JP4600308B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、内燃機関の制御装置に係り、特に、エンジンストールを防止する装置として好適な内燃機関の制御装置に関する。

内燃機関の運転時、特にアイドリング時などには、エンジンストールを確実に防止する必要がある。アイドル回転数を高く設定しておけば、エンジンストールを起こしにくくすることはできるが、燃費やエミッションが悪化する。このため、機関回転数を必要以上に上げることなしに、エンジンストールを確実に防止することが好ましい。

エンジンストールのし易さは、内燃機関の各種部品のばらつきによって個体差があり、また、各部の経年変化によって経時的にも変化する。このため、機関回転数を必要以上に上げることなしにエンジンストールを防止することは容易ではない。

特開２００２−１４７２７１号公報には、主にハイブリッド車両においてエンジンストールを防止するための制御装置が開示されている。同装置では、機関回転数が、エンジンストールが予想される所定の下限値以下に低下した回数がカウントされる。そして、その回数が判定値に達した場合には、以後の作動時にエンジンストールが発生しにくくなるように、目標回転数が補正される。

特開２００２−１４７２７１号公報 特開平６−１０８９０４号公報 特開平６−１０８８９３号公報

ところで、エンジンストールが生ずるかどうかは、燃焼変動の影響を大きく受けると考えられる。燃焼変動とは、筒内での混合気の燃焼の様子がサイクル毎に変化することを言う。燃焼変動が生ずる原因は、空燃比や、前サイクルの既燃ガスの残留量、筒内での混合気の流動状態（乱れ）などが、サイクル毎に変化することにある。燃焼変動によって、燃焼圧が大幅に低下したサイクルが発生すると、それを契機としてエンジンストールに至る場合があると考えられる。

上記従来の技術では、上述したような燃焼変動の影響が考慮されていないため、エンジンストールの発生を予想する精度が十分ではないと考えられる。この点で、上記従来の技術には未だ改良の余地が残されている。

この発明は、上記の点に鑑みてなされたものであり、エンジンストールの可能性を精度良く推定することができ、機関回転数を必要以上に上げることなしにエンジンストールを確実に防止することのできる内燃機関の制御装置を提供することを目的とする。

第１の発明は、上記の目的を達成するため、内燃機関の制御装置であって、
内燃機関の運転条件に基づいて、燃焼変動を考慮した上での複数サイクル分のサイクル別の燃焼圧相関値を推定する燃焼変動推定手段と、
前記燃焼変動推定手段の推定結果に基づいて、エンジンストールするおそれがあるか否かを判定するエンジンストール判定手段と、
前記エンジンストール判定手段により現在の運転条件下でエンジンストールのおそれがあると判定された場合に、エンジンストールのおそれがないとの判定が得られるようにするための、所定の運転条件パラメータの目標値を探索する目標値探索手段と、
前記所定の運転条件パラメータの現実値を前記探索された目標値に変更する運転条件補正手段と、
を備えることを特徴とする。

また、第２の発明は、第１の発明において、
前記燃焼圧相関値は、図示トルクまたは最大燃焼圧であることを特徴とする。

また、第３の発明は、第１または第２の発明において、
前記所定の運転条件パラメータは、吸入空気量を調節する吸入空気量調節手段の開度、または、燃料噴射量であることを特徴とする。

また、第４の発明は、第１乃至第３の発明の何れかにおいて、
前記エンジンストール判定手段は、前記複数サイクル分の燃焼圧相関値のうちの最小値が所定の判定値より小さかった場合に、エンジンストールのおそれがあると判定することを特徴とする。

また、第５の発明は、第１乃至第４の発明の何れかにおいて、
前記燃焼変動推定手段は、
前記内燃機関の筒内の熱発生率を算出するための熱発生モデルを記憶したモデル記憶手段と、
前記熱発生モデルのモデルパラメータが燃焼変動によって変動することを考慮した場合のモデルパラメータ平均値を、運転条件の関数として推定する平均値推定手段と、
前記モデルパラメータが燃焼変動によって変動することを考慮した場合の分布を表すモデルパラメータ標準偏差を、運転条件の関数として推定する標準偏差推定手段と、
前記モデルパラメータ平均値と前記モデルパラメータ標準偏差とで規定される正規分布から、前記モデルパラメータのサイクル別の値をランダムに抽出する抽出手段と、
前記抽出されたモデルパラメータの値を用いて、前記熱発生モデルに従い、サイクル別の熱発生率を算出する熱発生率算出手段と、
前記熱発生率算出手段により算出された熱発生率に基づいて、サイクル別の燃焼圧相関値を算出する燃焼圧相関値算出手段と、
を含むことを特徴とする。

また、第６の発明は、第５の発明において、
筒内圧を検出する筒内圧センサと、
検出された筒内圧に基づいて、前記モデルパラメータのサイクル別の実測値を算出するモデルパラメータ実測値算出手段と、
複数サイクル分の前記モデルパラメータの実測値の平均値を算出する実測平均値算出手段と、
複数サイクル分の前記モデルパラメータの実測値の標準偏差を算出する実測標準偏差算出手段と、
前記実測平均値算出手段により算出された前記モデルパラメータの実測平均値に基づいて、前記平均値推定手段の関数の係数を修整する平均値推定関数修整手段と、
前記実測標準偏差算出手段により算出された前記モデルパラメータの実測標準偏差に基づいて、前記標準偏差推定手段の関数の係数を修整する標準偏差推定関数修整手段と、
を更に備えることを特徴とする。

第１の発明によれば、燃焼変動を考慮した上での複数サイクル分のサイクル別の燃焼圧相関値を推定し、その推定結果に基づいて、エンジンストールするおそれがあるか否かを判定することができる。このため、第１の発明によれば、エンジンストールの発生を左右する燃焼変動の影響を適切に考慮することができるので、エンジンストールのおそれの有無を高精度に判定することができる。また、エンジンストールのおそれがあると判定された場合には、所定の運転条件パラメータを、エンジンストールのおそれがないとの判定が得られるような値に補正することができる。このため、機関回転数を必要以上に上げることなしに、エンジンストールを確実に防止することができる。

第２の発明によれば、燃焼変動に起因する図示トルクまたは最大燃焼圧のサイクル変動を考慮することにより、エンジンストールのおそれの有無を高精度に判定することができる。

第３の発明によれば、エンジンストールのおそれがある場合、吸入空気量または燃料噴射量を調節することにより、エンジンストールを確実に回避することができる。

第４の発明によれば、推定された複数サイクル分の燃焼圧相関値のうちの最小値が所定の判定値より小さかった場合に、エンジンストールのおそれがあると判定することができる。このため、エンジンストールのおそれを簡単な方法で高精度に判定することができる。

第５の発明によれば、熱発生モデルのモデルパラメータが燃焼変動によって変動することを考慮した場合の平均値および標準偏差を、運転条件の関数として精度良く推定することができる。そして、その平均値および標準偏差で規定される正規分布から、モデルパラメータのサイクル別の値をランダムに抽出し、その抽出されたモデルパラメータの値を用いて、熱発生モデルに従い、サイクル別の熱発生率を算出することができる。そして、その算出された熱発生率に基づいて、サイクル別の燃焼圧相関値を算出することができる。このため、第５の発明によれば、熱発生モデルを基礎として、燃焼変動を精度良く推定することができる。

第６の発明によれば、筒内圧センサにより検出された筒内圧に基づいて、複数サイクル分のモデルパラメータの実測値を算出し、その実測値の平均値および標準偏差を求めることができる。そして、それを利用して、モデルパラメータの平均値および標準偏差を運転条件から推定するための関数を修整することができる。つまり、第６の発明によれば、燃焼変動を推定する基礎となる関数を、内燃機関で実際に生じている燃焼変動に基づいて修整することができる。このため、内燃機関の個体差や経年変化の影響を正確に反映させて燃焼変動を推定することができる。よって、内燃機関の個体差や経年変化にかかわらず、エンジンストールのおそれを高精度に推定することができ、エンジンストールをより確実に防止することができる。

実施の形態１．
［システム構成の説明］
図１は、本発明の実施の形態１のシステム構成を説明するための図である。図１に示すように、本実施形態のシステムは、火花点火式の４サイクル内燃機関１０を備えている。内燃機関１０には、クランク角を検出するクランク角センサ１２が組み込まれている。クランク角センサ１２の出力によれば、クランク角（クランク軸の回転位置）や、機関回転数NEなどを検知することができる。更に、内燃機関１０には、筒内圧センサ１８が組み込まれている。筒内圧センサ１８によれば、筒内（燃焼室内）に生ずる圧力を検出することができる。

内燃機関１０の吸気通路１９の途中には、サージタンク２０が設けられている。サージタンク２０には、その内部の圧力、すなわち吸気管圧力を検出する吸気圧センサ２１が設置されている。内燃機関１０の１行程当たりの吸入空気量は、吸気管圧力に比例する。よって、吸気圧センサ２１の出力によれば、内燃機関１０の負荷率KL［％］を検出することができる。負荷率KLとは、標準状態で総行程容積を占める新気の質量に対する、筒内に吸入された新気の質量の比率を百分率で表したものである。

また、吸気通路１９には、その内部を流通する吸入空気量GAを検出するエアフロメータ２２が配置されている。エアフロメータ２２の下流には、スロットル弁２４が配置されている。スロットル弁２４は、後述するECU５０からの指令に従ってモータにより駆動される電子制御スロットル弁である。スロットル弁２４の近傍には、実スロットル開度THAを検出するスロットル開度センサ２６が組み付けられている。

内燃機関１０には、吸気ポート内にガソリン等の燃料を噴射するための燃料噴射弁２８が配設されている。また、内燃機関１０には、燃焼室内の混合気に点火するための点火プラグ３０が設置されている。更に、内燃機関１０の排気通路３２には、その内部の圧力、すなわち排気管圧力を検出する排気圧センサ３３が設置されている。また、排気通路３２には、排気ガスを浄化するための触媒３４が組み込まれている。なお、本発明における内燃機関は、図示のようなポート噴射式のものに限らず、筒内に直接に燃料を噴射する筒内噴射弁を備えたものであってもよい。

内燃機関１０は、吸気弁３８のバルブタイミングを可変とする可変動弁機構３６を備えている。可変動弁機構３６によれば、吸気弁３８の開弁期間を進角したり遅角したりすることができる。可変動弁機構３６の近傍には、吸気カム軸の回転位置を検出するカム角センサ４０が設けられている。カム角センサ４０の出力によれば、吸気弁３８の開弁期間の実進角量を検知することができる。以下、吸気弁３８の開弁期間の実進角量［degCA］を「バルブタイミングVT」と称する。

本実施形態のシステムは、ECU(Electronic Control Unit)５０を備えている。ECU５０には、上述した各種のセンサからセンサ信号が供給されている。ECU５０は、それらのセンサ信号に基づいて、スロットル弁２４、燃料噴射弁２８、点火プラグ３０、可変動弁機構３６などの各種アクチュエータを制御することができる。

［実施の形態１の特徴］
（燃焼変動）
内燃機関１０の運転中は、定常状態であっても、燃焼変動が生ずることが知られている。燃焼変動とは、筒内での混合気の燃焼の様子がサイクル毎に変化する現象を言う。燃焼変動が生ずる原因は、空燃比や、前サイクルの既燃ガスの残留量、筒内での混合気の流動状態（乱れ）などが、サイクル毎に変化するためであると考えられている。

この燃焼変動が生ずることによって、燃焼圧も、ある範囲内でサイクル毎に変動すると考えられる。例えば、図２に示すように、ある運転条件の下での平均燃焼圧を実線で示した場合、燃焼圧が最大となるサイクルは破線で示され、燃焼圧が最小となるサイクルは一点鎖線で示される。

アイドリング状態では、内燃機関１０のフリクションの大きさと図示トルクITQとがバランスしている。そのような状態で、燃焼変動によって燃焼圧が低いサイクルが出現すると、そのサイクルの図示トルクITQが低下する。そして、図示トルクITQがある閾値よりも小さいサイクルが生ずると、内燃機関１０のフリクションによって機関回転数NEが落ち込み、エンジンストールに至ると考えられる。

そこで、本実施形態では、後述する燃焼変動モデルによって燃焼変動を推定することにより、燃焼圧のサイクル変動、更には図示トルクITQのサイクル変動を推定することとした。その推定結果の中で、図示トルクITQが最小となったときの値と、所定の判定値とを比較することにより、エンジンストールが発生するおそれがあるかどうかを精度良く判定することができる。そして、エンジンストールのおそれがあると判定された場合には、エンジンストールを予防する上で最適なスロットル開度を見つけ出し、その値に実際のスロットル開度を制御することとした。

［燃焼変動モデル］
本燃焼変動モデルは、筒内の熱発生率を算出するための熱発生モデルを基礎として、燃焼変動を推定するものである。本実施形態では、熱発生モデルとして、熱発生パターンの近似関数として知られているWiebe関数モデルを用いることとする。Wiebe関数は、次式で表される。

上記（１）式は、燃焼期間中に成立する。この式中の各記号の意味は、下記の通りである。
Q：累積加熱率（発熱量）［J］
θ：クランク角［deg］
k：燃焼効率
Qf：燃料発熱量［J］
ａ＝−ｌｎ（１−０．９９９）
m：形状パラメータ
θ₀：燃焼開始点［degCA］
θ_0-100：０−１００％燃焼期間［degCA］

燃料発熱量Qfは、筒内に供給された燃料が有する発熱量を意味する。この燃料発熱量Qfは、その燃料の特性値である低位発熱量と、空燃比A/Fおよび負荷率KL、あるいは燃料噴射量などの運転条件とに基づいて算出することができる。燃焼効率kは、累積加熱率Qの最大値Qmaxと、燃料発熱量Qfとを用いて、k＝Qmax／Qfで表される。すなわち、燃焼効率kは、そのサイクルの燃焼が完全燃焼にどれだけ近いかを示す値である。０−１００％燃焼期間θ_0-100は、燃焼割合Xbが０％から１００％に変化するまでの期間をクランク角で表したものである。燃焼割合Xbとは、燃焼の進行状態を表す量である。すなわち、０−１００％燃焼期間θ_0-100とは、燃焼開始点θ₀から燃焼終了点までの全燃焼期間をクランク角で表したものである。

上記（１）式中の０−１００％燃焼期間θ_0-100および燃焼開始点θ₀は、更に、次式で表すことができる。

上記（２）式中、θ_10-70は、１０−７０％燃焼期間［degCA］を意味する。１０−７０％燃焼期間θ_10-70とは、燃焼割合Xbが１０％から７０％に変化するまでの期間をクランク角で表したものである。また、上記（３）式中、θ₅₀は、５０％燃焼点［degCA］を意味する。５０％燃焼点θ₅₀とは、燃焼割合Xbが５０％となる時点のクランク角である。

Wiebe関数は、熱力学上のエネルギー保存則と組み合わせることにより、そのサイクルの燃焼期間中の筒内圧、つまり燃焼圧に変換することができる。この方法については、後述する。

上記（２）、（３）式を用いた場合には、Wiebe関数モデルにおいて決定するべきモデルパラメータは、燃焼効率k、形状パラメータm、５０％燃焼点θ₅₀、および１０−７０％燃焼期間θ_10-70の４つとなる。燃焼変動が生ずることにより、これらのモデルパラメータの値もサイクル毎に変化すると考えられる。逆に言えば、これらのモデルパラメータの値のサイクル毎の変動（ばらつき）を推定すれば、燃焼変動を推定することができる。

ただし、本発明の発明者の知見によれば、上記４つのモデルパラメータのうち、形状パラメータmは、燃焼変動に有意な影響を与えないことが確かめられている。このため、本実施形態では、形状パラメータmは既知の一定値として扱うこととし、残りの燃焼効率k、５０％燃焼点θ₅₀、および１０−７０％燃焼期間θ_10-70の３つのモデルパラメータのサイクル毎の変動を考慮することとした。

後述するように、サイクル毎の燃焼効率k、５０％燃焼点θ₅₀、１０−７０％燃焼期間θ_10-70の値は、筒内圧に基づいて実測することが可能である。そして、本発明者の知見によれば、運転条件が一定の下では、燃焼効率k、５０％燃焼点θ₅₀、１０−７０％燃焼期間θ_10-70の値は、それぞれ、ほぼ正規分布に従って変動することが確かめられている。正規分布は、平均値および標準偏差によって規定することができる。そこで、本実施形態では、燃焼変動に起因する燃焼効率k、５０％燃焼点θ₅₀、１０−７０％燃焼期間θ_10-70の平均値および標準偏差を、運転条件の関数として求めることとした。モデルパラメータk、θ₅₀、θ_10-70の各々について、そのようにして求めた平均値および標準偏差で規定される正規分布からサイクル別の値をランダムに抽出することにより、燃焼変動を推定することが可能となる。

［実施の形態１における具体的処理］
図３は、上記の機能を実現するために本実施形態においてECU５０が実行するルーチンのフローチャートである。なお、本ルーチンは、クランク角に同期して、あるいは所定時間毎に、繰り返し実行されるものとする。図３に示すルーチンによれば、まず、現在の運転状態を表す各種のパラメータが計測または取得され、保存される（ステップ１００）。具体的には、現在の機関回転数NE、スロットル開度THA、負荷率KL、バルブタイミングVT、空燃比A/F、点火時期SAがそれぞれ計測または取得され、保存される。

続いて、現在の機関回転数NEが所定の限界回転数NEtより低いか否かが判別される（ステップ１０２）。機関回転数NEが限界回転数NEt以上である場合には、機関回転数NEが十分高い状態にあるので、エンジンストールする可能性はないと判断できる。この場合には、以下のエンジンストール防止制御を行う必要はないので、そのまま今回の処理サイクルが終了される。

一方、上記ステップ１０２において、機関回転数NEが限界回転数NEtより低かった場合には、エンジンストールする可能性がないとは言えないと判断できる。そこで、この場合には、必要以上に機関回転数NEを上げることなくエンジンストールを確実に防止することができるような目標スロットル開度THAmを探索する処理が行われる（ステップ１０４）。このステップ１０４では、図４に示すサブルーチンの処理が実行される。

図４に示すサブルーチンによれば、まず、モデルパラメータk，θ₅₀，θ_10-70の平均値および標準偏差が算出される（ステップ１１０）。ここで算出される平均値および標準偏差は、機関回転数NE、スロットル開度THA、バルブタイミングVT、空燃比A/F、および点火時期SAで規定される運転条件下の燃焼変動に起因して生ずると推定される値である。ここでは、その平均値および標準偏差は、次式のように、NE，THA，VT，A/F，SAの関数として算出される。
μ_k＝ｆ₁（NE，THA，VT，A/F，SA） ・・・（４）
μ_θ50＝ｆ₂（NE，THA，VT，A/F，SA） ・・・（５）
μ_θ10-70＝ｆ₃（NE，THA，VT，A/F，SA） ・・・（６）
σ_k＝ｆ₄（NE，THA，VT）・μ_k ・・・（７）
σ_θ50＝ｆ₅（NE，THA，VT）・μ_θ50 ・・・（８）
σ_θ10-70＝ｆ₆（NE，THA，VT）・μ_θ10-70 ・・・（９）

上記（４）〜（９）式中の関数ｆ₁〜ｆ₆は、実験データに基づいて内燃機関１０に適合された所定の関数であり、予めECU５０に記憶されている。上記ステップ１１０では、上記（４）〜（９）式に、上記ステップ１００で取得されたNE，THA，VT，A/F，SAの値を代入することにより、k，θ₅₀，_10-70の平均値μ_k，μ_θ50，μ_θ10-70、および、標準偏差σ_k，σ_θ50，σ_θ10-70が算出される。

続いて、上記ステップ１１０で算出された平均値および標準偏差で規定される正規分布から、各モデルパラメータがランダムに抽出される（ステップ１１２）。具体的には、平均値μ_kおよび標準偏差σ_kで規定される正規分布から燃焼効率kの値が一つランダムに抽出され、平均値μ_θ50および標準偏差σ_θ50で規定される正規分布から５０％燃焼点θ₅₀の値が一つランダムに抽出され、平均値μ_θ10-70および標準偏差σ_θ10-70で規定される正規分布から１０−７０％燃焼期間θ_10-70の値が一つランダムに抽出される。

上記ステップ１１２で抽出された一組のk，θ₅₀，θ_10-70の値は、上記ステップ１１０で入力されたNE，THA，VT，A/F，SAで表される運転条件下での燃焼変動によって確率的に起こり得る一つの（１サイクル分の）燃焼状態として推定されたものに相当する。なお、正規分布から値をランダムに抽出する方法は、特に限定されないが、例えば乱数を利用する方法が挙げられる。また、k，θ₅₀，θ_10-70を正規分布から抽出する処理に際しては、それらの相関を表す共分散を考慮して抽出を行うようにしてもよいが、ここではその説明は省略する。

次に、上記ステップ１１２で抽出された一組のk、θ₅₀、θ_10-70の値が、上記（２）および（３）式を介して、上記（１）式のWiebe関数に代入される（ステップ１１４）。更に、予め記憶された燃料の低位発熱量と、空燃比A/Fおよび負荷率KL、あるいは燃料噴射量などの値とに基づいて燃料発熱量Qfが算出され、その値も上記（１）式のWiebe関数に代入される。

次に、上記ステップ１１４で得られたWiebe関数に基づいて、燃焼期間中の筒内圧、すなわち燃焼圧が算出される（ステップ１１６）。この処理においては、次式が用いられる。

上記（１０）式中、Pは筒内圧［Pa］を、Vは筒内容積［ｍ^３］を、κは比熱比を、それぞれ表す。この式は、熱力学上のエネルギー保存則を、累積加熱率Q、筒内圧P、筒内容積V、およびクランク角θで表したものに相当する。式中のVおよびdV／dθは、クランク角θに応じて幾何学的に決定される。つまり、VおよびdV／dθは、クランク角θの関数であり、その関数はECU５０に予め記憶されている。また、比熱比κは既知の値である。

上記ステップ１１６では、まず、上記ステップ１１４でパラメータの確定された上記（１）式のWiebe関数と、上記（１０）式の右辺とを等しいと置くことにより、筒内圧Pの微分方程式が取得される。この微分方程式をECU５０が数値計算によって近似的に解くことにより、燃焼圧（燃焼期間中の筒内圧P）が算出される。

燃焼圧の算出に続いて、燃焼期間以外の筒内圧を算出（推定）する処理が行われる（ステップ１１８）。図５は、上記ステップ１１６および１１８で算出されるクランク角毎の筒内圧を示す図である。図５中では、圧縮上死点を０degCAとしている。上記ステップ１１６で算出された燃焼圧は、図５中（３）の期間の筒内圧に相当する。他の期間の筒内圧は、例えば次のようにして算出することができる。

燃焼終了時から排気弁開弁時(EVO)までの期間（図５中（４）の期間）の筒内圧は、Woschiniの熱伝達モデルによる熱損失の式と、上記（１０）式とに基づいて、算出される。この方法は公知であるので、ここではこれ以上の説明を省略する。そして、吸気弁閉弁時(IVC)から点火時までの期間（図５中（２）の期間）の筒内圧は、ポリトロープ指数をサイクル平均値としたポリトロープ変化で近似して、算出される。この方法は公知であるので、ここではこれ以上の説明を省略する。また、吸気行程期間（図５中（１）の期間）の筒内圧は、吸気圧センサ２１で検出されるサージタンク圧の平均値に等しい一定値とされる。また、排気行程期間（図５中（５）の期間）の筒内圧は、排気圧センサ３３で検出される排気管圧力の平均値に等しい一定値とされる。

上記ステップ１１６および１１８の処理により、図５に例示するような１サイクル分（−３６０°CA〜＋３６０°CA）の筒内圧Pが算出される。続いて、この算出された筒内圧Pに基づいて、図示トルクITQが算出される（ステップ１２０）。図示トルクITQは、次式に基づいて算出される。

ステップ１２０では、まず、上記ステップ１１６および１１８で算出された筒内圧Pを上記（１１）式に代入して積分することにより、１気筒当たりの１サイクル分の仕事Wが算出される。次いで、算出された仕事Wを上記（１２）式に代入することにより、内燃機関１０の図示トルクITQが算出される。ここで算出された図示トルクITQは、上記ステップ１１２で抽出されたモデルパラメータに基づいて燃焼状態が推定されたサイクルの図示トルクITQに相当する。なお、上記（１２）式中のNcは、内燃機関１０の気筒数である。

以上のように、上記ステップ１１２〜１２０の処理により、燃焼変動によって確率的に起こり得る１サイクル分の図示トルクITQを推定することができる。本実施形態では、このようなサイクル別の図示トルクITQを１００サイクル分、集積することにより、燃焼変動の状態を推定することとしている。そこで、図示トルクITQの算出値が１００サイクル分蓄積されたか否かが判別され（ステップ１２２）、１００サイクル分蓄積されるまで、上記ステップ１１２〜１２０の処理が繰り返し実行される。

なお、図示トルクITQの蓄積数は、１００サイクルに限定されるものではなく、燃焼変動を推定する上で十分な数であれば、何サイクル分であってもよい。

１００サイクル分の図示トルクITQが算出されたら、そのうちの最小値ITQminが所定の判定値ITQtより小さいか否かが判別される（ステップ１２４）。図示トルク最小値ITQminが判定値ITQt以上であった場合には、燃焼変動によって図示トルクITQが最小となったサイクルにおいても、エンジンストールに至ることはないと判断できる。つまり、この場合には、現在の運転状態においてはエンジンストールのおそれはないと判定される（ステップ１２６）。

これに対し、上記ステップ１２４において図示トルク最小値ITQminが判定値ITQtより小さかった場合には、燃焼変動によって図示トルクITQが最小となったサイクルにおいて、エンジンストールに至るおそれがあると判断できる（ステップ１２８）。この場合には、スロットル弁２４を開いて吸入空気量を増加させることによってエンジンストールのおそれをなくすための処理が行われる。

具体的には、機関回転数NEをなるべく上げることなく、かつエンジンストールを確実に防止することができるような目標スロットル開度THAmの値を見つけ出すため、次のような処理が行われる。まず、現在記憶されているスロットル開度THAの値に微小な増分ΔTHAが加算され（THA←THA＋ΔTHA）、スロットル開度THAが僅かに大きい値に更新される（ステップ１３０）。ここでは、実際のスロットル開度が増大されるのではなく、計算に用いるためのスロットル開度THAの値がΔTHAだけ増加される。そして、その更新後のスロットル開度THAの値を用いて、上記ステップ１１０以下の処理が再度実行され、上記ステップ１２４の判断が再度行われる。このような処理により、スロットル開度THAをΔTHAだけ僅かに大きくしたと仮定した場合にエンジンストールのおそれをなくすことができるか否かを判定することができる。

２回目の上記ステップ１２４の判断において図示トルク最小値ITQminが判定値ITQt以上であった場合には、スロットル開度THAをΔTHAだけ増大させれば、エンジンストールのおそれをなくすことができると判断できる。一方、２回目の上記ステップ１２４の判断においても図示トルク最小値ITQminが判定値ITQtより小さかった場合には、スロットル開度THAが更にΔTHAだけ大きい値に更新され（ステップ１３０）、ステップ１１０以下の処理が更に繰り返して実行される。

このように、上記ステップ１２８でエンジンストールのおそれがあると判定された場合には、計算上のスロットル開度THAをΔTHAずつ大きい値に更新して上記ステップ１１０以下の処理が繰り返し行われる。これにより、何回目かの上記ステップ１２４の判断において図示トルク最小値ITQminが判定値ITQt以上となり、エンジンストールのおそれがないとの判定が得られる（ステップ１２６）。

このようにして、１回あるいは何回かの上記ステップ１２４の判断を経て、エンジンストールのおそれがないとの判定（ステップ１２６）が得られたら、その時点で記憶されているスロットル開度THAの値が目標スロットル開度THAmに決定される（ステップ１３２）。

以上のようにして図４のサブルーチンの処理により目標スロットル開度THAmが決定されたら、図３に示すルーチンに戻り、実際のスロットル開度を目標スロットル開度THAmに設定する処理が行われる（ステップ１０６）。これにより、実際のスロットル開度が目標スロットル開度THAmに制御される。その結果、エンジンストールのおそれがなくなり、エンジンストールの発生を確実に防止することが可能となる。

以上説明したように、図４に示すルーチンの処理によれば、エンジンストールの発生を左右する燃焼変動の影響を適切に考慮することができるので、エンジンストールのおそれの有無を高精度に判定することができ、エンジンストールを確実に防止することができる。また、エンジンストールを確実に防止することができる範囲において最小の目標スロットル開度THAmを精度良く見つけ出すことができるので、機関回転数NEを必要以上に上げることがなく、よって、燃費やエミッションを悪化させることがない。

特に、本実施形態では、サイクル別の図示トルクITQを算出することにより、エンジンストールのおそれを極めて高い精度で判定することができる。このため、エンジンストールを確実に防止することができ、かつ機関回転数NEを必要以上に上げることのない、最適な目標スロットル開度THAmを精度良く探し出すことができる。

なお、本実施形態では、サイクル別の図示トルクITQを算出し、そのうちの図示トルク最小値ITQminを所定の判定値と比較することによってエンジンストールのおそれを判定しているが、本発明はこのような方法に限定されるものではない。例えば、サイクル別の最大燃焼圧を算出し、そのうちの最小値を所定の判定値と比較することによってエンジンストールのおそれを判定するにようにしてもよい。そうすることにより、上記ステップ１１８および１２０の処理を省略することができるので、ECU５０の計算負荷を軽減することができる。

また、本実施形態では、エンジンストールのおそれがあると判定された場合、スロットル弁２４を開いて吸入空気量を増加させることでトルクを高めてエンジンストールのおそれをなくすようにしているが、吸入空気量を調節する方法はこれに限定されるものではない。例えば、スロットル弁２４をバイパスするアイドルスピードコントロール弁（ISC弁）を備えた内燃機関の場合には、そのISC弁の開度を増大することで吸入空気量を増加させることとしてもよい。また、吸気弁３８のリフト量や作用角を連続的に可変とすることで吸入空気量を調節する可変動弁機構を備えた内燃機関の場合には、吸気弁３８のリフト量や作用角を増大することで吸入空気量を増加させることとしてもよい。

また、エンジンストールのおそれがあると判定された場合、吸入空気量を増加させることでトルクを高めるのではなく、燃料噴射量の増加、すなわち空燃比A/Fのリッチ化によってトルクを高めることで、エンジンストールのおそれをなくすようにしてもよい。

また、上述した実施の形態１においては、ECU５０が、上記ステップ１１０〜１２２の処理を実行することにより前記第１の発明における「燃焼変動推定手段」が、上記ステップ１２４〜１２８の処理を実行することにより前記第１の発明における「エンジンストール判定手段」が、図４に示すルーチンの処理を実行することにより前記第１の発明における「目標値探索手段」が、上記ステップ１０６の処理を実行することにより前記第１の発明における「運転条件補正手段」が、それぞれ実現されている。

また、上述した実施の形態１においては、図示トルクITQが前記第２の発明における「燃焼圧相関値」に、スロットル弁２４が前記第３の発明における「吸入空気量調節手段」に、ECU５０が前記第５の発明における「モデル記憶手段」に、それぞれ相当している。また、ECU５０が、上記ステップ１１０の処理において上記（４）〜（６）式の演算を実行することにより前記第５の発明における「平均値推定手段」が、上記ステップ１１０の処理において上記（７）〜（９）式の演算を実行することにより前記第５の発明における「標準偏差推定手段」が、上記ステップ１１２の処理を実行することにより前記第５の発明における「抽出手段」が、上記ステップ１１４の処理を実行することにより前記第５の発明における「熱発生率算出手段」が、上記ステップ１１６〜１２０の処理を実行することにより前記第５の発明における「燃焼圧相関値算出手段」が、それぞれ実現されている。

実施の形態２．
次に、図６を参照して、本発明の実施の形態２について説明するが、上述した実施の形態１との相違点を中心に説明し、同様の事項については、その説明を省略または簡略する。本実施形態は、図１に示すシステム構成を用いて、後述する図６に示すルーチンをECU５０に追加的に実行させることにより、実現することができる。

［実施の形態２の特徴］
本実施形態では、上述した実施の形態１の処理に加えて、k、θ₅₀、θ_10-70の平均値および標準偏差を推定するための実験式である上記（４）〜（９）式中の関数ｆ₁〜ｆ₆の係数を、内燃機関１０の運転中の実測データに基づいて修整する処理が行われる。内燃機関１０における燃焼変動の様相には、内燃機関１０の構成部品のばらつきによる個体差がある。また、燃焼変動の様相は、内燃機関１０の経年変化に伴って、経時的にも変化する。燃焼変動の様相が変化すれば、k、θ₅₀、θ_10-70の平均値および標準偏差も変化し、それらを算出する上記（４）〜（９）式中の関数ｆ₁〜ｆ₆の係数の適正値も変化するものと考えられる。

ところで、k、θ₅₀、θ_10-70の値は、筒内圧を測定することにより、実測することが可能である。本実施形態では、定常運転状態においてサイクル毎にk、θ₅₀、θ_10-70の値を実測し、その実測値の平均値および標準偏差を算出することにより、上記（４）〜（９）式中の関数ｆ₁〜ｆ₆の係数を修整することとした。このような処理を行うことにより、上記（４）〜（９）式中の関数ｆ₁〜ｆ₆を内燃機関１０の個体差や経年変化に応じて精度良く修整することができ、その結果、k、θ₅₀、θ_10-70の平均値および標準偏差をより正確に推定することができる。このため、内燃機関１０の燃焼変動を推定する上で、内燃機関１０の個体差や経年変化の影響をより正確に反映させることができる。従って、内燃機関１０の個体差や経年変化にかかわらず、エンジンストールのおそれがあるか否かを更に高い精度で判定することが可能となる。

［実施の形態２における具体的処理］
図６は、上記の機能を実現するために本実施形態においてECU５０が実行するルーチンのフローチャートである。なお、本ルーチンは、クランク角に同期して、サイクル毎に繰り返し実行されるものとする。図６に示すルーチンによれば、まず、現在の運転状態を表す各種のパラメータが計測または取得され、保存される（ステップ１４０）。

次に、現在の運転状態が定常運転状態か否かが判別される（ステップ１４２）。現在の運転状態が過渡運転状態に相当する場合は、以下の処理を行う上で望ましい状態ではないので、この場合には、上記ステップ１４０で保存したデータをリセットし（ステップ１４６）、その後、今回の処理サイクルを速やかに終了する。

一方、上記ステップ１４２において、定常運転状態であることが認めれた場合には、カウント値cycの値を一つインクリメントする（ステップ１４８）。本実施形態では、連続した５０サイクルにおける、k、θ₅₀、θ_10-70の平均値および標準偏差を算出する。カウント値cycは、その５０サイクルをカウントするための値であり、その初期値は０とされている。なお、このサイクル数は５０に限定されるものではなく、平均値および標準偏差を十分な精度で算出することができ、不必要に多過ぎない数であれば、何サイクルであってもよい。

次に、現サイクルにおける、クランク角毎の筒内圧Pが計測される（ステップ１５０）。具体的には、所定クランク角度Δθ毎に、筒内圧センサ１８の出力をサンプリングし、その出力が表す筒内圧Pの値が記憶される。上記Δθは、例えば１〜３degCA程度とされる。ここでは、１サイクルの全クランク角範囲に渡って筒内圧Pを計測しなくてもよく、例えば、吸気弁閉弁時から排気弁開弁時までのクランク角範囲で計測すればよい。

次に、上記ステップ１５０で計測されたクランク角毎の筒内圧Pに基づいて、現サイクルにおける燃焼効率k、５０％燃焼点θ₅₀、１０−７０％燃焼期間θ_10-70の実測値が算出され、保存される（ステップ１５２）。以下、この算出処理について説明する。この算出処理には、上記（１０）式および次式が用いられる。

上記ステップ１５２では、まず、上記（１３）式の積分計算が行われる。この積分は、点火時から排気弁開弁時(EVO)までのクランク角の範囲で行われる。途中のクランク角θまでこの積分を計算した値を、以下、Q(θ)と表す。

上記（１３）式の積分計算において、dQ／dθには、上記（１０）式の右辺により算出される値が代入される。つまり、計算の手順としては、まず、上記ステップ１５０で計測されたクランク角毎の筒内圧Pおよびその変化率dP／dθを上記（１０）式に代入することにより、クランク角毎のdQ／dθが算出される。そして、そのdQ／dθを積算することにより、Q(θ)が算出される。

このようにして算出される累積加熱率Q(θ)は、燃焼が継続している間は、燃焼による発熱のために、増大を続ける。燃焼が終了した後は、燃焼室内壁やシリンダ内壁へ熱が逃げることの損失により、累積加熱率Q(θ)は低下に転じる。よって、累積加熱率Q(θ)は、点火時と排気弁開弁時との間の、あるクランク角において、最大値Qmaxをとる。よって、上記（１３）式によりクランク角毎に算出されたQ(θ)のうちから、最大値Qmaxを求めることができる。

燃焼効率kは、既述した通り、k＝Qmax／Qfと表すことができる。この式に従って、現サイクルの燃焼効率kの実測値が算出される。また、クランク角θにおける燃焼割合Xbは、Xb＝Q(θ)／Qmax×１００として算出することができる。よって、現サイクルの５０％燃焼点θ₅₀の実測値は、Q(θ)／Qmax＝０．５が成立するようなクランク角として求めることができる。同様に、１０−７０％燃焼期間θ_10-70の実測値は、Q(θ)／Qmaxが０．１から０．７に変化するまでのクランク角範囲として求めることができる。

ステップ１５２においては、以上のようにして、３つのモデルパラメータk、θ₅₀、θ_10-70の実測値が算出され、その算出値が保存される。このステップ１５２の処理が終了したら、次に、カウント値cycが５０を超えたか否かが判別される（ステップ１５４）。このステップ１５４の処理は、上記ステップ１５２で算出されたモデルパラメータk、θ₅₀、θ_10-70の実測値データが、５０サイクル分、蓄積されたか否かを判別することに相当する。

ステップ１５４の判別の結果、カウント値cycが５０に達していない場合には、今回の処理サイクルが速やかに終了される。この場合、内燃機関１０の次のサイクルに同期して、図６に示すルーチンが再度実行される。そのとき、定常運転が継続していれば、上記ステップ１５０および１５２の処理が再度行われて、モデルパラメータk、θ₅₀、θ_10-70の実測値が蓄積される。これに対し、運転条件が変化していた場合には、前回までに蓄積されたモデルパラメータk、θ₅₀、θ_10-70の実測値は、上記ステップ１４６においてリセットされ、カウント値cycも０にリセットされる。

定常運転が５０サイクル以上継続した場合には、ステップ１５４において、cyc＞５０の成立が認められる。この場合には、５０サイクル分のモデルパラメータk、θ₅₀、θ_10-70の実測値が蓄積されていることになる。このときは、次に、モデルパラメータk、θ₅₀、θ_10-70の各々の５０サイクル分の実測値の平均値および標準偏差が算出される（ステップ１５６）。

続いて、上記（４）〜（９）式中の関数ｆ₁〜ｆ₆に含まれる係数を未知数とした式に、上記ステップ１５６で算出されたk、θ₅₀、θ_10-70の平均値μ_k，μ_θ50，μ_θ10-70および標準偏差σ_k，σ_θ50，σ_θ10-70の実測値と、上記ステップ１４０で取得された運転条件NE，THA，VT，A/F，SAの値とが代入される（ステップ１５８）。このようにして、関数ｆ₁〜ｆ₆に含まれる係数を未知数とする較正式が得られる。

上記ステップ１５８で作成された較正式が、関数ｆ₁〜ｆ₆の各々について、それらに含まれる係数の数だけ集まれば、それらの較正式を連立方程式として解くことにより、未知数とした関数ｆ₁〜ｆ₆の係数を逆算して求めることができる。そこで、ステップ１５８の処理に続いて、較正式が関数ｆ₁〜ｆ₆の係数の数だけ揃ったか否かが判別される（ステップ１６０）。較正式の数が足りない場合には、定常運転状態が再び訪れることを待って上記ステップ１５０〜１５８の処理が繰り返し行われ、較正式が蓄積される。そして、較正式が関数ｆ₁〜ｆ₆の係数の数だけ揃ったことが認められた場合には、それらを連立方程式として解くことにより、関数ｆ₁〜ｆ₆の係数が算出され、ECU５０に記憶された上記（４）〜（９）式中の関数ｆ₁〜ｆ₆の係数が、ここで算出された値に変更される（ステップ１６２）。このステップ１６２の処理により、上記（４）〜（９）式中の関数ｆ₁〜ｆ₆の係数を、内燃機関１０の個体差や経年変化の影響を正確に反映した値に修整することができる。

なお、上述した実施の形態２においては、ECU５０が、上記ステップ１５２の処理を実行することにより前記第６の発明における「モデルパラメータ実測値算出手段」が、上記ステップ１５６の処理を実行することにより前記第６の発明における「実測平均値算出手段」および「実測標準偏差算出手段」が、上記ステップ１５８〜１６２の処理を実行することにより前記第６の発明における「平均値推定関数修整手段」および「標準偏差推定関数修整手段」が、それぞれ実現されている。

本発明の実施の形態１のシステム構成を説明するための図である。 燃焼変動に伴って変動する燃焼圧を示す図である。 本発明の実施の形態１において実行されるルーチンのフローチャートである。 本発明の実施の形態１において実行されるルーチンのフローチャートである。 本発明の実施の形態１において算出されるクランク角毎の筒内圧である。 本発明の実施の形態２において実行されるルーチンのフローチャートである。

符号の説明

１０ 内燃機関
１２ クランク角センサ
１８ 筒内圧センサ
２１ 吸気圧センサ
３０ 点火プラグ
３３ 排気圧センサ
３４ 触媒
３６ 可変動弁機構
４０ カム角センサ
５０ ECU(Electronic Control Unit)

Claims (5)

1. 内燃機関の運転条件に基づいて、燃焼変動を考慮した上での複数サイクル分のサイクル別の燃焼圧相関値を推定する燃焼変動推定手段と、
   前記燃焼変動推定手段の推定結果に基づいて、エンジンストールするおそれがあるか否かを判定するエンジンストール判定手段と、
   前記エンジンストール判定手段により現在の運転条件下でエンジンストールのおそれがあると判定された場合に、エンジンストールのおそれがないとの判定が得られるようにするための、所定の運転条件パラメータの目標値を探索する目標値探索手段と、
   前記所定の運転条件パラメータの現実値を前記探索された目標値に変更する運転条件補正手段と、
   を備え、
   前記燃焼変動推定手段は、
   前記内燃機関の筒内の熱発生率を算出するための熱発生モデルを記憶したモデル記憶手段と、
   前記熱発生モデルのモデルパラメータが燃焼変動によって変動することを考慮した場合のモデルパラメータ平均値を、運転条件の関数として推定する平均値推定手段と、
   前記モデルパラメータが燃焼変動によって変動することを考慮した場合の分布を表すモデルパラメータ標準偏差を、運転条件の関数として推定する標準偏差推定手段と、
   前記モデルパラメータ平均値と前記モデルパラメータ標準偏差とで規定される正規分布から、前記モデルパラメータのサイクル別の値をランダムに抽出する抽出手段と、
   前記抽出されたモデルパラメータの値を用いて、前記熱発生モデルに従い、サイクル別の熱発生率を算出する熱発生率算出手段と、
   前記熱発生率算出手段により算出された熱発生率に基づいて、サイクル別の燃焼圧相関値を算出する燃焼圧相関値算出手段と、
   を含むことを特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 前記燃焼圧相関値は、図示トルクまたは最大燃焼圧であることを特徴とする請求項１記載の内燃機関の制御装置。
3. 前記所定の運転条件パラメータは、吸入空気量を調節する吸入空気量調節手段の開度、または、燃料噴射量であることを特徴とする請求項１または２記載の内燃機関の制御装置。
4. 前記エンジンストール判定手段は、前記複数サイクル分の燃焼圧相関値のうちの最小値が所定の判定値より小さかった場合に、エンジンストールのおそれがあると判定することを特徴とする請求項１乃至３の何れか１項記載の内燃機関の制御装置。
5. 筒内圧を検出する筒内圧センサと、
   検出された筒内圧に基づいて、前記モデルパラメータのサイクル別の実測値を算出するモデルパラメータ実測値算出手段と、
   複数サイクル分の前記モデルパラメータの実測値の平均値を算出する実測平均値算出手段と、
   複数サイクル分の前記モデルパラメータの実測値の標準偏差を算出する実測標準偏差算出手段と、
   前記実測平均値算出手段により算出された前記モデルパラメータの実測平均値に基づいて、前記平均値推定手段の関数の係数を修整する平均値推定関数修整手段と、
   前記実測標準偏差算出手段により算出された前記モデルパラメータの実測標準偏差に基づいて、前記標準偏差推定手段の関数の係数を修整する標準偏差推定関数修整手段と、
   を更に備えることを特徴とする請求項１乃至４の何れか１項記載の内燃機関の制御装置。

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