JP2017101657A - 内燃機関のシリンダーによって生じさせられるｍｆｂ５０燃焼指数と瞬時トルクとを推定する方法 - Google Patents

内燃機関のシリンダーによって生じさせられるｍｆｂ５０燃焼指数と瞬時トルクとを推定する方法 Download PDF

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Abstract

【課題】内燃機関の駆動軸のシリンダーによって生じさせられるＭＦＢ５０燃焼指数と瞬時トルクとを推定する方法の改善【解決手段】駆動軸（４）のそれぞれの端部に各々が配置されている少なくとも１対の位置センサー（５、５*、５Ａ、５Ｂ）に連結されている、駆動軸を備えている内燃機関（１）のシリンダー（２）のＭＦＢ５０燃焼指数の推定の方法であって、２つの位置センサー（５、５*、５Ａ、５Ｂ）から到来する信号を捕捉するステップと、２つの位置センサーからの信号に基づいて、駆動軸の捩れ角（Δθ）を求めるステップと、駆動軸の捩れ角に基づいて、内燃機関（１）の単一のシリンダー（２）のＭＦＢ５０燃焼指数を推定するステップとを含む方法。【選択図】図１

Description

本発明は、内燃機関の駆動軸のシリンダーによって生じさせられるＭＦＢ５０燃焼指数と瞬時トルクとを推定する方法に関する。
制御混合気点火を伴う内燃機関（即ち、「オットー」サイクルによって動作し、且つ、ガソリン、メタン、ＥＰＬ等を供給される内燃機関）が、多年にわたって、制御量（ｃｏｎｔｒｏｌ ｍａｇｎｉｔｕｄｅ）としてＭＦＢ５０燃焼指数を使用してきた。制御混合機点火を伴う内燃機関では、（点火スパークの発火瞬間に基づいた）燃焼の開始瞬間が確実に且つ正確に知られており、及び、点火進角制御（ｓｐａｒｋ ａｄｖａｎｃｅ ｃｏｎｔｒｏｌ）によってエンジン制御ストラテジーによって事前に選択され、したがって、ＭＦＢ５０燃焼指数の推定を比較的に容易化する。
この代わりに、自然混合気点火を伴う内燃機関（即ち、「ディーゼル」サイクルによって動作し、且つ、油等を供給される内燃機関）では、効率的に（即ち、十分に高い精度で）、効果的に（即ち、迅速に、且つ、過大な計算機能力を使用せずに）、低コストで（即ち、通常の構成要素に加えて、追加の構成要素の設備を必要とせずに）、このようなＭＦＢ５０燃焼指数を推定することが著しく困難なので、制御量としてＭＦＢ５０燃焼指数が使用されない。
現在では、ＭＦＢ５０燃焼指数は、燃焼室を監視する圧力センサーによって測定され、及び、この圧力センサーはシリンダー内の圧力を直接的に測定することが可能である。しかし、この圧力センサーは非常に高価であり、及び、経時的な信頼性が乏しく、及び、したがって、連続的に生産される車両における大規模な使用には適していない。
上記欠点を克服するために、特許文献１が、幾つかの歯を有するフォニックホイールに連結されている駆動軸を備えている自然混合気点火式の内燃機関のシリンダー内で生じさせられるＭＦＢ５０燃焼指数と瞬時トルクとを推定する方法を提案している。この推定方法は、
− センサーの前方におけるフォニックホイールの歯の各々の通過を読み取るステップと、
− フォニックホイールの各々の歯イベント（ｔｏｏｔｈ ｅｖｅｎｔ）における駆動軸の角速度を測定するステップと、
− 駆動軸の角速度の周波数分析によって、それ自体の加群（ｍｏｄｕｌｅ）と位相とによって特徴付けられている速度信号の少なくとも１つの高調波（ｈａｒｍｏｎｉｃ）を求めるステップと、
− 角速度のフーリエ変換と内燃機関トルクのフーリエ変換の間の関係を周波数領域において表す伝播（ｔｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎ）の逆機械的モデル（ｉｎｖｅｒｓｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｍｏｄｅｌ）を求めるステップと、
− この伝播の逆機械的モデルを速度信号の高調波に対して適用することによって、そのトルク高調波自体の加群と位相によって特徴付けられる少なくとも１つのトルク高調波を求めるステップと、
− ＭＦＢ５０燃焼指数をｎ番目のトルク高調波の位相に関係付ける第１の代数関数と、指示トルク（ｉｎｄｉｃａｔｅｄ ｔｏｒｑｕｅ）をｎ番目のトルク高調波の加群に関係付ける第２の代数関数とを求めるステップと、
− この代数関数をｎ番目のトルク高調波に適用することによってＭＦＢ５０燃焼指数を求め、且つ、第２の代数関数をｎ番目のトルク高調波に適用することによって指示トルクを求めるステップ
とを含む。
特許文献１で説明されている推定方法は効率的であり（即ち、高い精度で、ＭＦＢ５０燃焼指数と指示トルクとの推定を可能にし）、効果的であり（即ち、過大な計算能力を使用せずに、ＭＦＢ５０燃焼指数と指示トルクとの迅速な推定を可能にし）、且つ、費用効果が高い（即ち、「ディーゼル」サイクルによって動作する最新の内燃機関内に通常は存在している構成要素の他に追加的な構成要素の設備を必要としない）。
しかし、特許文献１で説明されている推定方法は、比較的に複雑な逆機械的伝播モデルを使用するという欠点を有し、このことは、さらに、正確な推定を実現するために、往復運動における質量（即ち、ピストンの質量）を原因とする慣性トルクも計算に入れなければならない。慣性トルクを考慮することは、様々なエンジンパラメーターの情報を必要とし、及び、必要とされる計算能力とモデル定義に必要な校正試験との著しい増大を結果的にもたらす。
欧州特許出願公開第ＥＰ２０２２９６７Ａ１号明細書
本発明の目的は、内燃機関の駆動軸のシリンダーによって生じさせられるＭＦＢ５０燃焼指数と瞬時トルクとを推定する方法を提供することであり、この方法には、上述した欠点がない。
本発明では、添付特許請求項に記載されている、内燃機関の駆動軸のシリンダーによって生じさせられるＭＦＢ５０燃焼指数と瞬時トルクとを推定する方法が提供される。
次に、本発明を、非限定的な実施形態を示す添付図面を参照して説明する。
本発明の推定方法を具体化する制御ユニットが備えられている、内燃機関の第１の実施形態の略図である。 図１の２つの位置センサーによって検出される瞬時角速度の動向を示す。 ２０００ｒｐｍの平均的な瞬時角速度における駆動点（ｄｒｉｖｅ ｐｏｉｎｔ）の場合の、図１の駆動軸の瞬時相対捩れ（ｉｎｓｔａｎｔａｎｅｏｕｓ ｒｅｌａｔｉｖｅ ｔｏｒｓｉｏｎ）の動向を示す。 図１の駆動軸の平均的な捩れと、図１の各シリンダーに関する燃焼中に生じさせられるトルクとの間の相関関係を示す。 図１の駆動軸の平均的な捩れと、図１の各シリンダーに関するＭＦＢ５０燃焼指数との間の相関関係を示す。 図１の内燃機関の第２の実施形態の略図である。
図１では、番号１が、路上走行車両上に取り付けられている内燃機関を全体的に示し、この路上走行車両は、燃焼エンジン１によって生じさせられるトルクを地面に伝達する伝達経路（ｔｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎ ｌｉｎｅ）を備えている。内燃機関１は、（Ｉ、ＩＩ、ＩＩＩ、ＩＶで示されている）４つのシリンダー２を備え、これらのシリンダー２の各々は、シリンダー２内での燃焼によって生じさせられる力を駆動軸４に伝達するために、駆動軸４に対してコネクティングロッドによって機械的に連結されている。
フォニックホイール５、５*が、駆動軸４にキー結合（ｋｅｙｅｄ）されている。フォニックホイール５、５*の各々は、駆動軸４の片方の端部にキー結合されている。各々のフォニックホイール５は、フライホイールにおいて駆動軸４の端部にキー結合されており、及び、フォニックホイール５*は、タイミングベルトにおける駆動軸４の端部にキー結合されている。フォニックホイール５、５*は、（その２つのフォニックホイール５、５*の場合に等しい）ｎ個（例えば、６０個）の歯６を備えており、且つ、それぞれのセンサー７、７*に結合されており、このセンサー７、７*は、２つの連続する歯６の通過の間に経過する時間を検出する。各々の歯６の正確な識別と、したがって各フォニックホイール５、５*の角位置（即ち，駆動軸の角位置）の正確な識別とを可能にする特異点を構成するように、他のものよりも大きな距離に交互に配置されている１対の歯６を除いて、各フォニックホイール５、５*の歯６は等間隔に配置されている。さらに、エンジン１は、センサー７、７*に連結されている制御ユニット８を備える。
以下では、それぞれのフォニックホイール５、５*に接続されているセンサー７、７*によって提供される情報を使用して、各シリンダー２によって提供される実際瞬時トルクＴi_realを使用中に推定するために、制御ユニット８によって使用されるモードを説明する。
各々のセンサー７、７*が、
− 各フォニックホイール５、５*のｎ番目の歯６の持続時間Ｔi、即ち、現在の歯（ｃｕｒｒｅｎｔ ｔｏｏｔｈ）６を特徴付ける２つの角イベント（ａｎｇｕｌａｒ ｅｖｅｎｔ）の検出の間に経過する時間と、
− 現在の歯６の角未処理速度（ａｎｇｕｌａｒ ｒａｗ ｓｐｅｅｄ）ωraw,1と、
− 駆動角度（ｄｒｉｖｅ ａｎｇｌｅ）α（即ち、０及び４Πのラジアンの間に含まれている駆動軸４の角位置）と、
− 各フォニックホイール５、５*のｎ番目の歯の通過がそれぞれのセンサー７、７*によって検出される時点（ｔｉｍｅ ｉｎｓｔａｎｔ）Ｔ5、Ｔ5 *
とを含む一連の変数を検出する。
特に、フォニックホイール５のｎ番目の歯６の瞬時角速度ω5が、
式 ω5＝Δαi／Ｔi ［１］
によって与えられ、前式中で、
ω5は、フォニックホイール５のｎ番目の歯車６の角速度（ラジアン／秒）であり、
Δαiは、フォニックホイール５のｎ番目の歯６の角振幅（ラジアン）であり、及び、
Ｔiは、フォニックホイール５のｎ番目の歯６の持続時間（秒）である。
フォニックホイール５のｎ番目の歯６の瞬時角速度ω5の動向が、２０００ｒｐｍの瞬時角速度ωにおける駆動点（ｄｒｉｖｅ ｐｏｉｎｔ）に関して、且つ、駆動角度（ｄｒｉｖｅ ａｎｇｌｅ）に基づいて、図２のｂ）に示されている。
同様に、フォニックホイール５*のｎ番目の歯６の瞬時角速度ω5 *が、
方程式 ω5 *＝Δαi／Ｔi ［２］
によって与えられ、前式中で、
− ω5 *は、フォニックホイール５*のｎ番目の歯車６の角速度（ラジアン／秒）であり、
− Δαiは、フォニックホイール５*のｎ番目の歯６の角振幅（ラジアン）であり、及び、
− Ｔiは、フォニックホイール５*のｎ番目の歯６の持続時間（秒）である。
フォニックホイール５*のｎ番目の歯６の瞬時角速度ω5 *の動向が、２０００ｒｐｍの瞬時角速度ω5 *における駆動点に関して、且つ、駆動角度に基づいて、図２のａ）に示されている。
センサー７によって検出される上記の値は、制御ユニット８に伝達される。予備的なセットアップ位相（ｐｒｅｌｉｍｉｎａｒｙ ｓｅｔ−ｕｐ ｐｈａｓｅ）では、対応するフォニックホイール５*の角基準（ａｎｇｕｌａｒ ｒｅｆｅｒｅｎｃｅ）（即ち、対応するフォニックホイール５*のｎ番目の歯６）が、フォニックホイール５の各々の角基準（即ち、フォニックホイール５のｎ番目の歯６の各々）に関連付けられる。
図２のａ）に示されているフォニックホイール５*のｎ番目の歯６の瞬時角速度ω5 *の動向は、フォニックホイール５のｎ番目の歯６の瞬時角速度ω5の動向に類似している。したがって、このことが、瞬時角速度ω5を介して、又は、瞬時角速度ω5 *を介して算出されるｎ番目の歯６の角速度ωを計算に入れることによって、簡易化されることが可能である。
その次に、制御ユニット８は、
式 Δθ＝ω*（Ｔ5−Ｔ5*） ［３］
によって、瞬時相対捩れΔθを計算することが可能であり、前式中で、
− ωは、フォニックホイール５のｎ番目の歯車６の平均角速度（ラジアン／秒）であり、
− Δθは、瞬時相対捩れ（ラジアン）であり、
− Ｔ5は、フォニックホイール５のｎ番目の歯車６の通過がそれぞれのセンサー７によって検出される時の時点（秒）であり、及び、
− Ｔ5 *は、フォニックホイール５*のｎ番目の歯車６の通過がそれぞれのセンサー７*によって検出される時の時点（秒）である。
方程式［３］によって計算された瞬時相対捩れΔθの動向が、２０００ｒｐｍの平均瞬時角速度ωにおける駆動点の場合のフォニックホイール５の歯６に基づいて、図３に示されている。
瞬時相対捩れΔθが、トルク印加点からの、即ち、フライホイール（図示されていない）からのシリンダー２の距離に基づいて、可変的であるということに留意されたい。
言い換えると、瞬時相対捩れΔθは、フライホイールから最も遠いシリンダーＩの場合に最大値であり、且つ、フライホイールに最も近いシリンダーＩＶの場合に最小値である。
典型的にはエンジンのベンチ開発中に行われる、エンジンの予備的なセットアップ位相では、各々のシリンダー２によって生じさせられる平均トルク値Ｔiが、圧力センサーによって、燃焼位相（ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ ｐｈａｓｅ）中に測定され、この圧力センサーは、各シリンダー２の燃焼室内の圧力を直接的に測定する。
各シリンダー２によって生じさせられる平均トルク値Ｔiを測定し終わると、燃焼中に生じさせられる平均トルクＴiと当該シリンダー２の平均捩れΔθiとの間の相関係数Ｋiが、各シリンダー２に関して求められることが可能である。この相関関係は、
式 Ｋi＝Ｔi／Δθi，（ｉ＝１…ｎ） ［４］
によって表されることが可能であり、前式中で、
− Δθiは、シリンダー２に基づいた平均捩れであり、
− Ｔiは、シリンダー２に基づいた平均トルクであり、
− Ｋiは、燃焼中に生じさせられる平均トルクＴiと、シリンダー２に基づいた平均捩れΔθとの間の相関係数であり、及び、
− ｎはシリンダー２の個数である。
各シリンダー２の相関係数Ｋiを求めるために当該シリンダー２の平均捩れΔθiが使用されるということに留意されたい。したがって、燃焼位相に対応する角円弧（ａｎｇｕｌａｒ ａｒｃ）に沿った、燃焼中に生じさせられる平均トルクＴiと平均捩れΔθiとの間の相関関係を各シリンダー毎に求めることが可能である。
特に、各シリンダー２の燃焼位相に対応する角円弧（ａｎｇｕｌａｒ ａｒｃ）に沿った、燃焼中に生じさせられる平均トルクＴiと平均捩れΔθiとの間の相関関係は概ね線形である。
図４は、各シリンダー２に関する燃焼中に生じさせられる平均トルクＴiと平均捩れΔθiとの間の相関関係を示す。明らかに、シリンダー２の相関係数Ｋiが、トルク印加点からの、即ち、フライホイール（図示されていない）からのシリンダー２の距離に基づいて、可変的であるということを指摘することが可能である。
各シリンダー２に関する相関係数Ｋiを求め終わると、これらの相関係数Ｋiが、各シリンダー２によって提供される実際瞬時トルクＴi_realを求めるために、内燃機関１の通常動作中に使用されてもよい。
特に、各シリンダー２によって提供される実際瞬時トルクＴｉ−ｒｅａｌは、
式 Ｔi_real＝Ｋi *Δθav_i，（ｉ＝１…ｎ） ［５］
として算出され、前式中で、
− Δθav_i は、式［３］によって算出される各シリンダー毎の平均相対捩れであり、
− Ｔi_realは、各シリンダー２によって提供される実際瞬時トルクであり、
− Ｋiは、燃焼中に生じさせられる平均トルクＴiと、式［３］によって算出される各シリンダー２毎の平均相対捩れΔθとの間の相関係数であり、及び、
− ｎは、シリンダー２の個数である。
以下では、それぞれのフォニックホイール５、５*に連結されているセンサー７、７*によって提供される情報を使用して、各シリンダー２内のＭＦＢ５０燃焼指数を推定するために制御ユニット８によって使用されるモードを説明する。燃焼指数ＭＦＢ５０（５０％ Ｍａｓｓ Ｆｒａｃｔｉｏｎ Ｂｕｒｎｔ）は、燃料質量の５０％がシリンダー２内で燃焼され終わっている駆動角（ｄｒｉｖｅ ａｎｇｌｅ）（即ち、クランク角）である。
最初に、瞬時相対捩れΔθの動向の周波数分析が行われ、式［３］によって計算され、及び、２０００ｒｐｍの平均瞬時角速度ωにおける駆動点に関してフォニックホイール５の歯６に基づいて，図３に示されている。
特に、フーリエ解析が、各シリンダー２の燃焼位相に対応する角円弧に沿った瞬時相対捩れΔθに対してフーリエ変換を適用することによって行われる。したがって、瞬時相対捩れΔθの複数の高調波（ｈａｒｍｏｎｉｃ）Ωnを求めることが可能である。
瞬時相対捩れΔθの総称的（ｇｅｎｅｒｉｃ）な高調波Ωnは、それ自体の加群|Ωn|によって、及び、それ自体の位相Ａｒｇ（Ωn）によって特徴付けられている複素数である。当該高調波は、内燃機関１のシリンダー２の個数と、所望の推定のタイプとに依存する。さらに詳細に述べると、この当該の高調波は、燃焼プロセスを特徴付けており且つＭＦＢ５０燃焼指数の決定において重要である瞬時相対捩れΔθの高調波Ω1が、それ自体の加群|Ω1|とそれ自体の位相Ａｒｇ（Ω1）とによって特徴付けられている、燃焼位相に相当する角度範囲に基づいて算出される第１の高調波であるということが、実験によって検証されている。
特に、ＭＦＢ５０燃焼指数が瞬時相対捩れΔθの高調波Ω1の位相Ａｒｇ（Ω1）に関係付けられているということが、すでに実験的によって検証されている。
典型的には内燃機関のベンチ開発時に生じる内燃機関の予備的なセットアップ位相では、ＭＦＢ５０燃焼指数値は、各シリンダーの燃焼室２の内部の圧力を直接的に測定する圧力センサーによって、各々のシリンダー２毎に測定される。
ＭＦＢ５０燃焼指数の値が各シリンダー２毎に測定され終わると、シリンダー２のＭＦＢ５０燃焼指数と、瞬時相対捩れΔθの高調波Ω1の位相Ａｒｇ（Ω1）との間の相関係数Ｐiが、各シリンダー毎に測定されることが可能である。この関係は、
式 Ｐi＝ＭＦＢ５０i／Ａｒｇ（Ω1）i，（ｉ＝１…ｎ） ［６］
によって表されることが可能であり、前式中で、
− ＭＦＢ５０iは、シリンダー２に基づいたＭＦＢ５０燃焼指数であり、
− Ａｒｇ（Ω1）1は、シリンダー２に基づいている瞬時相対捩れΔθの高調波Ω1の位相Ａｒｇ（Ω1）であり、
− Ｐiは、シリンダー２の各々に関する、ＭＦＢ５０燃焼指数と、瞬時相対捩れΔθの高調波Ω1の位相Ａｒｇ（Ω1）との間の相関係数であり、
− ｎは、シリンダーの個数である。
当該シリンダー２の瞬時相対捩れΔθの高調波Ω1の位相Ａｒｇ（Ω1）が、各シリンダー２の相関係数Ｐiを求めるために使用されるということに留意されたい。したがって、各シリンダー２に関して、燃焼位相に対応する角円弧に沿った、燃焼中のＭＦＢ５０燃焼指数と瞬時相対捩れΔθの高調波Ω1の位相Ａｒｇ（Ω1）との間の相関関係を求めることが可能である。特に、各シリンダー２の燃焼の角度位相（ａｎｇｕｌａｒ ｐｈａｓｅ）に相当する角円弧に沿った、燃焼中のＭＦＢ５０燃焼指数と瞬時相対捩れΔθの高調波Ω1の位相Ａｒｇ（Ω1）との間の相関関係は、実質的に線形である。
図５は、各シリンダー毎の燃焼中のＭＦＢ５０燃焼指数と瞬時相対捩れΔθの高調波Ω1の位相Ａｒｇ（Ω1）との間の相関関係を示す。明らかであるが、シリンダー２の相関係数Ｐiが、トルク印加点からの、即ち、フライホイール（図示されていない）からのシリンダー２の距離に応じて可変的であるということを指摘することが可能である。
各シリンダー２に関する相関係数Ｐiが求められ終わると、これらの相関係数Ｐiは、各シリンダー２に関する実際ＭＦＢ５０real燃焼指数を求めるために、内燃機関１の通常動作中に使用されることが可能である。
特に、各シリンダー２に関する実際ＭＦＢ５０real燃焼指数は、次式によって算出されることが可能であり、
ＭＦＢ５０i＝Ｐi *Ａｒｇ（Ω1）i，（ｉ＝１…ｎ） ［７］
前式中で、
− ＭＦＢ５０i_realは、シリンダー２に基づいている実際燃焼指数であり、
− Ａｒｇ（Ω1）は、シリンダー２に基づいている瞬時相対捩れΔθの高調波Ω1の位相Ａｒｇ（Ω1）であり、
− Ｐiは、シリンダー２の各々に関する、ＭＦＢ５０燃焼指数と、瞬時相対捩れΔθの高調波Ω1の位相Ａｒｇ（Ω1）との間の相関係数であり、
− ｎは、シリンダーの個数である。
上述した、各シリンダー２毎のＭＦＢ５０real燃焼指数と、各シリンダー２によって与えられる実際瞬時相対捩れＴi_realとを推定する方法が、２つのフォニックホイール５、５*の代わりに、任意の角位置トランスデューサー又は位置センサーによって実現されることが可能である。例えば、駆動軸４のそれぞれの端部に配置されている２つのエンコーダーを使用することが可能である。
各シリンダー２毎の実際ＭＦＢ５０real燃焼指数と、各シリンダー２によって与えられる実際瞬時相対捩れＴi_realとの上述した推定方法は、任意の数の位置センサーによって有利に適用される。
想定可能な一変形例（図示されていない）では、内燃機関１が複数のフォニックホイール５を備え、このフォニックホイール５の中の１対のフォニックホイール５が駆動軸４のそれぞれの端部にキー結合されており、且つ、残りのフォニックホイールが駆動軸にキー結合されており、且つ、２つの互いに隣接したシリンダー２の間に配置されている。
特に、想定可能な一変形例（図示されていない）では、５つのフォニックホイール５が駆動軸４にキー結合されている。この内燃機関１は、駆動軸４のそれぞれの端部にキー結合されている２つの末端フォニックホイール５（即ち、フライホイールにおいて駆動軸４の端部にキー結合されている第１の末端フォニックホイール５と、タイミングベルトにおいて駆動軸４の端部にキー結合されている第２の末端フォニックホイール５）と、３つの中間フォニックホイール５とを備える。第１の中間フォニックホイール５は、Ｉで示されているシリンダー２と、ＩＩで示されているシリンダー２との間に配置されており、及び、第２の中間フォニックホイール５が、ＩＩで示されているシリンダー２と、ＩＩＩで示されているシリンダー２との間に配置されており、最後に，第３の中間フォニックホイール５が、ＩＩＩで示されているシリンダー２とＩＶで示されているシリンダー２との間に配置されている。この５つのフォニックホイール５は、同一の個数ｎ（例えば、６０個）の歯６を備えており、及び、２つの連続した歯６の通過の間に経過する時間を検出するようになっているそれぞれのセンサー７に結合されている。
その次に、制御ユニット８が、次式によって、各シリンダー２に関する相対瞬時相対捩れΔθiを算出することが可能であり、
Δθi＝ω*（Ｔ′−Ｔ″），（ｉ＝１…ｎ） ［８］
前式中で、
− ωは、式［１］又は［２］によって算出されるｎ番目の歯６の平均角速度（ラジアン／秒）であり、
− Δθiは、当該シリンダー２の瞬時相対捩れ（ラジアン）であり、
− Ｔ′、Ｔ″は、当該シリンダー２に隣接した２つのフォニックホイール５を監視するセンサー７によってｎ番目の歯６の通過が検出される時の時点（秒）であり、及び、
− ｎはシリンダー２の個数である。
Ｉで示されているシリンダー２に関しては、瞬時相対捩れΔθの決定が、タイミングベルトにおいて駆動軸４の端部にキー結合されている第２の末端フォニックホイール５と、Ｉによって示されているシリンダー２とＩＩによって示されているシリンダー２との間に配置されている第１の中間フォニックホイール５とに関与する。ＩＩで示されているシリンダー２に関しては、瞬時相対捩れΔθの決定が、Ｉによって示されているシリンダー２とＩＩによって示されているシリンダー２との間に配置されている第１の中間フォニックホイール５と、ＩＩによって示されているシリンダー２とＩＩＩによって示されているシリンダー２との間に配置されている第２の中間フォニックホイール５とに関与する。ＩＩＩによって示されているシリンダー２に関しては、瞬時相対捩れΔθの決定が、ＩＩによって示されているシリンダー２とＩＩＩによって示されているシリンダー２との間に配置されている第２の中間フォニックホイール５と、ＩＩＩによって示されているシリンダー２とＩＶによって示されているシリンダー２との間に配置されている第３の中間フォニックホイール５とに関与する。最後に、ＩＶによって示されているシリンダー２に関しては、瞬時相対捩れΔθの決定が、ＩＩＩによって示されているシリンダー２とＩＶによって示されているシリンダー２との間に配置されている第３の中間フォニックホイール５と、フライホイールにおいて駆動軸４の端部にキー結合されている第１の末端フォニックホイール５とに関与する。
上述したように、各シリンダー２に関する相関係数Ｋiが求められ終わると、これらの相関係数Ｋiは、各シリンダー２によって与えられる実際瞬時トルクＴi_realを求めるために、内燃機関１の通常の動作中に使用されることが可能である。
特に、各シリンダー２によって与えられる実際瞬時トルクＴi_realは、次式によって算出されることが可能であり、
Ｔi_real＝Ｋｉ*ω*（Ｔ′−Ｔ″），（ｉ＝１…ｎ） ［９］
前式中で、
− Ｔi_realは、当該シリンダー２によって与えられる実際瞬時トルクであり、
− Ｋiは、燃焼中に生じさせられる平均トルクＴiと、当該シリンダー２の瞬時相対捩れとの間の相関係数であり、
− ωは、式［１］又は［２］によって算出されるｎ番目の歯６の平均角速度（ラジアン／秒）であり、
− Ｔ′とＴ″は、当該シリンダー２に隣接している２つのフォニックホイール５を監視するセンサー７によってｎ番目の歯６の通過が検出される時の時点（秒）であり、
− ｎはシリンダー２の個数である。
同様に、上述したようにシリンダー２に関する相関係数Ｐiが求められ終わると、これらの相関係数Ｐiは、式［８］によって算出される各シリンダー２に関する相対瞬時トルクΔθiによって各シリンダー毎に実際ＭＦＢ５０i_real燃焼指数を求めるために、内燃機関１の通常の動作中に使用されることが可能である。
上述の推定方法は、ＭＦＢ５０燃焼指数と各シリンダー２によって与えられる実際瞬時トルクＴi_realとを推定するために、シリンダー２内の圧力を直接的に測定する圧力センサーを欠いている内燃機関１５で使用されることが可能である。
あるいは、代替案として、ＭＦＢ５０燃焼指数と各シリンダー２によって与えられる実際瞬時トルクＴi_realとを推定する方法が、シリンダー２内の圧力を直接的に測定する圧力センサー１５を備えている内燃機関において有利に適用されることが可能である。
特に、図６に示されている変形例では、シリンダー２の一部分が、その他のシリンダー２内で圧力を直接的に測定する圧力センサーを欠いているシリンダー２に関係するＭＦＢ５０燃焼指数と実際瞬時トルクＴi_realとを推定するために、シリンダー２内の圧力を直接的に測定する圧力センサー１５を備えている。言い換えると、圧力センサー９を備える幾つかのシリンダー２内において、ＭＦＢ５０燃焼指数と実際瞬時相対トルクＴi_realとが、シリンダー２内の圧力の直接的な測定によって算出され、一方、圧力センサー９を欠いているその他のシリンダー２内においては、ＭＦＢ５０燃焼指数と実際瞬時トルクＴi_realとが、上述した方法によって推定される。
一変形例では、２つのフォニックホイール５Ａ、５Ｂが駆動軸４にキー結合されている。フォニックホイール５Ａ、５Ｂの各々は、駆動軸４の一方の端部にキー結合されている。フォニックホイール５Ａは、タイミングベルトおいて駆動軸４の端部にキー結合されており、且つ、Ｉで示されているシリンダーに面しており、一方、フォニックホイール５Ｂは、フライホイールにおいて駆動軸４の端部にキー結合されており、且つ、ＩＶで示されているシリンダーに面している。フォニックホイール５Ａ、５Ｂの各々は、（２つのフォニックホイール５Ａ、５Ｂにおいて等しい）ｎ個（例えば，６０個）の歯６を備えており、及び、２つの連続した歯６の通過の間に経過する時間期間を検出するようになっているそれぞれのセンサー７Ａ、７Ｂに連結されている。さらに、内燃機関１は、１つ又は２つのシリンダー２の中に収容されている１つ又は２つの圧力センサー９を備える。圧力センサー９は、ＩＩＩ及び／又はＩＶによって示されているシリンダー２の中に収容されている。実際には、上記方法によって得られるＭＦＢ５０燃焼指数の推定値の精度が、ＩＩＩで示されているシリンダー２の場合に、Ｉ及びＩＩによって示されているシリンダー２の場合に比べて低いということが、実験によって明らかにされている。実際には、ＭＦＢ５０燃焼指数及び／又は実際瞬時トルクＴi_realの推定方法の精度又は信頼性がより低いシリンダー２内に、圧力センサー９を収容することが有利である。
ＩＩＩ又はＩＶによって示されているシリンダー２の場合には、この推定方法は、取得された圧力値に基づいて実際ＭＦＢ５０REAL燃焼指数及び／又は実際瞬時トルクＴREALを求めるために、それぞれの圧力センサー９によって当該シリンダー２内の圧力値を取得する。
その次に、実際ＭＦＢ５０REAL燃焼指数及び／又は実際瞬時トルクＴREALは、上述した推定方法による推定ＭＦＢ５０EST燃焼指数及び／又は推定瞬時トルクＴESTに対してそれぞれに比較される。
実際瞬時トルクＴREALと推定瞬時トルクＴESTとの間の絶対値での差が限界値ΔKよりも大きい時には、制御ユニット８が、推定瞬時トルクＴESTと、ＩＩＩによって示されているシリンダー２の式［４］によって算出された平均捩れΔθとの間の相関係数Ｋiを更新する。特に、ＩＩＩによって示されているシリンダー２の相関係数Ｋiは、実際瞬時トルクＴREALと推定瞬時トルクＴESTとが互いに等しいように更新される。
好ましい変形例では、ＩＩＩによって示されているシリンダー２の相関係数Ｋiに適用される相関関係が、さらに、Ｉ、ＩＩ、及び、ＩＶによって示されるその他のシリンダー２の相関係数に伝播させられる。有利には、ＩＩＩによって示されているシリンダー２の相関係数Ｋiに適用される相関関係が、トルク印加点からの、即ち、フライホイールからのシリンダー２の距離を計算に入れる、線形伝播法則（ｌｉｎｅａｒ ｐｒｏｐａｇａｔｉｏｎ ｌａｗ）にしたがって、シリンダー２に伝播させられる。
同様に、実際ＭＦＢ５０REAL燃焼指数と推定ＭＦＢ５０EST燃焼指数との間の絶対値での差が限界値ΔPよりも大きい時には、制御ユニット８は、推定ＭＦＢ５０EST燃焼指数と、ＩＩＩによって示されるシリンダー２の式［４］を使用して算出された平均捩れΔθの高調波Ω1の位相Ａｒｇ（Ω1）との間の相関係数Ｐiを更新する。特に、ＩＩＩで示されているシリンダー２の相関係数Ｐiは、実際ＭＦＢ５０REAL燃焼指数と推定ＭＦＢ５０EST燃焼指数とが互いに等しいように更新される。
好ましい変形例では、ＩＩＩによって示されているシリンダー２の相関係数Ｐｉに適用される相関関係が、さらに、Ｉ、ＩＩ、及び、ＩＶによって示されているその他のシリンダー２の相関係数Ｐiにも伝播させられる。
有利には、ＩＩＩによって示されているシリンダー２の相関係数Ｐiに適用される相関関係が、トルク印加点からの、即ち、フライホイールからのシリンダー２の距離を計算に入れる線形伝播法則にしたがって、その他のシリンダー２に伝播させられる。
このようにして、２つのフォニックホイール５Ａ、５Ｂから到来する信号による平均捩れΔθの決定において、２つのフォニックホイールの経年変化とその結果として生じるドリフトとを計算に入れるために、内燃機関１の通常の動作中に、推定瞬時トルクＴESTと平均捩れΔθとの間の相関係数Ｋiと、推定燃焼指数ＭＦＢ５０ESTと平均捩れΔθの高調波Ω1の位相Ａｒｇ（Ω1）との間の相関係数Ｐｉとの両方をリアルタイムで更新することが可能である。
上述した推定方法は様々な利点を有するが、これは、この推定方法が効率的であり、即ち、この推定方法が、高い精度でのトルクの不均衡状態の推定を可能にし、効果的であり、即ち、過大な計算能力を使用せずにＭＦＢ５０燃焼指数の推定と実際瞬時トルクＴi_realとの推定の両方を可能にし、迅速で且つ低コストであり、即ち、（例えば、燃焼室内の圧力センサーのような）現代の内燃機関内に通常に存在している構成要素に加えて追加的な構成要素の設置を必要とせず、及び、フォニックホイール５のような位置センサーのような非常に低コストの構成要素を簡単に挿入する。

Claims (16)

  1. ＭＦＢ５０燃焼指数、即ち、駆動軸（４）のそれぞれの端部に各々が配置されている少なくとも１対の位置センサー（５、５*、５Ａ、５Ｂ）に連結されている、駆動軸（４）を備えている内燃機関（１）のシリンダー（２）内で、５０％の燃料質量が燃焼し終わっているクランク角度を推定する方法であって、
    前記２つの位置センサー（５、５*、５Ａ、５Ｂ）から到来する信号を捕捉するステップと、
    前記２つの位置センサー（５、５*、５Ａ、５Ｂ）から到来する信号に基づいて、前記駆動軸（４）の捩れ角（Δθ）を求めるステップと、
    前記駆動軸（４）の前記捩れ角（Δθ）に基づいて、前記内燃機関（１）の単一のシリンダー（２）の前記ＭＦＢ５０燃焼指数を推定するステップと、
    を含む、
    ことを特徴とする方法。
  2. 各シリンダー（２）の燃焼位相に対応する角円弧に沿った、燃焼中に生じさせられる前記駆動軸（４）の前記捩れ角（Δθ）に基づいて、各シリンダー（２）の前記ＭＦＢ５０燃焼指数を推定するさらに別のステップを含む、
    ことを特徴とする請求項１に記載の方法。
  3. 前記２つの位置センサー（５、５*、５Ａ、５Ｂ）から到来する信号に基づいて、前記駆動軸（４）の角速度（ω）を求めるステップと、
    前記駆動軸（４）の前記角速度（ω）に基づいて、前記駆動軸（４）の前記捩れ角（Δθ）を求めるステップと、
    をさらに含む、
    ことを特徴とする請求項１又は２に記載の方法。
  4. 前記位置センサー（５、５*、５Ａ、５Ｂ）はエンコーダ又はフォニックホイールセンサーであり、及び、
    第１の位置センサー（５、５Ａ）の角基準を第２の位置センサー（５*、５Ｂ）の各々の角基準に対して関連付けるステップと、
    前記第１の位置センサー（５、５Ａ）の前記角基準の通過が検出される時点と、前記第２の位置センサー（５*、５Ｂ）の前記角基準の通過が検出される時点との間の差に基づいて、前記駆動軸（４）の前記捩れ角（Δθ）を求めるステップと、
    を含む、
    ことを特徴とする請求項３に記載の方法。
  5. 各シリンダー（２）の前記ＭＦＢ５０燃焼指数と前記駆動軸（４）の前記捩れ角（Δθ）との間の第１の相関係数（ｐi）を、各シリンダー（２）毎に予備的なセットアップ位相中に求めるステップと、
    前記対応する第２の相関係数（ｐi）に基づいて各シリンダーの前記ＭＦＢ５０燃焼指数を推定するステップと、
    をさらに含む、
    ことを特徴とする請求項１から４のいずれか１項に記載の方法。
  6. 前記駆動軸（４）の前記捩れ角（Δθ）の周波数分析によって、それ自体の加群（|Ω1|）によって、及び、それ自体の位相（Ａｒｇ（Ω1））によって特徴付けられている前記捩れ角（Δθ）信号の第１の高調波（Ω1）を求めるステップと、
    前記捩れ角（Δθ）信号の前記第１の高調波（Ω1）の前記位相（Ａｒｇ（Ω1））に基づいて、各シリンダー（２）の前記ＭＦＢ５０燃焼指数を推定するステップと、
    をさらに含む、
    ことを特徴とする請求項１から５のいずれか１項に記載の方法。
  7. 周波数分析を行う前記ステップは、前記駆動軸（４）の前記捩れ角（Δθ）に対してフーリエ変換を行うことを含む、
    ことを特徴とする請求項６に記載の方法。
  8. 各シリンダー（２）は、１対の位置センサーの間に配置されており、及び、
    各シリンダー（２）毎に、
    前記シリンダー（２）に隣接した前記２つの位置センサーから到来する信号を捕捉するステップと、
    前記シリンダー（２）に隣接した前記２つの位置センサーから到来する信号に基づいて、前記シリンダー（２）の燃焼位相に対応する角円弧に沿った、燃焼中に生じさせられる前記駆動軸（４）の前記捩れ角（Δθ）を求めるステップと、
    前記シリンダー（２）の燃焼位相に対応する角円弧に沿った、燃焼中に生じさせられる前記駆動軸（４）の前記捩れ角（Δθ）に基づいて、各シリンダーの前記ＭＦＢ５０燃焼指数を推定するステップと、
    をさらに含む、
    ことを特徴とする請求項１から７のいずれか１項に記載の方法。
  9. 前記シリンダー（２）は前記燃焼室内の圧力センサーを備えていない、
    ことを特徴とする請求項１から８のいずれか１項に記載の方法。
  10. 少なくとも１つのシリンダー（２）が前記燃焼室内に収容されている圧力センサーを備えており、及び、
    推定ＭＦＢ５０燃焼指数と前記駆動軸（４）の前記捩れ角（Δθ）との間の第１の相関係数（Ｐi）を、各シリンダー（２）毎に予備的セットアップ位相中に求めるステップと、
    前記燃焼室内に収容されている前記圧力センサー（９）から到来する信号に基づいて、前記シリンダー（２）の実際ＭＦＢ５０燃焼指数を求めるステップと、
    前記駆動軸（４）の前記捩れ角（Δθ）に基づいて、前記シリンダー（２）の推定ＭＦＢ５０燃焼指数を求めるステップと
    前記シリンダー（２）の前記実際ＭＦＢ５０燃焼指数を前記推定ＭＦＢ５０燃焼指数に対して比較するステップと、
    前記実際ＭＦＢ５０燃焼指数と前記推定ＭＦＢ５０燃焼指数との間の比較に基づいて前記シリンダー（２）の前記第１の相関係数（ｐi）を補正するステップと、
    を含む、
    ことを特徴とする請求項１から８のいずれか１項に記載の方法。
  11. 前記実際ＭＦＢ５０燃焼指数と前記推定ＭＦＢ５０燃焼指数との間の比較に基づいて、前記圧力室内の位置センサーなしに、その他のシリンダー（２）の前記第１の相関係数Ｐiを補正するさらに別のステップを含む、
    ことを特徴とする請求項１０に記載の方法。
  12. 前記駆動軸（４）のそれぞれの端部に各々が配置されている少なくとも１対の位置センサー（５、５*、５Ａ、５Ｂ）に連結されている駆動軸（４）を備えている、内燃機関（１）のシリンダー（２）によって生じさせられる瞬時トルク（Ｔi_real、ＴEST）を測定する方法であって、
    前記２つの位置センサー（５、５*、５Ａ、５Ｂ）から到来する信号を捕捉するステップと、
    前記２つの位置センサー（５、５*、５Ａ、５Ｂ）から到来する信号に基づいて、前記駆動軸（４）の前記捩れ角（Δθ）を求めるステップと、
    前記駆動軸（４）の前記捩れ角（Δθ）に基づいて、前記内燃機関（１）の単一のシリンダー（２）によって生じさせられる前記瞬時トルク（Ｔi_real、ＴEST）を推定するステップと、
    を含む推定の方法において、
    前記内燃機関（１）の前記シリンダー（２）によって生じさせられる前記瞬時トルク（Ｔi_real、ＴEST）は、
    Ｔi-real＝Ｋi *Δθav_i，（ｉ＝１…ｎ） ［５］
    によって算出され、
    前式中で、
    Δθav_i は、各シリンダー（２）毎の相対捩れの平均値であり、
    Ｔi-realは、各シリンダー（２）によって提供される実際瞬時トルクであり、
    Ｋiは相関係数であり、及び、
    ｎはシリンダー（２）の個数である
    ことを特徴とする方法。
  13. 前記２つの位置センサー（５、５*、５Ａ、５Ｂ）から到来する信号に基づいて、前記駆動軸（４）の角速度（ω）を求めるステップと、
    前記駆動軸（４）の前記角速度（ω）に基づいて、前記駆動軸（４）の前記捩れ角（Δθ）を求めるステップと、
    をさらに含む、
    ことを特徴とする請求項１２に記載の方法。
  14. 前記位置センサー（５、５*、５Ａ、５Ｂ）はエンコーダ又はフォニックホイールセンサーであり、及び、
    第１の位置センサー（５、５Ａ）の角基準を第２の位置センサー（５*、５Ｂ）の各々の角基準に対して関連付けるステップと、
    前記第１の位置センサー（５、５Ａ）の前記角基準の通過が検出される時点と、前記第２の位置センサー（５*、５Ｂ）の前記角基準の通過が検出される時点との間の差に基づいて、前記駆動軸（４）の捩れ角（Δθ）を求めるステップ
    とを含む、
    ことを特徴とする請求項１３に記載の方法。
  15. 各シリンダー（２）によって生じさせられる瞬時トルク（Ｔi-real、ＴEST）と前記駆動軸（４）の前記捩れ角（Δθ）との間の第１の相関係数（Ｋi）を、各シリンダー（２）毎に予備的なセットアップ位相中に求めるステップと、
    前記対応する第１の相関係数（Ｋi）に基づいて、各シリンダー（２）によって生じさせられる瞬時トルク（Ｔi-real、ＴEST）を推定するステップと、
    をさらに含む、
    ことを特徴とする請求項１２から１４のいずれか１項に記載の方法。
  16. 各シリンダー（２）が１対の位置センサーの間に配置されており、各シリンダー（２）毎に、
    前記シリンダー（２）に隣接した前記２つの位置センサーから到来する信号を捕捉するステップと、
    前記シリンダー（２）に隣接した前記２つの位置センサーから到来する信号に基づいて、前記シリンダー（２）の燃焼位相に対応する角円弧に沿った、燃焼中に生じさせられる前記駆動軸（４）の前記捩れ角（Δθ）を求めるステップと、
    前記シリンダー（２）の燃焼位相に対応する角円弧に沿った、燃焼中に生じさせられる前記駆動軸（４）の前記捩れ角（Δθ）に基づいて、各シリンダーによって生じさせられる瞬時トルク（Ｔi-real、ＴEST）を推定するステップと、
    を提供する、
    ことを特徴とする請求項１２から１５のいずれか１項に記載の方法。
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