているように、点火エンジンサイクルの圧縮比は、燃焼中に発せられる熱のほぼ像であるので、クランク角の関数としての放熱フラクションの曲線は、次の式を使用して圧力比曲線を０から１まで変化するように規格化することによって得られてもよい。

ＨＲＦ＝（ＰＲ−１）／（ＰＲＦ−１） （８）
点火サイクルでは、最終圧力比ＰＲＦは、燃焼が完了した後、通常は９０度ＡＴＤＣの後で測定される。圧力比ＰＲは、推定モータ圧力に対する測定点火シリンダ圧力の比である。図６は、そのように計算された放熱フラクションを、比較のための実際の放熱と共に示す。

ディーゼルエンジンなどの直接シリンダ注入を有するエンジンの点火サイクルでは、膨張中の既燃ガスの比熱の比は、通常、圧縮中の未燃ガスのそれと著しく異なっている。このことは、膨張中の推定モータ圧力の大きな誤差につながることがある。式（５）を使用して測定圧力から計算された膨張中のポリトロープ定数の値を使用して、この誤差を減少させることができる。このことは、本発明の第４の態様を含む。図７は、この補償を実施することによって得られた圧力比に基づいた放熱推定の改善を示す。曲線１は、実際の放熱であり、曲線２は、ポリ＿膨張がポリ＿圧縮に等しいと想定した推定放熱であり、曲線３は、計算されたポリ＿膨張を使用した推定放熱である。

上で指摘したことであるが、モータリング・サイクルでは、伝熱損失のために実際のモータ圧力比は、推定圧力比より下になる。この過小推定によって、圧力比の計算に誤差が生じ、結果として、点火サイクルの放熱計算にも誤差が生じる。測定モータ圧力比に基づいて推定モータ圧力を調整することで、この誤差を減少させることができる。測定モータ圧力比は、減速燃料供給停止中に得られた圧力比曲線（上述の自己調整過程に使用された同じデータ）を平均し格納することによって得られる。

補償は、次のステップを使用して行われ、したがって、本発明の第５の態様を含む。
１）測定点火シリンダ圧力および推定モータ圧力を使用してＰＲおよびＰＲＦを計算する。

２）次の式を使用して圧力比および最終圧力比の補正値を計算する。
ＰＲ＿補正＝ＰＲ／ＰＲ＿モータ
ＰＲＦ＿補正＝ＰＲＦ／ＰＲＦ＿モータ
ここで、ＰＲ＿モータは、前述の格納されたモータ圧力比であり、ＰＲＦ＿モータは、格納されたモータ圧力比曲線の最終圧力比である。式８においてＰＲおよびＰＲＦの代わりに、「補正」値が代わりに使用される。

３）次式を使用して「補正」放熱フラクションを計算する。
ＨＲＦ＿補正＝（ＰＲ＿補正−１）／（ＰＲＦ＿補正−１） （９）
図８は、この補正を使用することの影響を示す。曲線１は、実際の放熱であり、曲線２は、図６の曲線３と同じであり、さらに曲線３は、モータ圧力比補償を使用した推定放熱である。改善は上死点の前で最もはっきり目に見え、試験的な燃焼プロファイルはほとんどゆがんでいない。実際の放熱フラクションと圧力比をベースにした放熱推定値との残っている差の大部分は、液体燃料の加熱および蒸発によって吸収された熱によっている。

図９から１２は、上の手順を実施するアルゴリズムを示す。
図９は、アルゴリズムの概要を示す。図１０は、Ｅｂｉａｓがどのように計算されるかを示す流れ図である。図１１は、システム内の位相合せ誤差がどのように決定されるかを詳細に示す流れ図（自己調整ブロック）であり、さらに図１２は、圧縮比がどのように決定されるかを示す流れ図である。

図９は、圧力比管理（ＰＲＭ）アルゴリズムの全体的な流れ図を示す。
基本的な圧力比計算ブロックへの主な入力は、
１）生のクランクエンコーダ信号、ＣＡ＿生、これは、ＣＡ＿オフセットを加えて補正されるべきいくらかの誤差を含み、この補正は自己調整ブロックで計算される。

２）生の圧力トランスデューサ電圧、Ｅ＿生（Ｅｂｉａｓが適用される前）。
３）他のＥＭＳ機能によって推定される空気−燃料比、Ａ／Ｆ。
４）別個のＥＭＳ機能によって測定されるか、推定される吸気温度、ＴＩＮＴ。

５）エンジン速度、ＲＰＭ。
位相合せ補正である追加の入力ＣＡ＿オフセットは、自己調整ブロックから来る。ＣＡ＿オフセットは、真のクランク角ＣＡを得るためにＣＡ＿生に加えられる。ＣＡは、アルゴリズムのいくつかのポイントで使用される。

ＣＡは、シリンダ体積を計算するために使用され、このシリンダ体積は、次に、モータリング電圧Ｅ＿モータの推定値を計算するために使用される。
Ｅｂｉａｓ（図１０のＥｂｉａｓブロックからの）は、ペグ圧力トランスデューサ電圧を得るためにＥ＿生から差し引かれ、これは次に圧力比ＰＲを得るためにＥ＿モータで割られる。電圧比だけが必要であることに留意されたい。圧力比（直線トランスデューサを想定すると、これは電圧比に等しい）だけが重要なので、実際の圧力値は決して現れない。

次に、ＰＲは、補正圧力比ＰＲ＿補正を得るためにモータ圧力比ＰＲ＿モータで割られる。ＰＲ＿モータ値の表は、燃料供給停止中にブロック−学習手順を使用して、ＲＰＭおよびＣＡの関数として占められてもよい。次に、ＰＲ＿補正は、最終圧力比ＰＲＦを見出すために処理される。ＰＲＦ値は、燃焼完了の後のクランク角区間、一般に９０から１１０度ＡＴＤＣにわたって平均される。

放熱曲線は、式９を使用してＰＲ＿補正およびＰＲＦを使用して推定される。
次に、２つの主要出力は、次のものである。
１）最終圧力比、ＰＲＦ。これは、シリンダ出力平衡のために個々のシリンダごとに注入される燃料の量を修正するために使用されてもよい。

２）放熱プロファイル、ＨＲ。これは、所望の燃焼タイミングおよび放熱プロファイルの形、および補正試験タイミングおよび量を維持するために、燃料注入を調整するように使用されてもよい。

アルゴリズムの他の部分で必要とされる３つの二次出力がある。これらは、次のものである。
１）位相補正クランク角、ＣＡ。これは、Ｅｂｉａｓブロックおよび位相合せ自己調整ブロックでシリンダ体積を形成するために使用される。

２）ペグ圧力トランスデューサ電圧、Ｅ。
３）圧力比、ＰＲ（ＰＲ＿モータ補正のない）。
これらの圧力比計算は、個々のシリンダごとに行われ適用される。

図１０は、Ｅｂｉａｓ計算の流れ図を示す。計算は、クランク角区間９０から６０度のＢＴＤＣの間だけイネーブルである。入力は、次のものである。
１）位相補正クランク角、ＣＡ。これはシリンダ体積を計算するために使用される。

２）生の圧力トランスデューサ電圧。
３）空気−燃料比、Ａ／Ｆ。
４）吸気温度、ＴＩＮＴ。

Ａ／ＦおよびＴＩＮＴは、シリンダ内容の比熱の比を計算するために残留ガス・フラクションおよびＥＧＲフラクション（別個のＥＭＳ機能で推定される）の値と共に使用される。次に、これは、式４でポリトロープ指数値として使用され、さらにまた、位相合せ自己調整ブロックでポリトロープ指数の目標値として使用される。Ｅｂｉａｓ値は、９０から６０度のＢＴＤＣ区間にわたって平均される。

図１１は、位相合せ自己調整の流れ図を示す。計算は、モータリングエンジンサイクル（燃料＝０）の間だけイネーブルである。入力は次のものであり、これらは全てアルゴリズムの他の部分で計算される。

１）補償比、ＣＲ。
２）位相補正クランク角、ＣＡ。
３）ペグ（バイアスされた）圧力トランスデューサ電圧、Ｅ。

４）ポリトロープ指数の目標値、ポリ＿目標。
入力１から３は、式５を使用してポリ＿膨張を計算するために使用される。この計算は、９０から６０度のＡＢＤＣ区間でだけイネーブルであり、この区間にわたって値は平均される。

誤差ｅは、ポリ＿膨張と目標値との差である。積分制御装置は、ポリ＿膨張＝ポリ＿目標であるようにＣＡ＿オフセット値を見出す。ＣＡ＿オフセットは、位相補正として使用するために出力される（図１０を参照されたい）。

図１２は、圧力比自己調整の流れ図を示す。計算は、モータリングエンジンサイクル（燃料＝０）の間だけイネーブルである。入力は、次のものである。
１）圧力比、ＰＲ（ＰＲ＿モータ補正なし）。

２）最終圧力比、ＰＲＦ。
３）エンジン速度、ＲＰＭ。
目標フラクションＸは、エンジン速度に敏感な熱損失がその値に影響するので、ＲＰＭの関数として表にされる。ＴＤＣでのモータ圧力比の目標値は、式７を使用して決定される。誤差ｅは、ＴＤＣでのＰＲの実際の値と目標値の差である。積分制御装置が、ＰＲ＠ＴＤＣ＝目標＿ＰＲであるように圧縮比の値ＣＲを見出す。

ＣＲは、シリンダ体積計算で使用するために出力される。
発明に関係するさらなる特徴は以下の記述に記載されている。
記述１：
エンジンシリンダ内の圧力を測定するために使用されるトランスデューサの電圧オフセットを見出す方法であって、前記トランスデューサは、電圧信号Ｅ_ｔ（θ）を出力するように構成され、シリンダ圧力ゼロのとき電圧信号オフセット値Ｅｂｉａｓを有し、さらに前記エンジンシリンダの内容はポリトロープ過程を受けるものであり、
ａ）前記シリンダ内容の比熱の比を計算するステップと、
ｂ）前記トランスデューサからの少なくとも２つの電圧信号出力を測定するステップと、
ｃ）前記電圧信号が測定された点の前記シリンダの体積を計算するステップと、
ｄ）前記電圧信号オフセットＥｂｉａｓの値を得るように（ａ）、（ｂ）および（ｃ）からの値を使用するステップと、を含む方法。

記述２：
前記シリンダ内の圧力Ｐおよび体積Ｖは、ＰＶ^ｎ＝一定のポリトロープ関係によって定められ、ここでｎはポリトロープ定数であり、前記トランスデューサ出力Ｅ_ｔ（θ）は、Ｅ_ｔ（θ）＝ＧＰ（θ）＋Ｅｂｉａｓの関係によって定められ、ここでＧは前記トランスデューサの利得であり、Ｐ（θ）はクランク角θに置ける前記シリンダ内の圧力であり、Ｅｂｉａｓは前記電圧信号オフセット値であり、前記ポリトロープ定数ｎは、ステップ（ａ）で計算された比熱の比に等しく設定され、さらに、前記方法のステップ（ｄ）はＥｂｉａｓを得るようにこれらの関係を解くことを含む、記述１に記載の方法。

記述３：
前記シリンダは、往復運動のために配列されたピストンを備え、前記方法のステップ（ｂ）は、前記ピストン・シリンダの上死点前の９０度から６０度のクランク角窓の間で前記電圧信号出力を測定するステップを含む、記述１または２に記載の方法。

記述４：
前記エンジンシリンダは、吸気弁を備え、トランスデューサ測定は、前記吸気弁の閉じた後でかつ燃焼の開始前に行われる、記述１から３のいずれかに記載の方法。

記述５：
前記比熱の比ｋは、エンジンシステムのモデルに基づいて計算され、前記モデルは、ガスの温度および組成の推定値を含む、記述１から４のいずれかに記載の方法。

記述６：
Ｅｂｉａｓの前記値は、次の式に従って得られ、
Ｅｂｉａｓ＝［Ｅ_ｔ（θ_１）−Ｋ２Ｅ_ｔ（θ_２）］／（１．０−Ｋ２）、
Ｋ２＝［Ｖ（θ_１）／Ｖ（θ_２）］^Ｋであり、θ_１およびθ_２は、第１および第２のクランク角であり、ｋは前記比熱の比であり、Ｖ（θ）はクランク角θでのシリンダ体積であり、Ｅ_ｔ（θ）はクランク角θでのトランスデューサ出力信号である、記述１から５のいずれかに記載の方法。

記述７：
エンジンシリンダ内の圧力を測定するために使用されるトランスデューサの電圧オフセットを見出すデバイスであって、前記トランスデューサは、電圧信号Ｅ_ｔ（θ）を出力するように構成され、シリンダ圧力ゼロのとき電圧信号オフセット値Ｅｂｉａｓを有し、さらに前記エンジンシリンダの内容はポリトロープ過程を受けるものであり、
前記トランスデューサから少なくとも２つの測定電圧信号を受け取る入力手段と、
前記シリンダ内容の比熱の比を計算し、前記電圧信号が測定された点の前記シリンダの体積を計算し、さらにその後で、前記電圧信号オフセットの値Ｅｂｉａｓを得るように構成された処理手段と、を備えるデバイス。

理解されることであろうが、上述の実施形態は、例としてだけ与えられ、本発明を制限する意図でなく、本発明の範囲は、添付の特許請求の範囲で定義される。また、説明された実施形態は、個々に、または組み合わせて使用されてもよいことは、理解されることであろう。

Claims (8)

1. ａ）最終圧力比ＰＲＦを得るために、膨張ストロークの終わり近くでエンジン内のシリンダの圧力比を測定するステップと、
   ｂ）上死点における前記シリンダの圧力比を計算するステップと、
   ｃ）上死点における前記圧力比ＰＲ（ＴＤＣ）が前記最終圧力比の目標フラクションになるまで、ステップ（ｂ）の計算で使用される前記エンジンの圧縮比を変えるステップと、
   を含む、
   エンジンの圧縮比を決定する方法。
2. ステップ（ａ）および（ｂ）で計算される前記圧力比は、モータリングエンジンのシリンダ圧力測定に基づいている、請求項１に記載の方法。
3. 前記最終圧力比は、前記計算された圧力比を、上死点後の６０から９０度のクランク角区間にわたって平均することによって得られる、請求項１または請求項２に記載の方法。
4. ステップ（ｃ）は、
   ＰＲ（ＴＤＣ）＝目標ＰＲ（ＴＤＣ）、および
   目標ＰＲ（ＴＤＣ）＝１−Ｘ（１−ＰＲＦ）、となるまで、ステップ（ｂ）で使用される前記圧縮比値を変えるステップを含み、ここでＸは前記目標フラクションである、請求項１から３のいずれかに記載の方法。
5. 点火エンジンのシリンダの放熱フラクションの計算の精度を高める方法であって、
   前記エンジンシリンダの内容は、ＰＶ^ｎ＝一定であるようにポリトロープ過程を受け、ここでＰ＝シリンダ圧力、Ｖ＝前記エンジンシリンダの体積、さらにｎ＝ポリトロープ定数であり、
   ａ）前記点火エンジンの膨張ポリトロープ指数、ポリ＿膨張を計算するステップと、
   ｂ）圧縮ポリトロープ指数、ポリ＿圧縮を計算するステップと、
   ｃ）上心後のクランク角についてステップ（ａ）で、および上心前のクランク角についてステップ（ｂ）で決定されたポリトロープ指数と共に、前記ポリトロープ関係、ＰＶ^ｎ＝一定を使用して、推定モータ圧力を計算するステップと、
   ｄ）ステップ（ｃ）で計算された推定モータ圧力を使用して、ＰＲ＝（測定圧力）／（推定モータ圧力）によって与えられる圧力比を計算するステップと、
   ｅ）膨張ストロークの遅れた圧力比の値を平均することによって最終圧力比を計算するステップと、
   ｆ）ＨＲＦ＝（ＰＲ−１）／（ＰＲＦ−１）
   に従って、放熱フラクションを計算するステップと、を含む方法。
6. ポリ＿膨張およびＰＲＦは、燃焼が完了した後で始まるクランク角区間にわたって平均することによって計算される、請求項５に記載の方法。
7. 点火エンジンのシリンダの放熱フラクションを計算する方法であって、
   ａ）ＰＲ＝測定被モータ圧力（θ）／推定被モータ圧力（θ）、の式に従って前記エンジンのモータ圧力比、ＰＲ＿モータを計算するステップと、ここで、θはクランク角であり、前記推定被モータ圧力はＰＶ^ｎ＝一定から得られ、Ｐ＝シリンダ圧力、Ｖ＝シリンダ体積、およびｎ＝ポリトロープ指数であり、ｎは前記シリンダの内容の比熱の比に等しく設定されるものであり、
   ｂ）膨張ストロークの終わりの前記モータリングエンジンの圧力比ＰＲＦ＿モータを計算するステップと、
   ｃ）ＨＲＦ＝（ＰＲ＿補正−１）／（ＰＲＦ＿補正−１）
   に従って、前記放熱フラクションを計算するステップと、を含み、ＰＲ＿補正＝ＰＲ／ＰＲ＿モータ、ＰＲＦ＿補正−ＰＲＦ／ＰＲＦ＿モータであり、さらに、ＰＲは、推定モータ圧力に対する測定点火シリンダ圧力の比であり、最終圧力比ＰＲＦは、燃焼が完了した後で評価される方法。
8. エンジンの圧縮比を決定するデバイスであって、
   膨張ストロークの終わりに近いシリンダの圧力比に関連したデータを受け取る入力手段と、
   前記入力手段で受け取られたデータから最終圧力比ＰＲＦを得、上死点での前記シリンダの圧力比を計算し、上死点での前記圧力比ＰＲ（ＴＤＣ）が前記最終圧力比の目標フラクションになるまで、上死点での圧力比の計算で使用される前記エンジンの圧縮比を変えるように構成された処理手段と、を備えるデバイス。