JP5979012B2 - Ｐｍ排出量推定装置 - Google Patents

Description

この発明は、内燃機関からのＰＭ排出量を推定するＰＭ排出量推定装置に関する。

従来、例えば特許文献１には、ディーゼルエンジンのＰＭ排出量推定装置が開示されている。この従来の推定装置は、筒内からのＰＭ排出量を推定するために、エンジンの運転状態に応じてＰＭの基本排出量を算出する基本ＰＭ排出量マップと、ＰＭの基本排出量を補正するためのＰＭ排出量補正マップとを用いることとしている。このＰＭ排出量補正マップは、空気過剰率および吸気酸素濃度などの関数として設定されている。

特開２０１１−５８４８７号公報 特開２００７−０２３９５９号公報 特開２００６−２７４９９１号公報

上記特許文献１において用いられる「空気」過剰率は、筒内に実際に吸入された空気量と（同一燃料噴射量の下で）完全燃焼に必要な空気量との比を表す指標である。一方、筒内から排出された排気ガスの一部をＥＧＲガスとして吸気通路に還流させるＥＧＲ装置が従来より知られている。上記のように定義される空気過剰率を用いてＰＭ排出量を算出した場合には、内燃機関に取り込まれた新気中の酸素のみが考慮されることになり、ＥＧＲガス中の酸素が考慮されなくなる。従って、上記特許文献１に記載の手法では、ＥＧＲガスの導入が行われている場合のＰＭ排出量の算出精度が低下することが懸念される。

この発明は、上述のような課題を解決するためになされたもので、ＥＧＲガスの導入が行われている場合におけるＰＭ排出量の推定精度を向上させることのできるＰＭ排出量推定装置を提供することを目的とする。

第１の発明は、ＰＭ排出量推定装置であって、
内燃機関に燃料を供給する燃料噴射弁と、
内燃機関から排出される排気ガスの一部をＥＧＲガスとして吸気通路に還流させるＥＧＲ装置と、
燃料噴射量を筒内に吸入される筒内吸入酸素量で除したパラメータと、筒内に吸入されるガス中の酸素濃度である吸気酸素濃度とに基づいて、筒内からのＰＭ排出量を算出する第１ＰＭ排出量算出手段と、
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、
前記第１ＰＭ排出量算出手段は、前記パラメータおよび前記吸気酸素濃度と、前記ＰＭ排出量との関係を規定するマップに従って、前記ＰＭ排出量を算出す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、
吸入空気量を計測するエアフローメータと、
エンジン回転数と燃料噴射量とに基づいて前記ＰＭ排出量を算出する第２ＰＭ排出量算出手段と、
吸入空気量が所定値以上である場合には前記第１ＰＭ排出量算出手段を用いて前記ＰＭ排出量が算出され、吸入空気量が所定値未満である場合には前記第２ＰＭ排出量算出手段を用いて前記ＰＭ排出量が算出されるように、ＰＭ排出量算出手段を切り替える切替手段と、
を更に備えることを特徴とする。

また、第４の発明は、第１または第２の発明において、
エンジン回転数と燃料噴射量とに基づいて前記ＰＭ排出量を算出する第２ＰＭ排出量算出手段と、
燃料噴射量が所定値以上である場合には前記第１ＰＭ排出量算出手段を用いて前記ＰＭ排出量が算出され、燃料噴射量が所定値未満である場合には前記第２ＰＭ排出量算出手段を用いて前記ＰＭ排出量が算出されるように、ＰＭ排出量算出手段を切り替える切替手段と、
を更に備えることを特徴とする。

また、第５の発明は、第１または第２の発明において、
エンジン回転数と燃料噴射量とに基づいて前記ＰＭ排出量を算出する第２ＰＭ排出量算出手段と、
前記内燃機関の運転状態が変化する過渡状態においては前記第１ＰＭ排出量算出手段を用いて前記ＰＭ排出量が算出され、前記内燃機関の運転状態が定常状態である場合には前記第２ＰＭ排出量算出手段を用いて前記ＰＭ排出量が算出されるように、ＰＭ排出量算出手段を切り替える切替手段と、
を更に備えることを特徴とする。

第１および第２の発明によれば、吸気酸素濃度とともに「酸素」過剰率と相関のある上記パラメータを用いるようにしたことで、ＥＧＲガス中に含まれる酸素をＰＭ排出量の算出の際に考慮することができる。このため、ＰＭ排出量の算出精度を向上させることができる。

吸入空気量が少ない場合には、エアフローメータの計測精度が低下する。第３の発明によれば、吸入空気量が所定値未満の場合には、第１ＰＭ排出量算出手段に代えて第２ＰＭ排出量算出手段が用いられるようになる。これにより、第１ＰＭ排出量算出手段のみを用いる場合と比べ、ＰＭ排出量の算出精度を向上させることができる。

燃料噴射量が少ない場合には、指令噴射量に対する燃料噴射弁の実噴射量のばらつきが大きくなる。第４の発明によれば、燃料噴射量が所定値未満の場合には、第１ＰＭ排出量算出手段に代えて第２ＰＭ排出量算出手段が用いられるようになる。これにより、第１ＰＭ排出量算出手段のみを用いる場合と比べ、ＰＭ排出量の算出精度を向上させることができる。

第５の発明によれば、内燃機関の運転状態が過渡状態であるか定常状態であるかに応じて、それぞれが得意とする運転状態において第１ＰＭ排出量算出手段または第２ＰＭ排出量算出手段が使用されるようにＰＭ排出量の算出を分担できるようになる。これにより、運転状態の変化にかかわらず、ＰＭ排出量の推定精度を高く維持できるようになる。

本発明の実施の形態１の内燃機関のシステム構成を説明するための図である。 図１に示すＥＣＵが備えるオンボードＳｏｏｔ推定モデルの構成の概要を説明するための図である。 モデルＡとモデルＢとの違いを表した図である。 本発明の実施の形態１においてモデルの入力誤差として着目するＡＦＭズレの特徴を説明するための図である。 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２においてモデルの入力誤差として着目する噴射量ズレの特徴を説明するための図である。 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。 本発明の実施の形態３の使用モデル判定部によって、実際の内燃機関の運転状態の変化に応じてモデルが切り替えられる様子を表した図である。 本発明の実施の形態３において実行されるルーチンのフローチャートである。 Ｓｏｏｔの生成領域を示すφ−Ｔマップの概略的な傾向を表した図である。 モデルＡで用いたパラメータ（Ｇｆ／Ｏ２量）と吸気酸素濃度とを用いて、Ｓｏｏｔ排出量に比例するパラメータＯｐａｃｉの生成領域を整理して表した図である。 Ｓｏｏｔ排出量の算出精度を向上させたマップの作成方法を説明するための図である。 φ−Ｔマップ上で表されるＳｏｏｔ生成の傾向を個々のパラメータφとＴとに分解して概略的に表した図である。 図１２（Ｂ）のように回転した後のパラメータφ’、Ｔ’を用いて表されるＯｐａｃｉマップを利用してＳｏｏｔ排出量の算出のための実験式（近似式）を取得する手法を説明するための図である。

実施の形態１．
［実施の形態１のシステム構成］
図１は、本発明の実施の形態１の内燃機関１０のシステム構成を説明するための図である。

図１に示すシステムは、内燃機関１０を備えている。ここでは、内燃機関１０は、ディーゼルエンジン（圧縮着火内燃機関）であり、車両に搭載され、その動力源とされているものとする。本実施形態の内燃機関１０は、直列４気筒型であるが、本発明における内燃機関の気筒数および気筒配置はこれに限定されるものではない。

内燃機関１０の各気筒には、燃料を筒内に直接噴射する燃料噴射弁１２が設置されている。各気筒の燃料噴射弁１２は、共通のコモンレール１４に接続されている。コモンレール１４内には、サプライポンプ（図示省略）によって加圧された高圧の燃料が供給されている。そして、このコモンレール１４から各気筒の燃料噴射弁１２へ燃料が供給される。各気筒から排出される排気ガスは、排気マニホールド１６ａによって集合され、排気通路１６に流入する。

内燃機関１０は、ターボ過給機１８を備えている。ターボ過給機１８は、排気ガスの排気エネルギーによって作動するタービン１８ａと、連結軸を介してタービン１８ａと一体的に連結され、タービン１８ａに入力される排気ガスの排気エネルギーによって回転駆動されるコンプレッサ１８ｂとを有している。ターボ過給機１８のタービン１８ａは、排気通路１６の途中に配置されている。

タービン１８ａよりも下流側の排気通路１６には、排気ガスを浄化するために、酸化触媒２０およびＤＰＦ（Diesel Particulate Filter）２２が上流側から順に設置されている。また、内燃機関１０の吸気通路２４の入口付近には、エアクリーナ２６が設けられている。エアクリーナ２６を通って吸入された空気は、ターボ過給機１８のコンプレッサ１８ｂで圧縮された後、インタークーラ２８で冷却される。インタークーラ２８を通過した吸入空気は、吸気マニホールド２４ａにより分配されて、各気筒に流入する。

吸気通路２４におけるインタークーラ２８と吸気マニホールド２４ａとの間には、ディーゼルスロットル３０が設置されている。吸気通路２４におけるエアクリーナ２６の下流近傍には、吸入空気流量を計測するためのエアフローメータ３２が設置されている。

また、図１に示すシステムは、ＥＧＲ装置としてのＥＧＲ通路３４およびＥＧＲ弁３６を備えている。ＥＧＲ通路３４は、タービン１８ａの上流側に位置する排気マニホールド１６ａとコンプレッサ１８ｂの下流側に位置する吸気マニホールド２４ａとを連通するように構成されている。ＥＧＲ弁３６は、このＥＧＲ通路３４の途中に配置されており、ＥＧＲ通路３４を通って吸気マニホールド２４ａに還流するＥＧＲガスの量を調整するものである。

更に、本実施形態のシステムは、ＥＣＵ（Electronic Control Unit）３８を備えている。ＥＣＵ３８の入力部には、上述したエアフローメータ３２に加え、エンジン回転数を検出するためのクランク角センサ４０等の内燃機関１０の運転状態を検出するための各種センサが接続されている。更に、ＥＣＵ３８の出力部には、上述した燃料噴射弁１２、ディーゼルスロットル３０およびＥＧＲ弁３６等の内燃機関１０の運転を制御するための各種のアクチュエータが接続されている。ＥＣＵ３８は、上記各種のセンサ出力と所定のプログラムとに基づいて上記各種のアクチュエータを駆動することにより、燃料噴射制御などの所定のエンジン制御を行うものである。

［実施の形態１におけるＰＭ（Ｓｏｏｔ）排出量の推定手法］
図２は、図１に示すＥＣＵ３８が備えるオンボードＳｏｏｔ推定モデル５０の構成の概要を説明するための図である。
ＤＰＦ２２への粒子状物質（以下、「ＰＭ」と略する）の堆積量を把握するなどの目的のために、運転中に、各気筒内からのＰＭの排出量を推定することが要求される。ＥＣＵ３８には、そのような目的のために、ＰＭ排出量（単位時間当たりの排出量）を推定する（ここでは、特にＰＭに含まれる「Ｓｏｏｔ」の排出量として推定する）ためのオンボードＳｏｏｔ推定モデル５０が仮想的に構築されている。より具体的には、オンボードＳｏｏｔ推定モデル（以下、単に「推定モデル」と略する）５０は、特徴の異なる２種類のモデルＡおよびモデルＢを備えている。

モデルＡは、ＥＣＵ３８の指令値やセンサ値に基づく筒内状態量（ここでは、酸素過剰率と相関のある後述のパラメータ（Ｇｆ／Ｏ２量）と吸気酸素濃度とを使用）を計算したうえで、算出した筒内状態量に基づいてＳｏｏｔ排出量を算出するという物理状態量ベースのモデルであり、筒内状態量算出部５０ａと状態量ベースＳｏｏｔ算出部５０ｂとを備えている。

筒内状態量算出部５０ａは、指令噴射量（ＥＣＵ３８が指令する燃料噴射量）とエンジン回転数と新気量とＥＧＲ率とを入力として、筒内状態量である酸素過剰率と相関のあるパラメータ（Ｇｆ／Ｏ２量）および吸気酸素濃度の算出結果を出力するものである。より具体的には、エアフローメータ３２を用いて計測される新気量と指令噴射量とに基づいて空燃比が算出され、空燃比とＥＧＲ率とに基づいて吸気酸素濃度が算出される。また、酸素過剰率は、（同一燃料噴射量下において）理論空燃比の混合気中の酸素量を１としたときの、筒内に吸入されるガス中の酸素量の比を表す指標である。この酸素過剰率と相関のあるパラメータ（Ｇｆ／Ｏ２量）は、燃料噴射量Ｇｆを筒内に吸入される筒内吸入酸素量（Ｏ２量）で除することで得られる値である。筒内吸入酸素量は、筒内に吸入されるガス量（すなわち、新気量とＥＧＲガス量）に上記のように算出される吸気酸素濃度を乗ずることによって算出することができる。尚、吸気酸素濃度は、別途センサを備えて計測されたものであってもよい。また、エンジン回転数は、指令噴射量（噴射１回当たりの体積噴射量）を燃料噴射量Ｇｆ（質量流量）に変換する際に用いられる。

状態量ベースＳｏｏｔ算出部５０ｂは、上記パラメータ（Ｇｆ／Ｏ２量）および吸気酸素濃度と、筒内からのＳｏｏｔ排出量との関係を予め行った実験結果に基づいて規定したマップを備えており、このようなマップを参照して、パラメータ（Ｇｆ／Ｏ２量）と吸気酸素濃度に基づいて、Ｓｏｏｔ排出量を算出するものである。

以上のように、本実施形態におけるモデルＡが備える状態量ベースＳｏｏｔ算出部５０ｂは、空気過剰率ではなく、上記のように定義された「酸素」過剰率と相関のあるパラメータ（Ｇｆ／Ｏ２量）を用いている。これにより、ＥＧＲガス中に含まれる酸素をＳｏｏｔ排出量の算出の際に考慮することができるため、Ｓｏｏｔ排出量の算出精度を向上させることができる。

一方、モデルＢは、運転状態を表すパラメータであるエンジン回転数（Ｎｅ）および指令噴射量（Ｑ）と、筒内からのＳｏｏｔ排出量との関係を規定するＮｅ−Ｑマップを利用してＳｏｏｔ排出量を算出するというＮｅ−Ｑのマップ引きをベースとするモデルである。より具体的には、モデルＢは、エンジン回転数と指令噴射量とからＳｏｏｔ排出量を算出するためのＮｅ−Ｑマップ引きＳｏｏｔ排出量算出部５０ｃを備えている。

図３は、モデルＡとモデルＢとの違いを表した図である。
モデルＡおよびモデルＢには、図３に示すような特徴があり、それぞれに長所と短所がある。より具体的には、定常精度（すなわち、定常運転時のＳｏｏｔ排出量の算出精度）については、Ｎｅ−Ｑのマップ引きをベースとするモデルＢが優れており、物理状態量ベースのモデルＡは、近似誤差が原因でモデルＢよりも劣ってしまう。モデルＢが用いるＮｅ−Ｑマップは、定常状態での実験等の結果に基づいて設定されたものであるため、モデルＡと比べ、過渡精度（すなわち、内燃機関１０の運転状態が変化する過渡運転時のＳｏｏｔ排出量の算出精度）が悪くなる。一方、モデルＡは、入力に多くの指令値やセンサ値を使うため、個々の入力のばらつきの影響が悪い側で組み合わされてしまった場合に、Ｓｏｏｔ排出量の算出精度が悪化してしまう。このため、入力誤差影響については、モデルＡはモデルＢよりも劣ることとなる。

上記のように、モデルＡおよびモデルＢのそれぞれには、長所と短所があるため、モデルＡおよびモデルＢのうちの一方しか備えていない場合には、短所が見られる局面においてＳｏｏｔ排出量の算出精度が悪化してしまう。そこで、本実施形態の推定モデル５０には、内燃機関１０の運転状態の変化に対してＳｏｏｔ排出量の算出精度を高く確保し易いモデルを選択できるようにするために、使用モデル判定部５０ｄが備えられている。以下、使用モデル判定部５０ｄが行う処理について説明する。

図４は、本発明の実施の形態１においてモデルの入力誤差として着目するＡＦＭズレの特徴を説明するための図である。尚、ここでいう「ＡＦＭズレ」とは、エアフローメータ３２により検出される新気量の値であるＡＦＭ値を、実際に内燃機関１０に取り込まれた実新気量で除して得られる値である。

図４に示すように、ＡＦＭズレ（すなわち、新気量の計測のばらつき）は、ＡＦＭ値が小さくなるほど（すなわち、新気量が少なくなるほど）大きくなる。これは、吸気通路２４に導入されるＥＧＲガスによる排気脈動の影響で、新気が逆流してしまうことが原因であり、新気量が多いほど上記の逆流が生じにくくなるため、図４に示すような傾向となる。このようなＡＦＭズレが大きい場合に入力誤差影響の大きなモデルＡを使用すると、Ｓｏｏｔ排出量の算出精度が悪化してしまう。

そこで、本実施形態の使用モデル判定部５０ｄは、エアフローメータ３２により検出される新気量（吸入空気量）が所定の閾値（一例として、図４の例では、Ｘ１）未満の場合には、入力誤差（ＡＦＭズレ）の影響の小さいモデルＢを選択し、一方、新気量が上記閾値以上となる場合には、過渡精度の優れたモデルＡを選択するようにした。

図５は、本発明の実施の形態１における特徴的な処理を実現するために、推定モデル５０の使用モデル判定部５０ｄが実行するルーチンを示すフローチャートである。尚、本ルーチンの処理は、内燃機関１０のサイクル毎に実行されるものとする。

図５に示すルーチンでは、先ず、エアフローメータ３２を用いて新気量（ＡＦＭ値）が取得される（ステップ１００）。次いで、取得した新気量が所定の閾値以上であるか否かが判定される（ステップ１０２）。尚、上記図４に示すように、一般的に、新気量が少ないほど、ＡＦＭズレが大きくなるという傾向があるが、ＡＦＭズレとＡＦＭ値との関係は、より厳密には、ＥＧＲガス量やディーゼルスロットル開度などがどのように適合されたかに応じて変化する。このため、上記閾値は、個々の内燃機関の適合結果を踏まえて設定されることが好ましい。

上記ステップ１０２において新気量が上記閾値以上であると判定された場合には、モデルＡが選択され、モデルＡを用いて、Ｓｏｏｔ排出量が演算される（ステップ１０４）。一方、ステップ１０２において新気量が上記所定値未満であると判定された場合にはモデルＢが選択され、モデルＢを用いて、Ｓｏｏｔ排出量が演算される（ステップ１０６）。尚、モデルの切り替えの上記閾値には、所定のヒステリシスが与えられているものとする。

市街地等での実際の車両走行においては、過渡運転の頻度が多くなる。したがって、基本的には、過渡精度の優れたモデルＡをできる限り用いることに意義があるといえる。以上説明した図５に示すルーチンによれば、新気量が上記閾値以上であることでＡＦＭズレが小さい状況では、過渡精度の良いモデルＡが選択され、新気量が上記閾値未満であることでＡＦＭズレが大きい状況では、入力誤差影響の小さいモデルＢが選択される。このように、エアフローメータ３２の計測精度に応じて、使用するモデルの切り替えを行うことにより、ＡＦＭズレによる入力誤差影響をできる限り小さく抑えられるので、モデルＡおよびモデルＢのそれぞれの長所を活かすことができる。このため、運転状態の変化にかかわらず、Ｓｏｏｔ排出量の推定精度を高く維持できるようになる。

尚、上述した実施の形態１においては、モデルＡが前記第１の発明における「第１ＰＭ排出量算出手段」に相当している。
また、上述した実施の形態１においては、モデルＢが前記第３の発明における「第２ＰＭ排出量算出手段」に相当している。また、ＥＣＵ３８が上記図５に示すルーチンにおける一連の処理を実行することにより前記第３の発明における「切替手段」が実現されている。

実施の形態２．
次に、図６および図７を主に参照して、本発明の実施の形態２について説明する。
本実施形態のシステムは、図１に示すハードウェア構成および図２に示すオンボードＳｏｏｔ推定モデル５０を用いて、ＥＣＵ３８に図５に示すルーチンに代えて後述の図７に示すルーチンを実行させることにより実現することができるものである。

［実施の形態２におけるＰＭ（Ｓｏｏｔ）排出量の推定手法］
図６は、本発明の実施の形態２においてモデルの入力誤差として着目する噴射量ズレの特徴を説明するための図である。尚、ここでいう「噴射量ズレ」とは、ＥＣＵ３８による指令噴射量を実噴射量で除して得られる値である。

図６に示すように、噴射量ズレ（すなわち、指令噴射量に対する実噴射量のばらつき）は、指令噴射量が少なくなるほど大きくなる。これは、噴射時に発生する燃料圧力のうねりが原因であり、燃料噴射量が多いほど上記のうねりの影響を受けにくいため、図６に示すような傾向となる。このような噴射量ズレが大きい場合に入力誤差影響の大きなモデルＡを使用すると、Ｓｏｏｔ排出量の算出精度が悪化してしまう。

そこで、本実施形態の使用モデル判定部５０ｄは、指令噴射量が所定の閾値（一例として、図６の例では、Ｘ２）未満の場合には、入力誤差（噴射量ズレ）の影響の小さいモデルＢを選択し、一方、指令噴射量が上記閾値以上となる場合には、過渡精度の優れたモデルＡを選択するようにした。

図７は、本発明の実施の形態２における特徴的な処理を実現するために、推定モデル５０の使用モデル判定部５０ｄが実行するルーチンを示すフローチャートである。尚、本ルーチンの処理は、内燃機関１０のサイクル毎に実行されるものとする。

図７に示すルーチンでは、先ず、ＥＣＵ３８による燃料噴射量の指令値である指令噴射量が取得される（ステップ２００）。次いで、取得した指令噴射量が所定の閾値以上であるか否かが判定される（ステップ２０２）。尚、上記図６に示すように、一般的に、指令噴射量が少ないほど、噴射量ズレが大きくなるという傾向があるが、噴射量ズレと指令噴射量との関係は、より厳密には、燃料噴射弁の種類や噴射パターンなどがどのように適合されたかに応じて変化する。このため、上記閾値は、個々の内燃機関の適合結果を踏まえて設定されることが好ましい。

上記ステップ２０２において指令噴射量が上記閾値以上であると判定された場合には、モデルＡが選択され、モデルＡを用いてＳｏｏｔ排出量が演算される（ステップ２０４）。一方、ステップ２０２において指令噴射量が上記所定値未満であると判定された場合にはモデルＢが選択され、モデルＢを用いてＳｏｏｔ排出量が演算される（ステップ２０６）。尚、モデルの切り替えの上記閾値には、所定のヒステリシスが与えられているものとする。

既述したように、市街地等での実際の車両走行においては、過渡運転の頻度が多くなるため、基本的には、過渡精度の優れたモデルＡをできる限り用いることに意義があるといえる。以上説明した図７に示すルーチンによれば、指令噴射量が上記閾値以上であることで噴射量ズレが小さい状況では、過渡精度の良いモデルＡが選択され、指令噴射量が上記閾値未満であることで噴射量ズレが大きい状況では、入力誤差影響の小さいモデルＢが選択される。このように、燃料噴射量の精度に応じて、使用するモデルの切り替えを行うことにより、噴射量ズレによる入力誤差影響をできる限り小さく抑えられるので、モデルＡおよびモデルＢのそれぞれの長所を活かすことができる。このため、運転状態の変化にかかわらず、Ｓｏｏｔ排出量の推定精度を高く維持できるようになる。

尚、上述した実施の形態２においては、ＥＣＵ３８が上記図７に示すルーチンにおける一連の処理を実行することにより前記第４の発明における「切替手段」が実現されている。

実施の形態３．
次に、図８および図９を主に参照して、本発明の実施の形態３について説明する。
本実施形態のシステムは、図１に示すハードウェア構成および図２に示すオンボードＳｏｏｔ推定モデル５０を用いて、ＥＣＵ３８に図５に示すルーチンに代えて後述の図９に示すルーチンを実行させることにより実現することができるものである。

［実施の形態３におけるＰＭ（Ｓｏｏｔ）排出量の推定手法］
上述した実施の形態１および２における手法は、モデルの入力誤差影響（図３参照）という観点で、モデルＡおよびモデルＢのそれぞれの長所を効果的に活かすことを目的としたものである。これに対し、本実施形態の手法は、定常精度および過渡精度（図３参照）という観点で、モデルＡおよびモデルＢのそれぞれの長所を効果的に活かすことを目的としたものである。

図８は、本発明の実施の形態３の使用モデル判定部５０ｄによって、実際の内燃機関１０の運転状態の変化に応じてモデルが切り替えられる様子を表した図である。より具体的には、図８（Ｂ）および図８（Ｃ）は、図８（Ａ）に示すように車速が変化している間のエンジン回転数および指令噴射量のそれぞれの変化を表したものである。図８（Ｄ）は、エンジン回転数の変化量（今回値と前回値との差）Δ回転数の絶対値の波形を示し、図８（Ｅ）は、指令噴射量の変化量（今回値と前回値との差）Δ噴射量の絶対値の波形を示している。また、図８（Ｄ）および図８（Ｅ）中に太線で示す波形は、Δ回転数およびΔ噴射量のそれぞれの絶対値の移動平均値の変化を示している。

本実施形態の使用モデル判定部５０ｄは、Δ噴射量の絶対値が所定の閾値（一例として、図８の例では、Ｘ４）以下となり、かつ、Δ回転数の絶対値が所定の閾値（一例として、図８の例では、Ｘ３）以下となる状態が一定時間以上続いた場合に、現在の運転状態が定常状態であると判断するようにした。そして、使用モデル判定部５０ｄは、現在の運転状態が定常状態であると判断した場合には、定常精度の優れたモデルＢを選択するようにした。更に、使用モデル判定部５０ｄは、定常状態以外の状態を過渡状態であると判断し、この場合には、過渡精度の優れたモデルＡを選択するようにした。これにより、内燃機関１０の運転中には、図８に示すように、Δ噴射量およびΔ回転数のそれぞれの絶対値の移動平均値を用いて運転状態が監視され、双方の移動平均値が閾値を下回る状態が一定時間続いた場合には、モデルＡからモデルＢに切り替えられるようになる。

図９は、本発明の実施の形態３における特徴的な処理を実現するために、推定モデル５０の使用モデル判定部５０ｄが実行するルーチンを示すフローチャートである。尚、本ルーチンの処理は、内燃機関１０のサイクル毎に実行されるものとする。

図９に示すルーチンでは、先ず、ＥＣＵ３８による燃料噴射量の指令値である指令噴射量が取得されるとともに、クランク角センサ４０を用いてエンジン回転数が取得される（ステップ３００）。

次に、取得した指令噴射量およびエンジン回転数のそれぞれの変化量であるΔ噴射量およびΔ回転数の絶対値を算出したうえで、Δ噴射量の絶対値が所定の閾値以下となり、かつ、Δ回転数の絶対値が所定の閾値以下となる状態が一定時間以上続いたか否かが判定される（ステップ３０２）。尚、Δ噴射量およびΔ回転数の絶対値は、生値のままではばらつきが大きいため、図８に示したように移動平均値が用いられる。移動平均値以外にも、Δ噴射量およびΔ回転数の絶対値は、ローパスフィルタを通過した後の値を用いて算出されるものであってもよい。

上記ステップ３０２の判定が成立する場合、つまり、現在の運転状態が定常状態であると判断できる場合には、モデルＢが選択され、モデルＢを用いてＳｏｏｔ排出量が演算される（ステップ３０４）。一方、上記ステップ３０２の判定が不成立となる場合、つまり、現在の運転状態が過渡状態であると判断できる場合には、モデルＡが選択され、モデルＡを用いてＳｏｏｔ排出量が演算される（ステップ３０６）。

以上説明した図９に示すルーチンによれば、Δ噴射量およびΔ回転数のそれぞれの絶対値を用いて定常状態であるか過渡状態であるかを判定し、その判定結果に応じてモデルを切り替えることにより、それぞれが得意とする運転状態においてモデルＡまたはモデルＢが使用されるようにＳｏｏｔ排出量の算出を分担できるようになる。これにより、運転状態の変化にかかわらず、Ｓｏｏｔ排出量の推定精度を高く維持できるようになる。

尚、上述した実施の形態３においては、ＥＣＵ３８が上記図９に示すルーチンにおける一連の処理を実行することにより前記第５の発明における「切替手段」が実現されている。

ところで、上述した実施の形態１〜３における物理状態量ベースのモデルＡでは、状態量ベースＳｏｏｔ算出部５０ｂによって、酸素過剰率に相関のあるパラメータとしてのＧｆ／Ｏ２量および吸気酸素濃度と、筒内からのＳｏｏｔ排出量との関係を規定するマップを用いてＳｏｏｔ排出量を算出することとしている。しかしながら、モデルＡにおけるＳｏｏｔ排出量の算出手法は、例えば、以下に説明するようなものであってもよい。

図１０は、Ｓｏｏｔの生成領域を示すφ−Ｔマップの概略的な傾向を表した図である。尚、図１０においてφは当量比であり、Ｔは燃焼温度である。図１１は、上述したモデルＡで用いたパラメータ（Ｇｆ／Ｏ２量）と吸気酸素濃度とを用いて、Ｓｏｏｔ排出量に比例するパラメータＯｐａｃｉの生成領域を整理して表した図である。より具体的には、図１１（Ａ）および図１１（Ｂ）は、それぞれ、仕様の異なる２種類の内燃機関の定常格子点データ（冷却水温度、吸気温度および大気圧がそれぞれ標準値である時のデータ）を用いて、パラメータＯｐａｃｉで整理したものである。パラメータＯｐａｃｉ（ｇ／ｇ）は、スモークを測定する器具（例えば、オパシメータ）により取得される排気ガスの透過率（Ｏｐａｃｉ（％））から換算した値であり、燃料１ｇ当たりの排気ガス量にＯｐａｃｉ（％）を乗じた値である。つまり、図１１（Ａ）および図１１（Ｂ）は、色が濃くなるほど、パラメータＯｐａｃｉ（∝Ｓｏｏｔ排出量）が多い領域であることを表している。尚、図１０および図１１中に破線で示す直線は、Ｓｏｏｔ排出量の増減の主たる方向を示すものである。

図１１の各図に示すＳｏｏｔの生成領域は、図１０に示すφ−Ｔマップ中のＳｏｏｔの生成領域に対して、Ｓｏｏｔ排出量の増減の主たる方向が傾いてはいるが、これらの図より、φおよびＴに代えてパラメータ（Ｇｆ／Ｏ２量）および吸気酸素濃度を用いた場合であっても、内燃機関の種類の違いに関係なく、φ−Ｔマップの大まかな傾向を出せているといえる。したがって、パラメータ（Ｇｆ／Ｏ２量）および吸気酸素濃度を利用するマップを用いた上述した実施の形態１等の手法によれば、ＥＣＵが知り得る情報を用いてφ−Ｔマップ相当のマップを表現し、Ｓｏｏｔ排出量を簡便に算出することができるといえる。

そのうえで、モデルＡによるＳｏｏｔ排出量の算出精度の向上のために、次のような手法を用いることとしてもよい。図１２は、Ｓｏｏｔ排出量の算出精度を向上させたマップの作成方法を説明するための図である。図１２（Ａ）に示すように、パラメータ（Ｇｆ／Ｏ２量）および吸気酸素濃度をそのまま使用してＳｏｏｔ排出量に比例するＯｐａｃｉを表したＯｐａｃｉマップを作成したのでは、上述したように、Ｓｏｏｔ排出量の増減の主たる方向を示す直線がφ−Ｔマップのものに対して傾いてしまう。そこで、Ｓｏｏｔ排出量の増減の主たる方向を示す直線がφ−Ｔマップのφ軸と平行となるようにＯｐａｃｉマップを角度θだけ回転させ、図１２（Ｂ）に示すように、回転後の軸（φ’、Ｔ’）で整理し、φ’、Ｔ’を引数としてもよい。φ’、Ｔ’は、それぞれ、次式のように算出することができる。
φ’＝（吸気酸素濃度）×ｓｉｎθ＋（Ｇｆ／Ｏ２量）×ｃｏｓθ
Ｔ’＝（吸気酸素濃度）×ｃｏｓθ−（Ｇｆ／Ｏ２量）×ｓｉｎθ

上記のように、Ｓｏｏｔ排出量の増減の主たる方向を示す直線とφ’軸とが平行となるように角度θを設定し、このようにして得られる回転後のＯｐａｃｉマップを事前に備えておくことにより、パラメータ（Ｇｆ／Ｏ２量）および吸気酸素濃度を用いて、φ−Ｔマップに十分に近いマップを作成できるようになる。そして、このようなマップを参照し、かつ、上記２つの式を用いることで、酸素過剰率に相関のあるパラメータ（Ｇｆ／Ｏ２量）および吸気酸素濃度を用いて、Ｓｏｏｔ排出量をより精度良く算出することが可能となる。

更に、物理状態量ベースのモデルＡにおける酸素過剰率と相関のあるパラメータ（Ｇｆ／Ｏ２量）と吸気酸素濃度とを用いたＳｏｏｔ排出量の算出は、上述したようにマップを使用するものに限らず、例えば、次のような実験式（近似式）を用いるものであってもよい。

図１３は、φ−Ｔマップ上で表されるＳｏｏｔ生成の傾向を個々のパラメータφとＴとに分解して概略的に表した図である。
図１３（Ｂ）に示すように、Ｓｏｏｔ排出量（生成量）は、当量比φの増加にしたがって指数関数的に増加する傾向を有している。また、図１３（Ｃ）に示すように、Ｓｏｏｔ排出量（生成量）は、燃焼温度Ｔの変化に対し、燃焼温度Ｔが或る温度にある時をピークとしてＳｏｏｔ排出量の増加方向に凸となるカーブで増減する傾向を有している。

図１４は、図１２（Ｂ）のように回転した後のパラメータφ’、Ｔ’を用いて表されるＯｐａｃｉマップを利用してＳｏｏｔ排出量の算出のための実験式（近似式）を取得する手法を説明するための図である。
図１４（Ａ）に示すように、回転後のＯｐａｃｉマップにおいて縦軸φ’のＳｏｏｔ排出量に対する感度は、Ｓｏｏｔ排出量の増減の主たる方向を示す直線がφ’軸と平行になっていることで、φ−Ｔマップに近いものが得られているといえる。そこで、φ’をメインの引数として次のような手法でＳｏｏｔ排出量を算出するようにしてもよい。

すなわち、パラメータＯｐａｃｉ（ｇ／ｇ）とφ’およびＴ’のそれぞれとの関係は、図１４（Ｂ）および図１４（Ｃ）に示すように分けて表すことができる。図１４（Ｂ）に示す関係（実験データ）より、Ｓｏｏｔ排出量と比例関係にあるパラメータＯｐａｃｉ（ｇ／ｇ）の算出式を、メインの引数をφ’として指数関数を用いた近似式として、次式のように得ることができる。このような近似式を用いてパラメータＯｐａｃｉ（ｇ／ｇ）を算出し、これに比例する値としてＳｏｏｔ排出量を算出してもよい。
Ｏｐａｃｉ（ｇ／ｇ）＝ＥＸＰ（ａ×φ’＋ｂ）

上記の式中の係数ａをＴ’に応じて補正するようにすることで、Ｓｏｏｔ排出量と比例関係にあるパラメータＯｐａｃｉ（ｇ／ｇ）の算出に対してＴ’の傾向を反映させることができる。

また、このような手法に代え、図１４（Ｃ）に示すような傾向が得られるパラメータＯｐａｃｉ（ｇ／ｇ）とＴ’との関係を示す近似式（例えば、ガウス関数、指数関数またはべき乗関数）を設定し、そのような近似式を用いてパラメータＯｐａｃｉ（ｇ／ｇ）を算出し、これに比例する値としてＳｏｏｔ排出量を算出してもよい。

また、上述した実施の形態１〜３においては、筒内から排出されるＳｏｏｔの排出量を推定するオンボードＳｏｏｔ推定モデル５０を例に挙げて説明を行った。本発明は、このようにして推定されるＳｏｏｔ（ＰＭ）の排出量を適宜ＰＭ捕集効率などを考慮して積算することで、パティキュレートフィルタへのＰＭの堆積量を推定する装置に応用することができる。

また、上述した実施の形態１〜３においては、ディーゼルエンジンを例に挙げて説明を行ったが、本発明の対象となる内燃機関は、Ｓｏｏｔを含むＰＭが排出される内燃機関であればよく、例えば、ガソリンエンジンであってもよい。

１０ 内燃機関
１２ 燃料噴射弁
１４ コモンレール
１６ 排気通路
１８ ターボ過給機
２０ 酸化触媒
２２ ＤＰＦ（Diesel Particulate Filter）
２４ 吸気通路
２６ エアクリーナ
２８ インタークーラ
３０ ディーゼルスロットル
３２ エアフローメータ
３４ ＥＧＲ通路
３６ ＥＧＲ弁
３８ ＥＣＵ(Electronic Control Unit)
４０ クランク角センサ
５０ オンボードＳｏｏｔ推定モデル
５０ａ 筒内状態量算出部
５０ｂ 状態量ベースＳｏｏｔ算出部
５０ｃ Ｎｅ−Ｑマップ引きＳｏｏｔ排出量算出部
５０ｄ 使用モデル判定部

Claims (5)

1. 内燃機関に燃料を供給する燃料噴射弁と、
   内燃機関から排出される排気ガスの一部をＥＧＲガスとして吸気通路に還流させるＥＧＲ装置と、
   燃料噴射量を筒内に吸入される筒内吸入酸素量で除したパラメータと、筒内に吸入されるガス中の酸素濃度である吸気酸素濃度とに基づいて、筒内からのＰＭ排出量を算出する第１ＰＭ排出量算出手段と、
   を備えることを特徴とするＰＭ排出量推定装置。
2. 前記第１ＰＭ排出量算出手段は、前記パラメータおよび前記吸気酸素濃度と、前記ＰＭ排出量との関係を規定するマップに従って、前記ＰＭ排出量を算出することを特徴とする請求項１に記載のＰＭ排出量推定装置。
3. 吸入空気量を計測するエアフローメータと、
   エンジン回転数と燃料噴射量とに基づいて前記ＰＭ排出量を算出する第２ＰＭ排出量算出手段と、
   吸入空気量が所定値以上である場合には前記第１ＰＭ排出量算出手段を用いて前記ＰＭ排出量が算出され、吸入空気量が所定値未満である場合には前記第２ＰＭ排出量算出手段を用いて前記ＰＭ排出量が算出されるように、ＰＭ排出量算出手段を切り替える切替手段と、
   を更に備えることを特徴とする請求項１または２に記載のＰＭ排出量推定装置。
4. エンジン回転数と燃料噴射量とに基づいて前記ＰＭ排出量を算出する第２ＰＭ排出量算出手段と、
   燃料噴射量が所定値以上である場合には前記第１ＰＭ排出量算出手段を用いて前記ＰＭ排出量が算出され、燃料噴射量が所定値未満である場合には前記第２ＰＭ排出量算出手段を用いて前記ＰＭ排出量が算出されるように、ＰＭ排出量算出手段を切り替える切替手段と、
   を更に備えることを特徴とする請求項１または２に記載のＰＭ排出量推定装置。
5. エンジン回転数と燃料噴射量とに基づいて前記ＰＭ排出量を算出する第２ＰＭ排出量算出手段と、
   前記内燃機関の運転状態が変化する過渡状態においては前記第１ＰＭ排出量算出手段を用いて前記ＰＭ排出量が算出され、前記内燃機関の運転状態が定常状態である場合には前記第２ＰＭ排出量算出手段を用いて前記ＰＭ排出量が算出されるように、ＰＭ排出量算出手段を切り替える切替手段と、
   を更に備えることを特徴とする請求項１または２に記載のＰＭ排出量推定装置。

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