JP7393368B2 - 内燃機関制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、内燃機関制御装置に関するものである。

従来、燃焼室内で燃料と空気の混合気を形成させ、点火または自着火により燃焼させるガソリンエンジンが知られている。この種類のエンジンの熱効率を向上させる技術として、数ｃｃの微小空間である副燃焼室で混合気を点火し、火炎ジェットを主燃焼室に噴射させる副室式火炎ジェット点火（以降、副室燃焼と称す）システムがある。

一般的なガソリンエンジンでは，主燃焼室上部に点火プラグが、その先端を燃焼室に露出する形で固定されている。そして、燃焼開始時には、点火プラグから放電による火花を発生させて、主燃焼室内の混合気へ直接点火を行う。

一方、副室燃焼では、燃焼室上部に副室を設け、点火プラグは副室内に露出する形で固定される。この副室には、主燃焼室に連通する副室噴射孔が設けられている。燃焼開始時は、まず副室内部にて混合気への点火が行われる。そして、副室内の燃焼発生後、副室噴射孔から主燃焼室側に向けて高温かつ未燃混合気を含んだジェットが噴出し、このジェットにより主燃焼室側の混合気を着火させる。主燃焼室では多点で同時に着火が起き、副室を用いない場合に比べて急速に燃焼が進行するため、燃焼の安定性が向上する。

副室燃焼により、理論空燃比よりも燃料が薄い混合気を燃焼させるリーン燃焼を、より高い希釈状態で実施することが可能となり、混合気の比熱比増加による理論熱効率の向上や、ポンプ損失の低下により、熱効率が向上する。また、ノッキングなどの異常燃焼が発生する前に、当該異常燃焼発生領域に燃焼ガスを到達させることができ、その結果ノッキング抑制効果も得られる。これにより高負荷領域でも最適な点火時期を取ることができ、副室を用いない場合に比べて排気損失が低減、熱効率が更に向上する。

また、副燃焼室を備えた内燃機関を制御する技術としては、例えば、特許文献１に記載されているようなものがある。特許文献１には、副燃焼室の圧力を検出する圧力センサと、内燃機関の運転状態および検出された副燃焼室における圧力に応じて点火プラグの点火を制御する点火制御部とを備えた技術が記載されている。

特開２０１８－１７８９６６号公報

しかしながら、特許文献１に記載された技術では、副室の圧力を検出する圧力センサが必要となり、システコストが増大する、という問題を有していた。

また、副室から噴出するジェットの強度が高いほど、混合気への安定着火が可能となるが、ジェット強度が高過ぎると、副室壁面や主燃焼室壁面への熱損失が増加し、その結果、燃料消費量が増大し、副室燃焼による燃費低減効果が減少する恐れがある。そして、ジェット強度が更に増加すると、ジェット噴出による主燃焼室の圧力変動がノッキングを誘発してしまう恐れもある。したがって、燃焼安定性と熱損失のバランスを取りながら、ジェット強度を適切な範囲に調整するために、ジェット強度を正確に推定することが求められる。

本目的は、上記の問題点を考慮し、副室の圧力を検出する圧力センサを用いることなくジェット強度を推定することができる内燃機関制御装置を提供することにある。

上記課題を解決し、目的を達成するため、内燃機関制御装置は、ピストンに面する主燃焼室と、副燃焼室と、点火プラグと、クランク軸と、クランク角センサと、シリンダと、ノックセンサと、を備えた内燃機関を制御する。また、副燃焼室は、主燃焼室に連通する。点火プラグは、副燃焼室の内部に取り付けられる。クランク軸は、ピストンに連結される。クランク角センサは、クランク軸の回転角度を検出する。シリンダは、主燃焼室を形成する。ノックセンサは、シリンダの振動を検出する。
内燃機関制御装置は、着火時刻推定部と、クランク角情報取得部と、回転変動取得部と、ジェット強度推定部と、を備えている。
着火時刻推定部は、ノックセンサが検出したノックセンサ信号に基づいて、副燃焼室から噴射されたジェットによる主燃焼室の混合気の着火時刻を推定する。クランク角情報取得部は、クランク角センサが検出したクランク角情報を取得する。回転変動取得部は、クランク角情報に基づいて、着火時刻よりも後に発生する回転数変化量を算出する。ジェット強度推定部は、回転変動取得部が算出した回転数変化量と着火時刻推定部が推定した着火時刻に基づいて、着火時刻より後に発生する回転数変化率を算出し、ジェット強度を推定する。

上記構成の内燃機関制御装置によれば、副室の圧力を検出する圧力センサを用いることなくジェット強度を正確に推定することができる。

第１の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置が搭載された内燃機関のシステム構成を示す概略構成図である。 第１の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置が搭載された内燃機関のシリンダ周りの構成を示す概略構成図である。 第１の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置の構成を示すブロック図である。 第１の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置におけるジェット強度の推定処理の構成を示すブロック図である。 ジェット強度の違いによる燃焼消費量及び熱損失量を説明する図であり、図５Ａはジェット強度の違いによる副室の圧力と主燃焼室の圧力との差を示す図である。図５Ｂは、ジェット強度の違いと燃焼消費率の関係を示す図、図５Ｃは、ジェット強度の違いと熱損失量の関係を示す図である。 燃焼１サイクル当たりの副室及び主燃焼室の圧力、圧力差、回転数及び振動（加速度）の変化について示すものである図６（ａ）は副室の圧力、図６（ｂ）は主燃焼室の圧力、図６（ｃ）は圧力差、図６（ｄ）は回転数、図６（ｅ）は振動（加速度）を締めている。 従来の回転数変化率の推定方法と、第１の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置における回転数変化率の推定方法を示すイメージ図である。 第１の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置におけるノックセンサ信号の信号処理を示すもので、図８（ａ）はノックセンサの出力値を示す波形、図８（ｂ）はノックセンサ信号に対してフィルタ処理を行ったフィルタ出力値を示す波形である。図８（ｃ）は、フィルタ出力値の絶対値を示す図である。 従来のジェット強度の推定結果と第１の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置が推定したジェット強度の推定結果の精度を示すグラフである。 第１の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置におけるジェット強度の補正制御動作を示すフローチャートである。 第１の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置におけるジェット強度の増減処理を示すもので、図１１Ａは増減処理の一例を示すグラフ、図１１Ｂは増減処理の他の例を示すグラフである。 第１の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置におけるジェット強度の増減処理を示すもので、図１２Ａは増減処理の一例を示すグラフ、図１２Ｂは増減処理の他の例を示すグラフである。 第２の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置におけるジェット強度の推定処理の構成を示すブロック図である。 第２の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置におけるエンジン運転条件ごとのジェット強度推定時のノックセンサ振幅信頼率を示すマップである。 第２の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置の第２ジェット強度推定部によるジェット強度の推定方法を示す図である。 ジェット強度と初期燃焼機関の相関関係を示すグラフである。 燃焼１サイクルにおける主燃焼室の筒内圧及びトルクの変動を示す図である。 火炎ジェットの変化の様子と、圧力差ΔＰの例を示す図である。 第５の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置における燃焼タイミングの検出を説明するための制御タイムチャートである。 変形例にかかる内燃機関の副室周りの構成を拡大して示す概略構成図である。

以下、実施の形態例にかかる内燃機関制御装置について、図１～図２０を参照して説明する。なお、各図において共通の部材には、同一の符号を付している。

１．第１の実施の形態例
まず、第１の実施の形態例（以下、「本例」という）にかかる内燃機関制御装置の構成例について説明する。

１－１．内燃機関の構成例
まず、図１及び図２を参照して内燃機関の構成例について説明する。
図１は、本例の内燃機関のシステム構成を示す概略構成図である。図２は、内燃機関のシリンダ周りの構成を示す概略構成図である。

図１に示す内燃機関１００は、ガソリンからなる燃料を筒内に直接噴射する筒内噴射型の内燃機関（直噴エンジン）である。内燃機関１００は、吸入行程、圧縮行程、燃焼（膨張）行程、排気行程の４行程を繰り返す４サイクルエンジンである。さらに、内燃機関１００は、例えば、４つの気筒（シリンダ）を備えた多気筒エンジンである。なお、内燃機関１００が有する気筒の数は、４つに限定されるものではなく、６つ又は８つ以上の気筒を有していてもよい。

図１に示すように、内燃機関１００は、エアフローセンサ１と、電子制御スロットル弁２と、吸気圧センサ３と、過給機４と、インタークーラ７と、シリンダ１４と、備えている。エアフローセンサ１、電子制御スロットル弁２、吸気圧センサ３、過給機４のコンプレッサ４ａ、インタークーラ７は、吸気管６におけるシリンダ１４までの位置に配置されている。

エアフローセンサ１は、吸入空気量と、吸気温度を計測する。電子制御スロットル弁２は、不図示の駆動モータにより開閉可能に駆動する。そして、運転者のアクセル操作に基づいて、電子制御スロットル弁２の開度が調整される。これにより、インタークーラ７やシリンダ１４に吸気される空気量を調整する。

コンプレッサ４ａは、吸気を過給する過給機である。このコンプレッサ４ａは、後述するタービン４ｂにより回転力が伝達される。インタークーラ７は、シリンダ１４の上流側に配置され、電子制御スロットル弁２、エアフローセンサ１よりも下流側に配置されている。そして、インタークーラ７は、吸気を冷却する。

また、内燃機関１００は、図１及び図２に示すように、シリンダ１４の筒内に燃料を噴射するインジェクタ１３と、点火エネルギを供給する点火コイル１６及び点火プラグ１７からなる点火装置と、副室８と、ノックセンサ４７がシリンダ１４ごとに設けられている。点火コイル１６は、内燃機関制御装置２０の制御の下、高電圧を生成し、点火プラグ１７に印加する。これにより、点火プラグ１７に火花が発生する。

また、図２に示すように、点火プラグ１７は、シリンダ１４に設けられた副室８内に配置されている。中空の副室８は、シリンダ１４の筒内に挿入されている。そのため、本例の内燃機関１００は、シリンダ１４の筒内に形成された主燃焼室１４ａと、副室８により形成される副燃焼室に分けられる。副室８は、その先端部が主燃焼室１４ａ内に露出する状態でシリンダヘッドに固定されている。副室８の先端部には、主燃焼室１４ａと連通する副室噴射孔８ａが形成されている。副室８により形成される副燃焼室と主燃焼室１４ａは。副室噴射孔８ａにより連通する。そして、副室８内には、副室噴射孔８ａを介して主燃焼室１４ａから混合気が取り込まれる。

また、点火プラグ１７に発生した火花により副燃焼室内の混合気が燃焼する。そして、副室８内で生じた火炎は、副室噴射孔８ａを通過して主燃焼室１４ａに複数の火炎ジェットとして噴出し、主燃焼室１４ａ内の混合気を着火し、主燃焼が行われる。以下、副室噴射孔８ａから噴射される火炎ジェットを単にジェットと称す。これにより、主燃焼室１４ａでは、同時に多点で着火が発生し、副室８を用いない場合に比べて急速に燃焼が進行し、燃焼の安定性が向上する。以下、副室噴射孔８ａから噴射される火炎ジェットを単にジェットと称す。

また、点火コイル１６には、不図示の電圧センサが取り付けられている。電圧センサは、点火コイル１６の一次側電圧又は二次側電圧を計測する。そして、電圧センサが計測した電圧情報は、ＥＣＵ（Engine Control Unit）である内燃機関制御装置２０に送られる。

また、シリンダ１４のシリンダヘッドには、可変バルブ５が設けられている。図２に示すように、吸気側タイミング機構５ａと、排気側タイミング機構５ｂと、吸気バルブ３１と、排気バルブ３２とを有している。吸気バルブ３１は、シリンダ１４における吸気管６が接続される吸気ポートに配置され、排気バルブ３２は、シリンダ１４における後述する排気管１５が接続される排気ポートに配置される。

可変バルブ５は、吸気側タイミング機構５ａと排気側タイミング機構５ｂにより吸気バルブ３１と排気バルブ３２の開弁及び閉弁磁気を調整する。これにより、シリンダ１４の筒内に流入する混合気、または筒内から排出する排気ガスが調整される。可変バルブ５を調整することにより、全シリンダ１４の吸気量及び内部ＥＧＲ量が調整される。

さらに、シリンダ１４の筒内には、ピストン１８が摺動可能に配置されている。ピストン１８は、シリンダ１４の筒内に流入した燃料とガスの混合気を圧縮する。そして、ピストン１８は、筒内に生じた燃焼圧力によりシリンダ１４の筒内を往復運動する。ピストン１８は、コンロッドを介してクランク軸４８が連結されている。

また，クランク軸４８の角度を検出するための、クランク角センサ４９が設けられている。クランク角センサ４９は、クランク軸４８の周方向に所定の角度間隔（例えば、６ｄｅｇ）に設けられた歯を検出する。

また、ノックセンサ４７は、シリンダ１４の側面部またはシリンダヘッドに取り付けられている。ノックセンサ４７は、シリンダ１４の振動を検出する加速度センサである。ノックセンサ４７を設ける位置は、シリンダ１４の側面部に限定されるものではなく、例えば、シリンダヘッドの上部等のシリンダ１４の振動を検出できる位置であればよい。ノックセンサ４７が検出したシリンダ１４の振動信号（加速度情報）は、後述する内燃機関制御装置（ＥＣＵ）２０に出力される。そして、ＥＣＵ２０は、ノックセンサ４７からの振動信号が予め設定されたノック閾値を超えたと判断した場合、ノッキングの発生を検出する。

インジェクタ１３は、後述する内燃機関制御装置（ＥＣＵ）２０に制御されて、シリンダ１４の筒内に燃料を噴射する。これにより、シリンダ１４における主燃焼室１４ａには、空気の燃料が混合された混合ガスが生成される。また、インジェクタ１３には、不図示の高圧燃料ポンプが接続されている。高圧燃料ポンプにより圧力が高められた燃料がインジェクタ１３に供給される。さらに、インジェクタ１３と高圧燃料ポンプとを接続する燃料配管には、燃料噴射圧力を計測するための燃料圧力センサが設けられている。

なお、本例では、インジェクタ１３をシリンダ１４に設けた例を説明したが、これに限定されるものではない。例えば、吸気管６にポート噴射用インジェクタ１３Ｂを取り付け、ポート噴射用インジェクタ１３Ｂから吸気ポートに燃料を噴射させてもよい。

図１に示すように、排気管１５には、タービン４ｂ、電子制御ウエイストゲート弁１１、三元触媒１０、空燃比センサ９が設けられている。タービン４ｂは、排気管１５を通過する排気ガスにより回転し、コンプレッサ４ａに回転力を伝える。電子制御ウエイストゲート弁１１は、タービン４ｂに流れる排気流路を調整する。

三元触媒１０は、酸化・還元反応により排気ガスに含まれる有害物質を浄化する。また、空燃比センサ９は、三元触媒１０の上流側に配置されている。そして、空燃比センサ９は、排気管１５を通る排気ガスの空燃比を検出する。

また、内燃機関１００は、三元触媒１０の下流から、コンプレッサ４ａの上流で、かつエアフローセンサ１よりも下流側の位置に排気ガス（ＥＧＲガス）を還流させるＥＧＲ流路管４０を備えている。ＥＧＲ流路管４０には、ＥＧＲクーラ４２と、ＥＧＲバルブ４１と、差圧センサ４３が設けられている。

ＥＧＲクーラ４２は、ＥＧＲガスを冷却する。ＥＧＲバルブ４１は、ＥＧＲ流路管４０を通るＥＧＲガスの流量を調節するＥＧＲ流量を制御する。ＥＧＲバルブ４１の近傍には、ＥＧＲバルブ４１の前後の差圧を検出する差圧センサ４３が取り付けられている。ここで、ＥＧＲバルブ４１の前後の差圧とは、ＥＧＲ流路管４０におけるＥＧＲバルブ４１の上流側の圧力と下流側の圧力との差である。ＥＧＲ温度センサ４４は、ＥＧＲバルブ４１の下流に配置されている。ＥＧＲ温度センサ４４は、ＥＧＲ流路管４０を流れるＥＧＲガスの温度を検出する。

三元触媒１０で浄化された排気ガスの一部は、外部へ排出されずに、ＥＧＲ流路管４０へ流入し、ＥＧＲガスとして利用される。ＥＧＲガスは、ＥＧＲクーラ４２及びＥＧＲバルブ４１を通過後、コンプレッサ４ａの上流にて、吸気された新気と合流する。その後、ＥＧＲガスと新気の混合ガスは、インタークーラ７及び電子制御スロットル弁２を通過後に、シリンダ１４に流入する。

また、エアフローセンサ１、吸気圧センサ３、ノックセンサ４７等の各センサが検出した信号は、ＥＣＵ（Engine Control Unit）である内燃機関制御装置２０に送られる。また、アクセルペダルの踏み込み量、すなわち、アクセル開度を検出するアクセル開度センサ１２が検出した信号も内燃機関制御装置２０に送られる。

内燃機関制御装置２０は、アクセル開度センサ１２の主力信号に基づいて、要求トルクを演算する。すなわち、アクセル開度センサ１２は、内燃機関１００への要求トルクを検出する要求トルク検出センサとして用いられる。また、内燃機関制御装置２０は、不図示のクランク角度センサの出力信号に基づいて、内燃機関１００の回転速度を演算する。そして、内燃機関制御装置２０は、各種センサの出力から得られる内燃機関１００の運転状態に基づき、空気流量、燃料噴射量、点火時期、燃料圧力等の内燃機関１００の主要な作動量を最適に演算する。

内燃機関制御装置２０により演算した燃料噴射量は、開弁パルス信号に変換され、インジェクタ１３に出力される。また、内燃機関制御装置２０により演算された点火時期は、点火信号として点火プラグ１７に出力される。さらに、内燃機関制御装置２０により演算されたスロットル開度は、スロットル駆動信号として電子制御スロットル弁２に出力される。また、内燃機関制御装置２０により演算されたＥＧＲバルブ開度は、ＥＧＲバルブ開度駆動信号として、ＥＧＲバルブ４１に出力される。

１－２．内燃機関制御装置２０の構成例
次に、図３を参照して内燃機関制御装置２０の構成例について説明する。
図３は、内燃機関制御装置２０の構成を示すブロック図である。

図３に示すように、ＥＣＵ（Engine Control Unit）である内燃機関制御装置２０は、入力回路２１と、入出力ポート２２と、ＲＡＭ（Random Access Memory）２３ｃと、ＲＯＭ（Read Only Memory）２３ｂと、ＣＰＵ（Central Processing Unit）２３ａを有する。また、内燃機関制御装置２０は、点火制御部２４と、を有している。

入力回路２１には、エアフローセンサ１からの吸入流量、吸気圧センサ３からの吸気圧、電圧センサからのコイル一次電圧又は二次電圧が入力される。また、入力回路２１には、アクセル開度、回転数、湿度、空気量、クランク角度、点火装置情報、ノックセンサ情報等の各種センサが計測した情報が入力される。

入力回路２１は、入力された信号に対してノイズ除去等の信号処理を行って、入出力ポート２２へ送る。入出力ポート２２の入力ポートに入力された値はＲＡＭ２３ｃに格納される。

ＲＯＭ２３ｂには、ＣＰＵ２３ａにより実行される各種演算処理の内容を記述した制御プログラムや、各処理に用いられるＭＡＰやデータテーブル等が記憶されている。ＲＡＭ２３ｃには、入出力ポート２２の入力ポートに入力された値や、制御プログラムに従って演算された各アクチュエータの操作量を表す値を格納する格納領域が設けられている。また、ＲＡＭ２３ｃに格納された各アクチュエータの操作量を表す値は、入出力ポート２２の出力ポートに送られる。

入出力ポート２２の出力ポートにセットされた点火信号は、点火制御部２４を経て、点火コイル１６に送られる。点火制御部２４は、点火コイル１６への通電時期や通電時間を制御する。さらに、点火制御部２４は、点火プラグ１７での放電エネルギ制御を行う。

なお、本例では、内燃機関制御装置２０に点火制御部２４を設けた例を説明したが、これに限定されるものではない。例えば、点火制御部２４の一部、あるいは点火制御部２４の全てを内燃機関制御装置２０とは異なる制御装置に実装してもよい。

また、内燃機関制御装置２０は、各種センサからの出力信号に基づいて、副室８の副室噴射孔８ａから噴射されるジェットの強度を推定し、点火プラグ１７での点火時期を制御する。

１－３．内燃機関制御装置２０におけるジェット強度の推定処理の構成例
次に、図４を参照して内燃機関制御装置２０におけるジェット強度の推定処理の構成例について説明する。
図４は、内燃機関制御装置２０におけるジェット強度の推定処理の構成を示すブロック図である。

図４に示すように、内燃機関制御装置２０は、ノックセンサ信号取得部１０１と、バンド幅・閾値取得部１０２と、クランク角情報取得部１０３と、回転変動取得部１０４と、着火時刻推定部１０５と、クランク軸加速開始時刻推定部１０６とを有している。さらに、内燃機関制御装置２０は、ジェット強度推定部１０７と、ジェット強度比較部１０８と、点火時期出力部１０９と、ジェット強度上限値・下限値計算部１１０とを有している。

ノックセンサ信号取得部１０１は、ノックセンサ４７に接続されており、ノックセンサ４７からのノックセンサ信号、シリンダ１４の振動情報、すなわち加速度情報を取得する。ノックセンサ信号取得部１０１は、着火時刻推定部１０５に接続されており、取得したノックセンサ信号を着火時刻推定部１０５に出力する。

バンド幅・閾値取得部１０２は、エンジンの回転数情報や、エンジンの形状情報等が入力される。エンジンの形状情報は、エンジンに搭載されたシリンダ１４の数、すなわち気筒数である。バンド幅・閾値取得部１０２は、着火時刻推定部１０５において、ノックセンサ信号に対してフィルタ処理を行う際のバンド幅の設定値や、着火時刻の推定処理に用いる閾値を、エンジンの回転数情報やエンジンの形状情報等に基づいて取得する。バンド幅・閾値取得部１０２は、取得したバンド幅と閾値を着火時刻推定部１０５に出力する。

バンド幅・閾値取得部１０２は、エンジンの固有振動数や回転による機械振動が含まれないようにバンド幅の低周波側を設定する。すなわち、エンジンの回転数が高くなるほど、固有振動数も高くなるため、バンド幅の下限値は大きく設定される。また、固有振動数は、エンジンの気筒数、すなわち４気筒エンジンか３気筒エンジンによって変化する。そのため、バンド幅・閾値取得部１０２は、制御対象となるエンジンの気筒数に基づいて、バンド幅の設定値の中に固有振動数が含まれないように、バンド幅の下限値を変更する。

また、エンジンの回転数が低くなるほど、またはエンジンの負荷が小さくなるほど、機械振動の振幅は、小さくなる。そのため、バンド幅・閾値取得部１０２は、エンジンの回転数やエンジンの負荷が小さくなるほど、閾値を小さくなるように設定する。

着火時刻推定部１０５は、バンド幅・閾値取得部１０２から出力されたバンド幅に基づいて、ノックセンサ信号取得部１０１から出力されたノックセンサ信号に対してフィルタ処理を行い、燃焼成分を抽出する。さらに、着火時刻推定部１０５は、抽出した燃焼成分と、バンド幅・閾値取得部１０２から出力された閾値に基づいて、ジェットによる着火時刻（ジェット開始時刻ｔ_ｊｅｔ）を推定する。そして、着火時刻推定部１０５は、推定した着火時刻をクランク軸加速開始時刻推定部１０６に出力する。

着火時刻補正部を示すクランク軸加速開始時刻推定部１０６は、着火時刻推定部１０５から出力された着火時刻と、予め記憶しているピストン機構に起因する時間遅れに基づいて、クランク軸４８の加速が開始される時刻、すなわちクランク軸加速開始タイミングｔ_ａｃｃを推定する。すなわち、ランク軸加速開始時刻推定部１０６は、ピストン機構に起因する時間遅れに基づいて、着火時刻を補正する。そして、クランク軸加速開始時刻推定部１０６は、推定したクランク軸加速開始タイミングをジェット強度推定部１０７に出力する。

クランク角情報取得部１０３は、クランク角センサ４９に接続されており、クランク角センサ４９からクランク角情報を取得する。そして、クランク角情報取得部１０３は、取得したクランク角情報を、回転変動取得部１０４に出力する。

回転変動取得部１０４は、クランク角情報に基づいて、着火時刻より後に発生する回転変化量を取得（計算）する。なお、回転変動取得部１０４は、クランク軸４８に設けた歯と歯の間隔毎の回転数の変化量を取得する。また、回転変動取得部１０４は、取得した回転数変化量をジェット強度推定部１０７に出力する。

ジェット強度推定部１０７は、クランク軸加速開始タイミングと、回転数の変動量に基づいて、ジェット強度を推定する。そして、ジェット強度推定部１０７は、推定したジェット強度をジェット強度比較部１０８に出力する。

ジェット強度比較部１０８には、ジェット強度推定部１０７が推定したジェット強度だけでなく、ジェット強度上限値・下限値計算部１１０が計算した上限値と下限値が出力される。ジェット強度比較部１０８は、ジェット強度推定部１０７が推定したジェット強度と、ジェット強度上限値・下限値計算部１１０が計算した上限値及び下限値と比較する。そして、ジェット強度比較部１０８は、比較した結果を、点火時期出力部１０９に出力する。点火時期出力部１０９は、ジェット強度比較部１０８が比較した結果に基づいて、点火時期を制御する。

なお、各処理部の詳細な処理方法については、後述する。

１－４．ジェット強度の実例と、ジェット強度の違いによる燃料消費量及び熱損失量
次に、図５Ａから図５Ｃを参照して、ジェット強度の実例と、ジェット強度の違いによる燃料消費量及び熱損失量について説明する。
図５Ａは、ジェット強度の違いによる副室８の圧力と主燃焼室１４ａの圧力との差（圧力差）を示すもので、縦軸に圧力差［ＭＰａ］、横軸にクランク角度を示している。図５Ｂは、ジェット強度の違いと燃焼消費率の関係を示す図、図５Ｃはジェット強度の違いと主燃焼室１４ａの壁面への熱損失量の関係を示す図である。図５Ｂにおける縦軸は熱消費率ＩＳＦＣ［ｇ／ｋＷｈ］を示す、図５Ｃにおける縦軸は熱損失量［Ｗ］を示している。そして、図５Ｂ及び図５Ｃにおける横軸はジェット強度を示している。

図５Ａに示すように、副室噴射孔８ａが副室８から主燃焼室１４ａに噴出する際に圧力差は最大値となる。そして、この圧力差の最大値をジェット強度と定義する。また、副室８から噴出するジェット強度が高いほど、混合気への着火が安定する。しかしながら、ジェット強度が高い場合、図５Ｃに示すように、副室８や主燃焼室１４ａの壁面への熱損失が増加する。その結果、図５Ｂに示すように、燃料消費率（燃料消費量）が増大し、副燃焼室による燃費低減効果が減少するおそれがある。

また、ジェット強度が更に増加すると、ジェット噴出によって主燃焼室１４ａの圧力変動が増大し、ノッキングを誘発してしまうおそれがある。そのため、ジェット強度は、燃焼安定性と熱損失のバランスを取りながら、適切な範囲に調整することが必要となる。

１－５．燃焼１サイクル当たりの圧力、回転数及び振動（加速度）の変化
次に、燃焼１サイクル当たりの副室及び主燃焼室の圧力、圧力差、回転数及び振動（加速度）の変化について図６を参照して説明する。図６（ａ）は副室８の圧力、図６（ｂ）は主燃焼室１４ａの圧力、図６（ｃ）は圧力差、図６（ｄ）は回転数、図６（ｅ）は加速度、すなわちノックセンサの出力値を示している。なお、図６（ａ）及び図６（ｂ）に示すデータは、測定した波形を直接プロットしている。そして、図６（ｃ）に示すデータは、図６（ａ）及び図６（ｂ）に示すデータの差分をとったデータに対して、フィルタ処理を行い、ノイズ軽減処理を行ったデータである。

図６（ａ）に示すように、副室８の圧力は、上死点において１度目のピークを迎える。その後、燃焼により圧力が再上昇し、２度目のピークを迎える。そして、図６（ｂ）に示すように、主燃焼室１４ａの圧力の挙動も、副室８の圧力の挙動とほぼ同じになる。しかしながら、図６（ａ）及び図６（ｂ）に示すように、両者の間には、若干の位相差が発生する。そのため、副室８の圧力が燃焼により上昇し始めた直後に、図６（ｃ）に示すように、副室８と主燃焼室１４ａの圧力差は、ピークを迎える。この圧力差のピークを迎えた瞬間が、ジェットが副室８から主燃焼室１４ａに噴射されるタイミングであり、ジェットの開始時期とみなされる。

図６（ｄ）は、クランク角センサ４９が検出した信号に基づいて、エンジンの回転数を算出した図である。本例では、上述したうように、クランク角の検出間隔が６ｄｅｇのクランク角センサ４９を用いている。すなわち、クランク角センサ４９は、クランク角６ｄｅｇおきに、クランク軸４８に設けた歯を検出する。そして、クランク角情報取得部１０３は、１つの前の歯を検出した時間からの時間差を検出し、その時間差に基づいてクランク軸４８が６ｄｅｇ進むのにかかった時間を求め、この時間からエンジンの回転数を算出している。

図６（ｄ）に示すように、エンジンの回転数は、燃焼１サイクルの中で数十ｒｐｍ常時変動している。圧縮行程では、負のトルクが発生するため、回転速度は低下する。また、膨張行程において燃焼が発生すると、燃焼圧によりピストン１８が押圧されるため、上死点３６０ｄｅｇ．ＡＴＤＣ後から膨張行程中盤の４５０ｄｅｇ．ＡＴＤＣにかけて、回転数の増加が発生する。

また、図６（ｅ）に示すように、ジェットの開始時期には、振動波形の周波数に変化が見られるが、燃焼時期以外にも多々振動が発生している場面が見られる。これは、主にエンジン側の負荷変動や、バルブ開閉時の機械振動であると考えられる。そのため、適切なフィルタ処理を行うことで、これらの影響を除去することができる。

ここで、エンジンの回転数と主燃焼室１４ａの圧力の関係について説明する。クランク角センサ４９により、角速度ω得られた場合、燃焼時に生じるトルク、すなわち燃焼トルクτ_ｃｏｍｂは、摩擦トルクτ_ｆｒｉｃ、慣性トルクτ_{ｉｎｎｅｒ}、負荷トルクτ_ｌｏａｄ及びエンジン回転系の慣性Ｊから下記数１で表される。

数１に示すように、燃焼トルクτ_ｃｏｍｂを求めるには、角速度ωの微分値ｄωを計算する必要がある。しかしながら、クランク角センサ４９により測定される角速度ωには、様々なノイズが含まれている。そのため、通常の微分を行うと、このノイズが強調され、正確なトルク波形を再現することができない。したがって、微分によるノイズの強調を避けるために、角速度ωに含まれる高周波成分をカットした結果を用いて燃焼トルクτ_ｃｏｍｂを推定してもよい。以下、角速度ωの微分値ｄωを、回転数変化率と称す。

また、推定された燃焼τ_ｃｏｍｂには、摩擦トルクτ_ｆｒｉｃや負荷トルクτ_ｌｏａｄによるオフセットが含まれている。そのため、事前適合により、このオフセット量を推定して補正する。または、４気筒エンジンのコネクティングロッドの幾何学的な特徴を用いて、このオフセットを打ち消し、補正後の推定トルクτ_{ｃｏｍｐｅｎｓａｔｉｏｎ}を得ることができる。この補正後の推定トルクτ_{ｃｏｍｐｅｎｓａｔｉｏｎ}と、エンジンの回転数、すなわち角速度ωの関係は、下記数２となる。

次に、得られた推定トルクτ_{ｃｏｍｐｅｎｓａｔｉｏｎ}から主燃焼室１４ａ内の圧力、すなわち筒内圧Ｐ_ｃｏｍｂを算出する。推定トルクτ_{ｃｏｍｐｅｎｓａｔｉｏｎ}と、筒内圧Ｐ_ｃｏｍｂの関係は、ピストン機構学的に定まるため、下記数３で表される。ここで、Ａ_ｃｙｌは、主燃焼室１４ａの断面積、Ｒはクランクアームの長さ、φは、クランクアームと中心軸の間の角度を示す。

そして、上記数２と数３を合わせることで、回転数変化率ｄωと、主燃焼室１４ａの筒内圧Ｐ_ｃｏｍｂの関係は、以下の数４で表される。

図６（ｄ）に示すように、ジェット発生直後の３７０ｄｅｇＡＴＤＣ付近に、エンジンの回転数がクランク角度の歯１区間（すなわち、６ｄｅｇ）の間で急上昇している区間が見られる。この回転数の上昇は、副燃焼室にて毎サイクル、特定の区間にて発生することが確認されている。そして、この回転数の上昇は、ジェット点火による急速な主燃焼室１４ａの圧力の上昇ｄＰ／ｄθによりもたらされたものであると考えられる。そのため、回転数変化率ｄωを推定することで、主燃焼室１４ａの圧力の上昇ｄＰ／ｄθを求めることができ、ジェット強度も推定することができる。

１－６．回転数変化率の推定方法
次に、図７を算出して従来の回転数変化率ｄωの推定方法と、本例の回転数変化率ｄωの推定方法について説明する。
図７は、回転数変化率ｄωの推定方法を示すイメージ図である。図７における横軸は時刻、縦軸はエンジンの回転数（角速度ω）を示している。そして、図７に示す黒丸は、クランク角センサ４９の検出信号を（クランク角センサ信号）示している。そして、クラン角センサ信号は、歯の間隔ごとに出力値が更新される離散値である。そのため、歯と歯の間におけるエンジンの回転数は、その前後区間におけるエンジンの回転数を線形補間して算出されるため、図７に示す実線Ａ１、Ａ２のような折れ線グラフとなる。そして、実線Ａ１は、本例の推定方法を示し、実線Ａ２は従来の推定方法を示している。また、図７に示す点線は、実際の回転数挙動を示している。

また、点火時期後にジェットにより加速が発生する区間（ｔ_ｘ+１－ｔ_ｘ）における回転数変化量Δωは、回転変動取得部１０４により下記数５に基づいて算出される。

まず、従来の回転数変化率ｄωの推定方法について説明する。従来の推定方法では、クランク角センサ４９の信号のみを用いて回転数変化率ｄωを算出している。すなわち、回転数変化率ｄωは、下記数６に示すように、回転数変化量Δωを区間の長さである（ｔ_ｘ+１－ｔ_ｘ）を割ることで算出される。

ここで、数６により算出される回転数変化率ｄωは、クランク角６ｄｅｇの区間における平均回転速度の変化を表すことになり、図７に示す実線Ａ２の傾きに相当する。しかしながら、短時間で発生するジェットに起因する回転数の変化を捉えようとした場合、その影響が平滑化され、十分な推定精度を得ることができない。

次に、本例の回転数変化率ｄωの推定方法について説明する。本例の内燃機関制御装置２０では、加速度センサであるノックセンサ４７の信号と、クランク角センサ４９のクランク角信号を用いて回転数変化率ｄωを算出している。まず、ノックセンサ信号取得部１０１により、図６（ｅ）に示すノックセンサ４７の信号を取得する。そして、着火時刻推定部１０５により、ノックセンサ信号取得部１０１が取得したノックセンサの信号を処理する。

ここで、図８（ａ）から図８（ｃ）を参照してノックセンサ信号の信号処理について説明する。
図８（ａ）は、ノックセンサ４７の出力値（ノックセンサ信号）を示す波形であり、図８（ｂ）はノックセンサ信号に対してフィルタ処理を行ったフィルタ出力値を示す波形である。図８（ｃ）は、フィルタ出力値の絶対値を示す図である。

図８（ａ）に示すノックセンサ信号に対して着火時刻推定部１０５がフィルタ処理を行うことで、図８（ｂ）に示すフィルタ出力値を得ることができる。すなわち、着火時刻推定部１０５は、ノックセンサ信号に対して、フィルタ処理を行うことで、燃焼に起因する振動成分を抽出する。なお、着火時刻推定部１０５は、フィルタ処理として、バンド幅・閾値取得部１０２から出力されたバンド幅を用いてノックセンサ信号に対してバンドパスフィルタを行う。

図８（ｂ）に示す例では、バンドパスフィルタのバンド領域として、１．０ｋＨｚから２．０ｋＨｚとした。バンド領域が１．０ｋＨｚよりも小さい領域をバンド領域に含めた場合、機械振動などに起因する低周波成分がフィルタ出力値に乗ってしまい、燃焼による振動成分として不適切な結果となる。そのため、バンド領域の下限値を１．０ｋＨｚとしている。また、バンド領域として、２．０ｋＨｚよりも大きい領域をバンド領域に含めた場合、燃焼開始前から高周波成分がフィルタ出力値に現れるようになり、こちらも燃焼に起因する振動成分を抽出するには不適切な波形となる。そのため、バンド領域の上限値を２．０ｋＨｚとしている。

なお、バンド領域、すなわちバンド幅は、上述した１．０ｋＨｚから２．０ｋＨｚに限定されるものではなく、上述したように、バンド幅・閾値取得部１０２によりエンジンの回転数情報やエンジンの形状情報等に基づいて適宜設定される。

また、着火時刻推定部１０５は、図８（ｂ）に示すフィルタ出力値を絶対値に変換し、図８（ｃ）に示す波形、すなわち振動の振幅を得る。そして、着火時刻推定部１０５は、振動の振幅が、バンド幅・閾値取得部１０２から出力された閾値を上回ったタイミングをジェットの開始タイミングとして判定し、ジェット開始時刻ｔ_ｊｅｔを得る。

なお、閾値は、上述したように、バンド幅・閾値取得部１０２がエンジンの回転数に基づいて適宜設定される。

このように、ノックセンサ４７から出力されたノックセンサ信号に対してフィルタ処理を行うことで、機械振動や高周波ノイズを適切に除去することができる。その結果、ジェットによる着火タイミングを精度よく検出することができる。

次に、ジェット開始時刻ｔ_ｊｅｔに基づいて、クランク軸加速開始時刻推定部１０６がクランク軸加速開始タイミングｔ_ａｃｃを推定する。上述した数４に示すように、主燃焼室１４ａにおける圧力上昇から回転数の増加が発生するまでには、ピストン機構やクランク軸４８の慣性質量に起因する応答遅れがある。そのため、クランク軸加速開始時刻推定部１０６には、ジェットによる圧力増加開始タイミングを振った主燃焼室１４ａの筒内圧Ｐ_ｃｏｍｂ（θ）のプロファイルが複数用意されている。また、それらのプロファイルに対する回転数変化率ｄω（θ）の応答を計算し、主燃焼室１４ａにおける圧力の上昇から回転数の増加が発生するまでの時間遅れΔｔ（θ）がテーブルとして、クランク軸加速開始時刻推定部１０６には、記憶されている。

そして、この時間遅れΔｔ（θ）と、ジェット開始時刻ｔ_ｊｅｔからクランク軸加速開始タイミングｔ_ａｃｃは、下記数７により算出される。

このようにして、クランク軸加速開始時刻推定部１０６によりピストン機構に起因する応答遅れを補正することで、ノックセンサ信号に基づいて、ジェットによる着火時刻から実際のクランク軸４８の加速開始タイミングを精度よく検出することができる。

次に、ジェット強度推定部１０７は、クランク軸４８の加速開始タイミングを起点に、クランク角センサ４９で検出される回転数を用いて、回転数変化率ｄωを算出する。すなわち、ジェット強度推定部１０７は、上述した数５で算出された回転数変化量Δωと、数７で算出されたクランク軸加速開始タイミングｔ_ａｃｃを用いて、数８に基づいて回転数変化率Δωを算出する。

ここで、数８で算出されたΔωは、図５に示す実線Ａ１の傾きに相当する。図５に示すように、本例の回転数変化率Δωの推定方法では、回転数変化率Δωの計算開始点がクランク角センサ４９の歯の検出時刻ｔｘからノックセンサ４７により推定されたクランク軸加速開始タイミングｔ_ａｃｃに変更していることが分かる。また、図５に示すように、本例の推定方法で得られた実線Ａ１を、従来の推定方法で得られる実線Ａ２よりも、点線で示す実際の回転数挙動に近づけることができる。

従来の推定方法では、ジェットによる着火タイミングに関係なく、計算開始点が常に時刻ｔｘとして回転数変化率Δωが計算される。その結果、クランク角センサ４９が検出する歯の間隔より細かい時間分解能を得ることができない。これに対して、本例の推定方法では、クランク軸加速開始タイミングｔ_ａｃｃを計算開始点として回転数変化率Δωを計算するため、エンジンの状態により変動するジェット開始タイミングを考慮した回転数変化率Δωを算出することができる。

１－７．ジェット強度の推定方法
次に、上述した回転数変化率Δωを用いたジェット強度の推定方法について説明する。
上述した数４により、ごく短い時間の間では、θの項は定数とみなされるため、主燃焼室１４ａの筒内圧Ｐ_ｃｏｍｂと、回転数変化率Δωには、下記数９に示すような比例関係が成り立つ。なお、数９に示すτはトルクである。

また、内燃機関では、一般的に、ｄＰ／ｄθが大きく急峻な圧力上昇が見られる場合に、主燃焼室１４ａの筒内圧Ｐ_ｃｏｍｂも増加する。そのため、ジェット強度I＿ｊｅｔは、間接的に回転数変化率Δωを用いて下記数１０に基づいて算出することができる。なお、Ｐ_ｐｒｅは、副燃焼室の圧力である。

このように、回転数変化率Δωを推定することで、ジェット強度I＿ｊｅｔを推定することができる。

次に、従来のジェット強度の推定結果と本例のジェット強度の推定結果の精度について図９を参照して説明する。
図９は、従来のジェット強度の推定結果と本例のジェット強度の推定結果の精度を示すグラフである。図９に各グラフの横軸は、回転数変化率ｄωを示している。また、図９における各グラフの縦軸は、副燃焼室と主燃焼室１４ａの圧力差、すなわちジェット強度を示している。そして、圧力差の最大値を、点火時期を０ｄｅｇ．ＡＴＣ、３ｄｅｇ．ＡＴＣ、６ｄｅｇ．ＡＴＣと変化させて、連続する５サイクルを平均化してプロットしたものである。

図９に示すように、クランク角センサ４９のみを使用して回転数変化率ｄωを推定した従来の推定結果では、回転数変化率ｄωとジェット強度との相関係数が０．６８となっている。これに対して、クランク角センサ４９とノックセンサ４７を併用して回転数変化率ｄωを推定した本例の推定結果では、回転数変化率ｄωとジェット強度との相関係数が０．８７となっている。このように、本例のジェット強度の推定結果の精度は、クランク角センサ４９のみを使用した従来のジェット強度の推定結果の精度よりも向上していることが分かる。すなわち、ノックセンサ４７の情報を併用することで、回転数変化率ｄωの時間分解能を向上させることができ、副室の圧力を検出する圧力センサを用いることなくジェット強度を精度よく推定することができる。

１－８．ジェット強度の補正制御動作例
次に、上述した構成を有する内燃機関制御装置２０におけるジェット強度の補正制御の動作例を図１０から図１２を参照して説明する。
図１０は、ジェット強度の補正制御動作を示すフローチャートである。

図１０に示すように、まず、内燃機関制御装置２０は、エンジンの暖気が完了しているか否かを判断する（ステップＳ１１）。エンジンが冷機状態である場合、ジェット強度が大幅に低下し、主燃焼室１４ａ側の燃焼が不安定になるおそれがある。そのため、ステップＳ１１の処理において、エンジンの暖気が完了していないと判断した場合（ステップＳ１１のＮＯ判定）、内燃機関制御装置２０は、ジェット強度の補正処理は行わずに処理を終了する。

ステップＳ１１の処理において、エンジンの暖気が完了していると判断した場合（ステップＳ１１のＹＥＳ判定）、ノックセンサ信号取得部１０１は、ノックセンサ４７からノックセンサ情報を取得する（ステップＳ１２）。そして、ノックセンサ信号取得部１０１は、取得したノックセンサ情報（ノックセンサ信号）を着火時刻推定部１０５に出力する。

次に、着火時刻推定部１０５は、ノックセンサ信号に対してフィルタ処理を行い、燃焼成分を抽出する（ステップＳ１３）。ステップＳ１３の処理では、着火時刻推定部１０５は、バンド幅・閾値取得部１０２から出力されたバンド幅を用いてノックセンサ信号に対してバンドパスフィルタを行う。これにより、上述したように、図８（ａ）に示すノックセンサ信号から図８（ｂ）に示すフィルタ出力値を得ることができる。

次に、着火時刻推定部１０５は、燃焼成分を抽出したフィルタ出力値に基づいて、ジェットよる着火時刻ｔ_ｊｅｔを推定する（ステップＳ１４）。すなわち、着火時刻推定部１０５は、上述したように、フィルタ出力値を値絶対値に変換し、図８（ｃ）に示す波形、すなわち振動の振幅を得る。そして、着火時刻推定部１０５は、バンド幅・閾値取得部１０２から出力された閾値を上回ったタイミングをジェットによる着火時刻ｔ_ｊｅｔとして推定する。また、着火時刻推定部１０５は、推定したジェットによる着火時刻ｔ_ｊｅｔをクランク軸加速開始時刻推定部１０６に出力する。

次に、クランク角情報取得部１０３は、クランク角センサ４９からクランク角情報を取得する（ステップＳ１５）。そして、クランク角情報取得部１０３は、取得したクランク角情報を、回転変動取得部１０４に出力する。また、回転変動取得部１０４は、数５から回転数変化量Δωを算出し、算出した回転数変化量Δωをジェット強度推定部１０７に出力する。

また、クランク軸加速開始時刻推定部１０６は、ジェット開始時刻ｔ_ｊｅｔと数６に基づいて、クランク軸加速開始タイミング（時刻）ｔ_ａｃｃを推定する（ステップ１６）。そして、クランク軸加速開始時刻推定部１０６は、推定したクランク軸加速開始時刻ｔ_ａｃｃをジェット強度推定部１０７に出力する。

次に、ジェット強度推定部１０７は、回転数変化量Δωと、クランク軸加速開始時刻ｔ_ａｃｃに基づいて、加速開始時刻ｔ_ａｃｃよりも後に発生する回転数変化率ｄωからジェット強度Ｉ＿ｊｅｔを推定する（ステップＳ１７）。すなわち、ジェット強度推定部１０７は、数８に基づいて、回転数変化率ｄωを算出し、この回転数変化率ｄωをジェット強度Ｉ＿ｊｅｔとして推定する。そして、ジェット強度推定部１０７は、推定したジェット強度Ｉ＿ｊｅｔをジェット強度比較部１０８に出力する。

ジェット強度比較部１０８は、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔが、ジェット強度上限値・下限値計算部１１０から出力された下限値Ｉｍｉｎ以上であるか否かを判断する（ステップＳ１８）。ステップＳ１８の処理において、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔが下限値Ｉｍｉｎよりも小さいと判断した場合（ステップＳ１８のＮＯ判定）、内燃機関制御装置２０は、ジェット強度の増加処理を実施する（ステップＳ１９）。ステップＳ１９によるジェット強度の増加処理が完了すると、再びステップＳ１２の処理に戻る。

また、ステップＳ１８の処理において、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔが下限値Ｉｍｉｎ以上であると判断した場合（ステップＳ１８のＹＥＳ判定）、ステップＳ２０の処理に移行する。ステップＳ２０の処理では、ジェット強度比較部１０８は、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔが、ジェット強度上限値・下限値計算部１１０から出力された上限値Ｉｍａｘ以上であるか否かを判断する。

ステップＳ２０の処理において、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔが上限値Ｉｍａｘよりも大きいと判断した場合（ステップＳ２０のＮＯ判定）、内燃機関制御装置２０は、ジェット強度の低減処理を実施する（ステップＳ２１）。ステップＳ２１によるジェット強度の増加処理が完了すると、再びステップＳ１２の処理に戻る。

ステップＳ２０の処理において、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔが上限値Ｉｍａｘ以下であると判断した場合（ステップＳ２０のＹＥＳ判定）、内燃機関制御装置２０は、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔが適切な範囲内に収まっていると判断し、制御を終了する。

次に、図１１Ａから図１２Ｂを参照してステップＳ１９及びステップＳ２０に示すジェット強度の増減処理の一例について説明する。
図１１Ａは、ジェット強度の増減処理の一例を示すグラフであり、横軸はジェット強度、縦軸は点火時期を示している。
図１１Ａに示すように、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔが強くなるほど、点火時期出力部１０９は、点火時期を遅角方向に補正する。点火時期を遅角することにより、燃焼重心が遅れるため、副室８内の燃焼温度が低下する。これにより、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔを低減させることができる。

また、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔが弱い場合、点火時期出力部１０９は、点火時期を進角方向に補正する。点火時期を進角することにより、燃焼重心が早まり、副室８内の燃焼温度が上昇する。これにより、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔを増加させることができる。

図１１Ｂは、ジェット強度の増減処理の他の例を示すグラフであり、横軸はジェット強度、縦軸はＥＧＲ率目標値［％］を示している。
図１１Ｂに示すように、内燃機関制御装置２０は、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔに応じてＥＧＲ率目標値を制御する。すなわち、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔが強いほど、ＥＧＲ率目標値が高くなるように補正する。ＥＧＲ率を増加させることにより、混合気の希釈率が高まる。その結果、副室８内の燃焼温度が低下し、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔを低減させることができる。

また、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔが弱い場合、ＥＧＲ率目標値が低くなるように補正する。ＥＧＲ率を低下させることにより、混合気の希釈率が低くなる。その結果、副室８内の燃焼温度が上昇し、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔを増加させることができる。

図１２Ａは、ジェット強度の増減処理の他の例を示すグラフであり、横軸はジェット強度、縦軸はＡ／Ｆ目標値を示している。
図１２Ａに示すように、内燃機関制御装置２０は、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔに応じてＡ／Ｆ目標値を制御する。すなわち、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔが強いほど、Ａ／Ｆ目標値が高くなるように補正する。Ａ／Ｆを増加させることにより、混合気の希釈率が高まる。その結果、副室８内の燃焼温度が低下し、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔを低減させることができる。

また、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔが弱い場合、Ａ／Ｆ目標値が低くなるように補正する。Ａ／Ｆを低下させることにより、混合気の希釈率が低くなる。その結果、副室８内の燃焼温度が上昇し、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔを増加させることができる。

図１２Ｂは、ジェット強度の増減処理の他の例を示すグラフであり、横軸はジェット強度、縦軸は点火エネルギ［ｍＪ］を示している。
図１２Ｂに示すように、内燃機関制御装置２０は、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔに応じて点火エネルギを制御する。すなわち、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔが強いほど、点火エネルギが低くなるように補正する。点火エネルギを低下させることにより、着火遅れ時期が増加して、点火時期を遅角した際と同様に、燃焼重心が遅れて、副室８内の燃焼温度が低下する。その結果、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔを低減させることができる。

また、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔが弱い場合、点火エネルギが高くなるように補正する。点火エネルギを増加させることにより、着火遅れ時期を減少させ、点火時期を進角した際と同様に、燃焼重心が早まり、副室８内の燃焼温度が上昇する。その結果、ジェット強度Ｉ＿ｊｅｔを増加させることができる。

なお、ジェット強度の増減処理は、上述した例に限定されるものではなく、その他各種の増減方法が適用されるものである。

２．第２の実施の形態例
次に、図１３から図１５を参照して第２の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置について説明する。
図１３は、第２の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置のジェット強度の推定処理の構成を示すブロック図である。図１４は、エンジン運転条件ごとのジェット強度推定時のノックセンサ振幅信頼率を示すマップである。図１５は、第２の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置の第２ジェット強度推定部によるジェット強度の推定方法を示す図である。なお、第１の実施の形態例に内燃機関制御装置２０と共通する部分には、同一の符号を付して重複した説明を省略する。

図１３に示すように、内燃機関制御装置２０Ｂは、ノックセンサ信号取得部１０１と、バンド幅・閾値取得部１０２と、クランク角情報取得部１０３と、回転変動取得部１０４と、着火時刻推定部１０５と、クランク軸加速開始時刻推定部１０６とを有している。また、内燃機関制御装置２０Ｂは、ジェット強度比較部１０８と、点火時期出力部１０９とを有している。これらの処理部の構成は、第１の実施の形態例にかかる処理部と同様であるため、その説明は省略する。

さらに、内燃機関制御装置２０Ｂは、第１ジェット強度推定部２０７Ａと、第２ジェット強度推定部２０７Ｂと、ジェット強度選択部２０１と、信頼率β計算部２０２と、ジェット強度上限値・下限値計算部２１０とを有している。第１ジェット強度推定部２０７Ａの構成は、第１の実施の形態例にかかるジェット強度推定部１０７と同様であるため、その説明は省略する。また、第１ジェット強度推定部２０７Ａは、推定した第１ジェット強度をジェット強度選択部２０１に出力する。

第２ジェット強度推定部２０７Ｂは、ノックセンサ４７に接続されており、ノックセンサ４７からノックセンサ信号を取得する。第２ジェット強度推定部２０７Ｂは、ノックセンサ信号に基づいて、第２ジェット強度を推定する。なお、第２ジェット強度推定部２０７Ｂによる第２ジェット強度の推定方法については、後述する。そして、第２ジェット強度推定部２０７Ｂは、推定した第２ジェット強度をジェット強度選択部２０１に出力する。

ジェット強度選択部２０１は、信頼率β計算部２０２に接続されており、信頼率β計算部２０２から信頼率βが出力される。そして、ジェット強度選択部２０１は、信頼率βに応じて、第１ジェット強度と第２ジェット強度のうち指標として用いるジェット強度を選択する。ジェット強度選択部２０１は、選択したジェット強度をジェット強度比較部１０８に出力する。

例えば、ジェット強度選択部２０１は、信頼率βが所定値以下の場合、第１ジェット強度推定部２０７Ａが推定した第１ジェット強度の信頼性が高いと判断し、第１ジェット強度を選択する。また、ジェット強度選択部２０１は、信頼率βが所定値以上の場合、第２ジェット強度推定部２０７Ｂが推定した第２ジェット強度の信頼性が高いと判断し、第２ジェット強度を選択する。

信頼率β計算部２０２は、アクセル開度センサ１２に接続されている。そして、信頼率β計算部２０２には、アクセル開度センサ１２からスロットル開度やエンジンの回転数情報が入力される。そして、信頼率β計算部２０２は、図１４に示すエンジン運転条件ごとのジェット強度推定時のノックセンサ振幅信頼率βを示すマップを有している。図１４における横軸はエンジンの回転数［ｒｐｍ］、縦軸はエンジン負荷ＩＭＥＰ［ｒｐｍ］を示している。信頼率β計算部２０２は、エンジンの運転条件に基づいて、図１４に示すマップから信頼率βを計算し、ジェット強度選択部２０１に出力する。

第２の実施の形態例にかかるジェット強度上限値・下限値計算部２１０は、第１ジェット強度推定部２０７Ａと第２ジェット強度推定部２０７Ｂに対する上限値及び下限値を計算する。すなわち、ジェット強度上限値・下限値計算部２１０は、ジェット強度選択部２０１が選択したジェット強度に応じて、上限値及び下限値を計算する。そして、ジェット強度上限値・下限値計算部２１０は、計算した上限値及び下限値をジェット強度比較部１０８に出力する。

次に、第２ジェット強度推定部２０７Ｂによる第２ジェット強度の推定方法について図１５を参照して説明する。
ここで、第１ジェット強度推定部２０７Ａでは、上述したように、ノックセンサ信号をジェットによる着火時刻の推定のみに使用し、ノックセンサ信号の振幅情報は使用していない。しかしながら、ノックセンサ信号の振幅情報にも、着火時の振動が含まれている。そのため、エンジンの機械振動が比較的少ない低回転時や、エンジンの回転変動が少なく、クランク角センサ４９の回転変動（回転変化量Δω）の検知精度が悪化する低負荷時などでは、ノックセンサ信号の振幅情報をジェット強度の推定に用いることができる。

図１５（ａ）から図１５（ｃ）に示すように、第２ジェット強度推定部２０７Ｂは、着火時刻推定部１０５と同様に、ノックセンサ信号に対してフィルタ処理を行い、フィルタ出力値を絶対値に変換し、振動の振幅を取得する。そして、第２ジェット強度推定部２０７Ｂは、図１５（ｃ）に示すように、点火時期より後、かつ排気弁開時期より前の範囲でノックセンサ信号の振幅最大値を第２ジェット強度Ｉｊ_{ｅｔ－ｋｏｃｋｓｅｎｓｏｒ}として推定する。

その他の構成は、第１の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置２０と同様であるため、それらの説明は省略する。このような構成を有する内燃機関制御装置２０Ｂによっても、上述した第１の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置２０と同様の作用効果を得ることができる。

また、第２の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置２０Ｂによれば、運転状態に応じて各センサの信頼度を設定し、ジェット強度を推定する際に用いるセンサ情報を決定している。これにより、内燃機関１００に設けた各センサの性能を最大限発揮することができ、ジェット強度の推定精度の向上を図ることができる。

なお、第２の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置２０Ｂでは、信頼率βを閾値として用いることで、第１ジェット強度推定部２０７Ａが推定した第１ジェット強度と、第２ジェット強度推定部２０７Ｂが推定した第２ジェット強度とを切り替える例を説明したが、これに限定されるものではない。例えば、各ジェット強度推定部２０７Ａ、２０７Ｂが推定したジェット強度に重み付けを行い平均した値をジェット強度として用いてもよい。さらに、ノックセンサ４７及びクランク角センサ４９の仕様から推定されるジェット強度の推定誤差を事前誤差分布σとして予め計算し、この事前誤差分布σを信頼率βの計算に用いてもよい。

３．第３の実施の形態例
次に、第３の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置について図１６を参照して説明する。
図１６は、ジェット強度と初期燃焼機関の相関関係を示すグラフである。横軸は主燃焼室１４ａの筒内圧に基づいた燃焼解析装置により求めた初期燃焼機関（点火時期－ＭＦＢ０２）を示している。また、縦軸はジェット強度（副燃焼室と主燃焼室の差圧の最大値）を示している。

図１６に示すように、初期燃焼機関とジェット強度には、高い相関があることが分かる。すなわち、ジェット強度の推定方法は、ジェット点火における初期燃焼速度の推定方法と読み替えることが可能である。そのため、第３の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置では、ジェット強度の推定だけでなく、初期燃焼機関の推定を行う。これにより、ジェット強度の推定を行うことで、初期燃焼機関を推定し、エンジン制御全般に適用することができる。

４．第４の実施の形態例
次に、第４の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置について図１７を参照して説明する。
図１７は、燃焼１サイクルにおける主燃焼室１４ａの筒内圧及びトルクの変動を示す図である。縦軸にトルク［Ｎｍ］と筒内圧［ＭＰａ］を示し、横軸に燃焼１サイクルのクランク軸４８の回転角度を示している。

第１の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置２０では、回転数変化率ｄωをジェット強度として推定している。しかしながら、図１７に示すように、クランク軸４８の加速開始タイミングが上死点に近い場合、燃焼圧がトルクにほとんど変換されず、トルクの値がゼロとなっている。その結果、圧力変動が回転変動として検知できなくなるおそれがある。

そのため、第４の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置では、ジェット強度推定部１０７が数８を用いて回転数変化率ｄωを推定する。その後、ジェット強度推定部１０７は、数４に基づいて、ピストン機構による圧力－トルク変換の関係性が考慮された主燃焼室１４ａの筒内圧Ｐ_ｃｏｍｂを算出し、ジェット強度を推定する。または、各クランク角度において数４を用いて筒内圧Ｐ_ｃｏｍｂを算出し、その結果から傾きｄＰ／ｄθを算出することで、ジェット強度を推定する。

これにより、第４の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置によれば、上死点付近のピストン機構の特異点によりジェット強度が正しく検知できなくなることを防ぐことができ、ジェット強度の推定精度の向上を図ることができる。また、第４の実施の形態例にかかるジェット強度推定部１０７は、ジェットの発生タイミングが上死点に近いと判定された時のみ、数４を用いて筒内圧Ｐ_ｃｏｍｂまたはその傾きｄＰ／ｄθを算出してもよい。これにより、計算負荷の軽減を図ることができる。

５．第５の実施の形態例
次に、図１８から図１９を参照して第５の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置について説明する。

上述した第１の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置２０では、クランク角センサ４９のクランク情報に基づいて、ジェットの終了タイミングを検出している。これに対して、第５の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置では、点火コイル１６の信号に基づいて、ジェットの終了タイミングを検出している。

図１８は、火炎ジェットの変化の様子と、圧力差ΔＰの例を示す図である。図１８の下部には、クランク角度に対する圧力差ΔＰのグラフが示される。そして、図１８の上部に示す火炎ジェットの変化の様子を示す説明図（ａ）～（ｃ）の符号が、圧力差ΔＰのグラフに付加される。なお、図中では、副燃焼室を「副室」と略記し、主燃焼室１４ａを「主室」と略記する。また、説明図（ａ）～（ｃ）内に示す矢印は、火炎の伝播方向を表す。

図１８の説明図（ａ）に示すように、ピストン１８が上昇中に、点火プラグ１７による点火が行われる。そして、副燃焼室内に火炎が形成され、副燃焼室内を火炎が伝播する。この時、図１８の下部のグラフより、圧力差ΔＰが正の値を示すことが分かる。

次に、図１８の説明図（ｂ）に示すように、ピストン１８が上死点を経て下降し始めるが、副燃焼室から主燃焼室１４ａに火炎が噴出する。この時にも、図１８の下部のグラフより、圧力差ΔＰが正の値を示すことが分かる。

次に、図１８の説明図（ｃ）に示すように、主燃焼室１４ａに噴出した火炎ジェットにより、主燃焼室１４ａの混合気が燃焼し、ピストン１８が下降する。そして、副燃焼室内の圧力が負圧になる。この時、図１８の下部のグラフより、圧力差ΔＰが負の値を示すことが分かる。このため、主燃焼室１４ａから副燃焼室へ火炎が吹き戻る現象が発生する。なお、吹き戻りが発生しているということは、すでにジェットによる主燃焼室１４ａ内の混合気への点火が完了していることを示唆している。そのため、この吹き戻りを検知した時刻、すなわちジェット終了時刻ｔ_ｂｕｒｎにて、回転数変化率ｄωの計算を打ち切る。そのため、回転数変化率ｄωは、下記数１１により算出される

すなわち、第５の実施の形態例にかかるジェット強度推定部は、加速開始時刻ｔ_ａｃｃ又はジェット開始時刻ｔ_ｊｅｔからジェット終了時刻ｔ_ｂｕｒｎまでの間の回転数変化量Δωに基づいて、回転数変化率ｄωを算出している。

図１８の説明図（ｂ）から説明図（ｃ）に示すように、副燃焼室内における混合気の流動が大きく変化する。そして、点火プラグ１７の電極間の乱れが大きく変化すると共に、電極間の抵抗Ｒｓｐも変化する。

図１８の説明図（ｃ）に示した吹き戻りのタイミングは、クランク角度が０～２０［ｄｅｇ．ＡＴＤＣ］の範囲に収まる。また、クランク角度が０～２０［ｄｅｇ．ＡＴＤＣ］の範囲より遅角化した場合は、既に膨張行程に入っているため、主燃焼室１４ａから副燃焼室へ火炎が吹き戻ることはない。一方、クランク角度が０～２０［ｄｅｇ．ＡＴＤＣ］の範囲より進角化した場合は、エンジン１００内の圧力が高くなり過ぎるため、適用範囲外の条件となる。

次に、図１９を参照して吹き戻りのタイミングの検出方法について説明する。
図１９は、燃焼タイミングの検出を説明するための第１の制御タイムチャートである。図１９の上から順に、点火信号、放電２次電流の変化が示される。また、図８の横軸は時間を表す。

第５の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置は、点火信号を点火コイル１６に出力する。点火信号のパルス幅は、チャージ期間ｔｃとして表され、チャージ期間ｔｃに、１次コイルが通電される。

内燃機関制御装置は、チャージ期間ｔｃの経過後、点火信号を立下げることで、点火プラグ１７の放電開始を制御する。点火プラグ１７では、放電期間ｔｄにわたって電極間で放電される。内燃機関制御装置は、点火プラグ１７からフィードバックされる電極間の放電時における放電２次電流の値に基づいて、放電２次電流の電流変化タイミングを検出する。クランク角度が０～２０［ｄｅｇ．ＡＴＤＣ］として表される火炎の吹き戻り期間には、主燃焼室１４から副室８に火炎が吹き戻るので、放電２次電流の値が激しく変化する。そして、内燃機関制御装置は、放電２次電流の値が激しく変化した時刻を、吹き戻り時刻ｔ_ｂｕｒｎとして検出する。

このように、第５の実施の形態例にかかる内燃機関制御装置では、ジェットの開始と終了タイミングの両方を正確に検出することができ、回転数変化率ｄωを実際の回転数挙動に近づけることができる。その結果、ジェット強度の推定精度の向上を図ることができる。

６．内燃機関の変形例
次に、図２０を参照して内燃機関の変形例について説明する。
図２０は、変形例にかかる内燃機関の副室周りの構成を拡大して示す概略構成図である。

図１に示す内燃機関１００は、インジェクタ１３がシリンダ１４の側面部に設けられ、副室８内には点火プラグ１７のみが設置されるパッシブ型の内燃機関である。なお、本発明の内燃機関制御装置が適用される内燃機関としては、図１に示すパッシブ型に限定されるものではない。

本発明の内燃機関制御装置が適用される内燃機関としては、例えば、図２０に示すような、インジェクタ１３Ｃが副室８内に設置されるアクティブ型の内燃機関を適用してもよい。そして、インジェクタ１３Ｃは、副室８内に燃料を直接噴射する。アクティブ型の場合、副室噴射孔８ａを通じて主燃焼室１４ａ側から供給される空気とインジェクタ１３Ｃから供給される燃料によって、副室８内の空燃比を着火性が良好となるように制御することができる。その結果、燃焼安静性を向上させることが可能となる。

なお、上述しかつ図面に示した実施の形態に限定されるものではなく、特許請求の範囲に記載した発明の要旨を逸脱しない範囲内で種々の変形実施が可能である。

例えば、上述した各実施の形態は本発明を分かりやすく説明するために装置及びシステムの構成を詳細かつ具体的に説明したものであり、必ずしも説明した全ての構成を備えるものに限定されない。また、ここで説明した実施の形態の構成の一部を他の実施の形態の構成に置き換えることは可能であり、さらにはある実施の形態の構成に他の実施の形態の構成を加えることも可能である。また、各実施の形態の構成の一部について、他の構成の追加、削除、置換をすることも可能である。

また、制御線や情報線は説明上必要と考えられるものを示しており、製品上必ずしも全ての制御線や情報線を示しているとは限らない。実際には殆ど全ての構成が相互に接続されていると考えてもよい。

２…電子制御スロットル弁、 ３…吸気圧センサ、 ４…過給機、 ５…可変バルブ、 ６…吸気管、 ８…副室、 ８ａ…副室噴射孔、 １３、１３Ｂ、１３Ｃ…インジェクタ、 １４…シリンダ、 １４ａ…主燃焼室、 １５…排気管、 １６…点火コイル、 １７…点火プラグ、 １８…ピストン、 ２０、２０Ｂ…ＥＣＵ（内燃機関制御装置）、 ２１…入力回路、 ２２…入出力ポート、 ２３ａ…ＣＰＵ、 ２３ｂ…ＲＯＭ、 ２３ｃ…ＲＡＭ、 ２４…点火制御部、 ４７…ノックセンサ、 ４８…クランク軸、 ４９…クランク角センサ、 １００…エンジン（内燃機関）、 １０１…ノックセンサ信号取得部、 １０２…バンド幅・閾値取得部、 １０３…クランク角情報取得部、 １０４…回転変動取得部、 １０５…着火時刻推定部、 １０６…クランク軸加速開始時刻推定部（着火時刻補正部）、 １０７…ジェット強度推定部、 １０８…ジェット強度比較部、 １０９…点火時期出力部、 １１０、２１０…ジェット強度上限値・下限値計算部、 ２０１…ジェット強度選択部、 ２０２…信頼率β計算部、 ２０７Ａ…第１ジェット強度推定部、 ２０７Ｂ…第２ジェット強度推定部

Claims (8)

1. ピストンに面する主燃焼室と、前記主燃焼室に連通する副燃焼室と、前記副燃焼室の内部に取り付けられる点火プラグと、前記ピストンに連結されるクランク軸と、クランク軸の回転角度を検出するクランク角センサと、前記主燃焼室を形成するシリンダと、前記シリンダの振動を検出するノックセンサと、を備えた内燃機関を制御する内燃機関制御装置において、
   前記ノックセンサが検出したノックセンサ信号に基づいて、前記副燃焼室から噴射されたジェットによる前記主燃焼室の混合気の着火時刻を推定する着火時刻推定部と、
   前記クランク角センサが検出したクランク角情報を取得するクランク角情報取得部と、
   前記クランク角情報に基づいて、前記着火時刻よりも後に発生する回転数変化量を算出する回転変動取得部と、
   前記回転変動取得部が算出した前記回転数変化量と前記着火時刻推定部が推定した前記着火時刻に基づいて、前記着火時刻より後に発生する回転数変化率を算出し、ジェット強度を推定するジェット強度推定部と、
   を備えた内燃機関制御装置。
2. 前記着火時刻推定部は、前記ノックセンサ信号に対してフィルタ処理を行い、フィルタ処理を行ったフィルタ出力値から前記着火時刻を推定する
   請求項１に記載の内燃機関制御装置。
3. ピストン機構に基づいて、前記着火時刻推定部が推定した前記着火時刻を補正する着火時刻補正部をさらに備え、
   前記ジェット強度推定部は、前記着火時刻補正部が補正した着火時刻と、前記回転数変化量に基づいて、前記回転数変化率を算出し、前記ジェット強度を推定する
   請求項１に記載の内燃機関制御装置。
4. 前記回転数変化量と前記着火時刻に基づいて、前記回転数変化率を算出し、第１ジェット強度を推定する第１ジェット強度推定部と、
   前記ノックセンサ信号に基づいて、第２ジェット強度を推定する第２ジェット強度推定部と、
   備えた請求項１に記載の内燃機関制御装置。
5. 前記第１ジェット強度と前記第２ジェット強度のうち指標として用いるジェット強度を選択するジェット強度選択部を
   さらに備えた請求項４に記載の内燃機関制御装置。
6. 前記ジェット強度推定部は、前記回転数変化率から前記主燃焼室の筒内圧を推定し、前記筒内圧から前記ジェット強度を推定する
   請求項１に記載の内燃機関制御装置。
7. 前記ジェット強度推定部は、
   前記点火プラグの点火動作を制御するに点火コイルの信号に基づいて、ジェット終了時刻を検出し、
   前記回転数変化率は、前記着火時刻から前記ジェット終了時刻の間の前記回転数変化量に基づいて、前記回転数変化率を算出する
   請求項１に記載の内燃機関制御装置。
8. 前記ジェット強度推定部が推定した前記ジェット強度に基づいて、点火時期、燃料噴射量、点火エネルギ及びＥＧＲバルブ開度のうち少なくとの一つ以上のパラメータを補正する
   請求項１に記載の内燃機関制御装置。

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