WO2005047692A1 - 点火時期を制御する装置および方法 - Google Patents

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WO2005047692A1
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effective pressure
coefficient
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Yuji Yasui
Yoshio Maeda
Masahiro Sato
Keiichi Nagashima
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Honda Motor Co., Ltd.
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    • F02P5/1525—Digital data processing dependent on pinking with means for compensating the variation of the characteristics of the pinking sensor or of the electrical means, e.g. by ageing
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    • Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
    • Y02T—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES RELATED TO TRANSPORTATION
    • Y02T10/00—Road transport of goods or passengers
    • Y02T10/10—Internal combustion engine [ICE] based vehicles
    • Y02T10/40—Engine management systems

Definitions

  • the present invention relates to an apparatus and a method for controlling an ignition timing of an internal combustion engine.
  • Japanese Unexamined Patent Publication No. 2003-22662 177 discloses that a difference ⁇ ⁇ between the in-cylinder pressure Ptdc at the top dead center (TDC) and the maximum in-cylinder pressure Pmax is defined as a predetermined threshold value. If the difference ⁇ is smaller than the threshold value, the ignition timing is corrected to the advanced side. Disclosure of the invention
  • the ignition timing according to the operating state of the engine is stored in a memory as a map.
  • the ignition timing is determined with reference to the map based on the detected current operating state.
  • the number of operating states of the engine is enormous, and therefore the number of ignition timings to be stored also becomes enormous. It is becoming difficult to define the optimal ignition timing for each of such a large number of operating conditions on a map.
  • the ignition timing is approached to the optimal ignition timing MBT while comparing the in-cylinder pressure with the threshold value at a predetermined cycle as in the conventional technology, it takes time until the ignition timing converges to the optimal ignition timing MBT.
  • the combustion efficiency may be reduced.
  • an ignition timing control device for an internal combustion engine comprises: an ignition timing calculator for calculating a final ignition timing for performing ignition by adding a fluctuation component to a set ignition timing; An average effective pressure calculator that calculates an indicated average effective pressure of the in-cylinder pressure detected when the ignition is performed according to the timing; and the indicated average effective pressure and the fluctuation component based on the indicated average effective pressure and the fluctuation component. And an MBT calculator that calculates an optimum ignition timing from the ignition timing characteristic curve, and controls the set ignition timing to converge on the optimum ignition timing. And a controller to perform.
  • the present invention by adding a fluctuation component to the ignition timing, it becomes possible to calculate the optimum ignition timing according to the current operation state. By converging the ignition timing to the optimal ignition timing, it is possible to maximize the in-cylinder pressure and prevent a decrease in combustion efficiency. Since the optimum ignition timing according to the current operating condition can be calculated, it is not necessary to store in advance a huge number of ignition timings according to various operating conditions in the memory.
  • the ignition timing characteristic curve is represented by a function having a fluctuation component as input and an indicated mean effective pressure as output.
  • the MB′T calculator further includes an identifier that identifies a coefficient associated with the variation component in the function based on the indicated mean effective pressure calculated by the mean effective pressure calculator. By the identification of the coefficient, the ignition timing characteristic curve is estimated. According to the present invention, since the coefficient included in the function representing the ignition timing characteristic curve can be more accurately identified, the estimation accuracy of the ignition timing characteristic curve is improved. Can be done.
  • the control device further includes a generator for generating a fluctuation component.
  • the fluctuation component generator generates the fluctuation component so as to satisfy a self-excitation condition for identifying a coefficient of the function.
  • the number of self-excitation conditions is equal to or greater than one plus the number of coefficients to be identified in estimating the ignition timing characteristic curve. According to the present invention, it is possible to appropriately generate a signal for estimating the ignition timing characteristic curve.
  • the identifier further includes an indicated mean effective pressure calculated by the mean effective pressure calculator, and an estimated indicated mean effective pressure estimated based on the function with a fluctuation component as an input.
  • the updated component of the coefficient is calculated so that the deviation of the coefficient becomes zero.
  • the identifier calculates the coefficient by adding an updated component of the coefficient to the reference value such that the coefficient converges to a preset reference value as the deviation approaches zero.
  • the reference value is set so that when the deviation converges to zero, the control for converging the set ignition timing to the optimum ignition timing is stopped.
  • the coefficient when the actual average effective pressure is substantially equal to the estimated indicated average effective pressure estimated from the ignition timing characteristic curve, that is, when the identification error approaches substantially zero, the coefficient converges to the reference value. Therefore, drift of the coefficient can be prevented. Furthermore, when the coefficient converges to the reference value, the reference value is set so that the feedback control of the ignition timing is stopped, so that erroneous identification can be prevented from continuing.
  • a predetermined limiting process is performed on at least one of the coefficients to prevent the ignition timing characteristic curve from being estimated as a curved line having a lower convex shape. To do. When the set ignition timing converges near the optimum ignition time, the curvature of the estimated characteristic curve becomes flat, but according to the present invention, even in such a state, the curvature of the characteristic curve is erroneously estimated. Can be prevented.
  • the average effective pressure calculator extracts the AC component of the detected in-cylinder pressure and calculates the indicated average effective pressure based on the AC component.
  • the pyroelectric effect ⁇ heat drift Even if the influence of the load appears, it is possible to calculate the indicated mean effective pressure by removing these effects. Therefore, a ceramic piezoelectric element can be used for the in-cylinder pressure sensor.
  • ⁇ The internal pressure sensor can be installed near the wall of the engine cylinder.
  • the set ignition timing is controlled by using a response designation control capable of designating a response characteristic of the set ignition timing to the optimum ignition timing.
  • the set ignition timing can be made to converge to the optimum ignition timing without causing overshoot. It is possible to prevent the combustion efficiency from being lowered by excessively advancing or retarding the ignition timing.
  • FIG. 1 is a diagram schematically showing an engine and its control device according to one embodiment of the present invention.
  • FIG. 2 is a diagram for explaining the principle of ignition timing control according to one embodiment of the present invention.
  • FIG. 3 is a block diagram of an ignition timing control device according to one embodiment of the present invention.
  • FIG. 4 is a diagram showing a map for defining a reference value of ignition timing according to one embodiment of the present invention.
  • FIG. 5 is a diagram showing the relationship between the volume of the combustion chamber and the in-cylinder pressure.
  • FIG. 6 is a diagram showing characteristics of a primary filter and a secondary filter according to one embodiment of the present invention.
  • FIG. 7 is a diagram for explaining a method of extracting a primary component and a secondary component of in-cylinder pressure according to one embodiment of the present invention.
  • FIG. 8 is a diagram for explaining the effect of calculating the indicated mean effective pressure based on the AC component of the in-cylinder pressure according to one embodiment of the present invention.
  • FIG. 9 is a diagram showing the relationship between the ignition timing and the indicated mean effective pressure.
  • FIG. 10 is a diagram showing a waveform of a fluctuation signal according to one embodiment of the present invention.
  • FIG. 11 is a diagram for explaining fluctuation of ignition timing due to a fluctuation signal according to one embodiment of the present invention.
  • FIG. 12 is a diagram showing an estimated song of ignition timing calculated according to one embodiment of the present invention. The figure which shows a line and an optimal ignition timing.
  • FIG. 13 is a diagram for explaining the reason why the limiting process is performed on one of the coefficients to be identified according to one embodiment of the present invention.
  • FIG. 14 is a diagram showing a switching function in response assignment control according to one embodiment of the present invention.
  • FIG. 15 is a diagram showing a convergence speed of a control amount designated by a response designation parameter in response designation control according to one embodiment of the present invention.
  • FIG. 16 is a diagram showing the indicated average effective pressure when the feedback control to the optimum ignition timing is not performed.
  • FIG. 17 is a diagram showing the behavior of various parameters when performing the feedback control to the optimum ignition timing according to one embodiment of the present invention.
  • FIG. 18 is a flowchart showing a main routine of ignition timing control according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 19 is a flowchart showing feedback control to an optimum ignition timing according to one embodiment of the present invention.
  • FIG. 20 is a flowchart showing a sampling process of in-cylinder pressure according to one embodiment of the present invention.
  • FIG. 1 is an overall configuration diagram of an engine and a control device thereof according to an embodiment of the present invention.
  • An electronic control unit (hereinafter referred to as “ECU”) 1 is an input interface 1a that receives data transmitted from each part of the vehicle, and executes an operation for controlling each part of the vehicle. It has a CPU 1b, a memory 1c having read-only memory (ROM) and random access memory (RAM), and an output interface Id for sending control signals to various parts of the vehicle.
  • the ROM of the memory lc stores programs and various data for controlling various parts of the vehicle.
  • a program for controlling ignition timing according to the present invention is stored in the ROM.
  • ROM is E
  • a rewritable ROM such as a PROM may be used.
  • the RAM is provided with a work area for operation by the CPU 1b. Data sent from each part of the vehicle and control signals sent to each part of the vehicle are temporarily stored in the RAM.
  • Engine 2 is a 4-cycle engine, for example.
  • the engine 2 is connected to an intake pipe 4 via an intake valve 3 and connected to an exhaust pipe 6 via an exhaust valve 5.
  • a fuel injection valve 7 that injects fuel according to a control signal from the ECU 1 is provided in the intake pipe 4.
  • the engine 2 sucks into the combustion chamber 8 a mixture of air sucked from the intake pipe 4 and fuel injected from the fuel injection valve 7.
  • the fuel chamber 8 is provided with an ignition plug 9 for emitting sparks according to an ignition timing signal from the ECU 1.
  • the mixture is combusted by the sparks emitted by the spark plug 9.
  • the combustion increases the volume of the air-fuel mixture, which pushes the piston 10 down.
  • the reciprocating motion of the piston 10 is converted into the rotating motion of the crankshaft 11.
  • the in-cylinder pressure sensor 15 is, for example, a sensor made of a piezoelectric element, and is buried in a portion of the ignition plug 9 which is in contact with the engine cylinder.
  • the in-cylinder pressure sensor 15 generates a cylinder pressure signal Pcy1 corresponding to the in-cylinder pressure in the combustion chamber 8, and sends it to the ECU 1.
  • the engine 2 is provided with a crank angle sensor 17.
  • the crank angle sensor 17 outputs a CRK signal and a TDC signal to the ECU 1 as the crankshaft 11 rotates.
  • the CRK signal is a pulse signal output at a predetermined crank angle (15 degrees in this embodiment).
  • the ECU 1 calculates the rotational speed NE of the engine 2 according to the CRK signal.
  • the TDC signal is a pulse signal output at a crank angle related to the TDC position of piston 10.
  • the intake pipe 4 of the engine 2 is provided with a throttle valve 18.
  • the opening of the throttle valve 18 is controlled by a control signal from the ECU 1.
  • the throttle valve opening sensor (0TH) 19 connected to the throttle valve 18 supplies an electric signal to the ECU 1 according to the opening of the throttle valve 18.
  • the intake pipe pressure (P b) sensor 20 is installed downstream of the throttle valve 18 Have been. The intake pipe pressure Pb detected by the Pb sensor 20 is sent to the ECU 1.
  • An air flow meter (AFM) 21 is provided upstream of the throttle valve 18.
  • the air flow meter 21 detects the amount of air passing through the throttle valve 18 and sends it to the ECU 1.
  • the accelerator pedal opening sensor 25 is connected to the ECU 1.
  • the accelerator pedal opening sensor 25 detects the accelerator pedal opening and sends it to the ECU 1.
  • a mechanism for variably driving the phase and lift of the intake valve (or) exhaust valve and a mechanism for variably changing the compression ratio of the combustion chamber can be provided.
  • the signal sent to ECU 1 is passed to input interface 1a, where it is converted from analog to digital.
  • the CPUlb processes the converted digital signal according to a program stored in the memory 1c, and generates a control signal for sending to the vehicle actuator.
  • the output interface Id sends these control signals to the actuators of the fuel injectors 7, spark plugs 9, throttle valves 18 and other mechanical elements.
  • the vertical axis indicates the indicated average effective pressure of the in-cylinder pressure
  • the horizontal axis indicates the ignition timing.
  • a characteristic curve 31 of the ignition timing shows a correlation between the ignition timing and the indicated mean effective pressure. The method of calculating the indicated mean effective pressure will be described later. As shown in the figure, the characteristic curve 31 has a maximum value 32, and the ignition timing corresponding to the maximum value 32 is called an optimum ignition timing MBT that can realize the maximum combustion efficiency.
  • a fluctuation component is added to the ignition timing IG1.
  • the addition of the fluctuation component has a function of swinging the ignition timing within a predetermined range including IG1.
  • the fluctuation component shows that the ignition timing is positive and negative around IG1 over a continuous cycle. It is set to swing in both directions.
  • the indicated average effective pressure when the ignition timing is fluctuated is obtained.
  • a part 3 4 shown by a solid line
  • the shape of the characteristic curve 31 can be estimated. From the estimated characteristic curve 31, an optimum ignition timing MBT is calculated. The ignition timing is controlled so as to converge to the optimum ignition timing MBT.
  • the optimum ignition timing MBT according to the current operation state can be calculated, so that the ignition timing can be promptly converged to the optimum ignition timing MBT.
  • the in-cylinder pressure can be maximized, and a decrease in combustion efficiency can be prevented.
  • FIG. 3 is a block diagram of an ignition timing control device according to one embodiment of the present invention.
  • the function of each block of this device is typically realized by executing a program stored in the memory 1c of the ECU 1 (FIG. 1). Alternatively, these functions may be realized by hardware.
  • the fluctuation signal generator 41 generates a fluctuation signal DIGID.
  • the fluctuation signal DIGID corresponds to the fluctuation component described with reference to FIG.
  • the fluctuation signal DIGID is passed to the ignition timing signal generator 42.
  • the value of the fluctuation signal DIGID can be stored in the memory 1c in advance.
  • the ignition timing signal generator 42 refers to a predetermined map based on the detected operating state of the carrot, and obtains a basic value IGBASE.
  • a basic value IGBA SEC is obtained by referring to a predetermined map based on the intake air amount Gcy1 and the engine speed NE. An example of a predetermined map is shown in FIG. 4, which can be stored in the memory 1c of FIG.
  • this map shows ignition timings only for representative operating conditions. Is defined. There is no need to specify the ignition timing for a huge number of operating conditions. It should be noted that such a map is not required. However, with such a map, the speed of convergence to the optimum ignition timing MBT can be improved.
  • the intake air amount G cyl is calculated according to equation (1).
  • G th indicates a value detected by the air flow meter 21 (FIG. 1).
  • Pb indicates a value detected by the intake pipe pressure sensor 20 (FIG. 1).
  • V b indicates the volume (m 3 ) of the intake pipe.
  • Tb indicates the temperature (K) of the intake pipe.
  • R is the gas constant.
  • k is a code for identifying a control cycle.
  • (k) indicates the current cycle
  • (k-1 1) indicates the previous cycle.
  • the process in which the control cycle is represented by “k” is performed in synchronization with the combustion cycle (in the case of a 4-cycle engine, the period of the crank angle is 0 to 720 degrees).
  • Gcvlfk Gt (k)-
  • the ignition timing signal generator 42 adds the fluctuation signal DIGID received from the fluctuation signal generator 41 to the sum of the basic value IGBASE and the correction value DI GOP as shown in equation (2). Calculate the ignition timing signal IGLOG. According to the ignition timing signal IGLOG, the spark plug 9 (FIG. 1) is driven.
  • IGLOG IGBASE + DIGOP + DIGID (2) Correction value DIGOP is a correction value for converging to the optimum ignition timing MBT. It should be noted that the ignition timing signal IGLOG includes the fluctuation signal DIGID. By intentionally including a fluctuation component such as the signal DIGID in the ignition timing signal IGLOG, (IGBASE + DIGOP) is swung within a predetermined range.
  • the set ignition timing is an ignition timing signal based on the current operation state, and is a control target that converges to the optimal ignition timing.
  • the fluctuation signal DIG 1D is added so that the ignition timing fluctuates within a predetermined range with respect to the set ignition timing.
  • the fluctuation signal DIGID is preferably generated so as not to cause a large fluctuation in the combustion state.
  • the in-cylinder pressure Pcy1 is detected by the in-cylinder pressure sensor 15.
  • the average effective pressure calculator 43 calculates the indicated average effective pressure Pmi-act for the detected in-cylinder pressure Pcy1.
  • the MBT calculator 44 estimates the ignition timing characteristic curve based on the indicated mean effective pressure Pmi-act and the fluctuation signal DIGID corresponding to the indicated mean effective pressure Pmi_act.
  • the optimum ignition timing MBT is calculated from the estimated characteristic curve.
  • the ignition timing controller 45 calculates the above-mentioned correction value DIGOP so that the set ignition timing converges on the optimum ignition timing MBT.
  • the sum of the reference value IGBA SEC and the correction value DIGOP is made to converge to the optimal ignition timing MBT.
  • the use of reference values has the following advantages. That is, the operating state of the engine may change rapidly. If a reference value according to the operating state after the change is used, the ignition timing can be more quickly converged to the optimum ignition timing MBT.
  • the controller 45 may be configured to calculate the ignition timing for each control cycle so as to converge to the optimum ignition timing without using such a reference value. .
  • FIG. Figure 5 shows the relationship between the volume of the combustion chamber of the engine and the cylinder pressure.
  • the intake valve opens and the intake stroke begins.
  • the in-cylinder pressure decreases through the point N at which the piston is at the top dead center TDC to the minimum point U.
  • the cylinder pressure increases through the point K at which the piston is at the bottom dead center BDC.
  • the compression stroke starts.
  • the in-cylinder pressure increases.
  • Combustion line at point R The cylinder pressure starts to increase rapidly due to the combustion of the air-fuel mixture.
  • the combustion of the mixture causes the piston to be depressed and moved toward BDC, indicated by point M. Due to this movement, the in-cylinder pressure decreases.
  • the exhaust valve opens and the exhaust process starts. In the exhaust process, the cylinder pressure further decreases.
  • the value obtained by dividing the area enclosed by the in-cylinder pressure curve shown in the figure by the stroke volume of the biston is called the indicated mean effective pressure.
  • the average effective pressure from the point K which is BDC to the point M which is BDC via the point L which is TDC may be calculated as the indicated average effective pressure.
  • the average effective pressure calculator 43 samples the value detected by the cylinder pressure sensor at a cycle of a predetermined crank angle (15 degrees in this embodiment).
  • the sampled in-cylinder pressure is represented by Pcyl (n), where n represents the sampling cycle.
  • the average effective pressure calculator 43 calculates the indicated average effective pressure Prri i —act according to the equation (3). Equation (3), by extracting only AC components of the in-cylinder pressure, shows a method of calculating the indicated mean effective pressure P m i _ a ct, this information, Kokoku 8 2 0 3 3 No. 9 discloses details.
  • C 1 represents the amplitude of the primary component of the engine speed (ie, the frequency component that is one time the engine speed) at the in-cylinder pressure P cyl, and represents the engine speed at the in-cylinder pressure P cyl Indicates the phase difference of the first-order component with respect to TDC.
  • C 2 indicates the amplitude of the secondary component of the engine speed (ie, twice the frequency component of the engine speed) at the in-cylinder pressure P cy 1
  • ⁇ 2 indicates the engine speed at the in-cylinder pressure P cy 1 Shows the phase difference of the second order component from TDC.
  • k represents a control cycle synchronized with the combustion cycle. Therefore, the calculation of the indicated mean effective pressure Pm i-act is performed for each combustion cycle. 1 ⁇ ,-,,
  • the average effective pressure calculator 43 calculates the indicated average effective pressure P mi _ act based on the AC component of the in-cylinder pressure P cyl (in this embodiment, the primary component and the secondary component). calculate.
  • the average effective pressure calculator 43 applies a first-order filter and a second-order filter to the sampled in-cylinder pressure Pcy1 (n) as shown in Expressions (4) and (5), respectively.
  • n represents a sampling cycle synchronized with a predetermined crank angle (for example, 15 degrees) as described above.
  • Pcylodl (n) aodl 1.
  • Pcylod2 (n) aod21.
  • the primary filter (a) is a band-pass filter that has characteristics that extract the primary component of the engine speed
  • the secondary filter (b) is a bandpass filter that extracts the secondary component of the engine speed. This is a bandpass filter with characteristics.
  • the horizontal axis is normalized by Nyquist frequency Indicates frequency.
  • the Nyquist frequency changes according to the engine speed.
  • the primary and secondary components of the engine speed can be determined regardless of the current engine speed without changing the coefficients of these filters. It can be extracted from the in-cylinder pressure P cy 1.
  • the in-cylinder pressure P cy 1 with respect to the crank angle the analog waveform C 1 ⁇ sin ( ⁇ ne + ⁇ 1) for the output of the primary filter, and the analog waveform C for the output of the secondary filter 2 ⁇ sin (2 ⁇ ne + ⁇ 2) is shown.
  • the analog waveforms C 1 ⁇ sin ( ⁇ ⁇ e + ⁇ ⁇ ) and C 2 * sin (2 ⁇ ne + ⁇ 2) are represented by thick lines, and C 1 ⁇ sin ( ⁇ ne) And C 2 'sin (2. ⁇ ne) are represented by thin lines.
  • the indicated mean effective pressure Pmi_act can be calculated according to the equation (3).
  • the sampling cycle of the in-cylinder pressure may be set to a crank angle that is a fraction of 45 degrees. Good (for example, you can sample at 5 degrees or 3 degrees crank angle).
  • a waveform 55 indicates a detected value of the in-cylinder pressure sensor 15 when the in-cylinder pressure sensor 15 is mounted on a vehicle as shown in FIG.
  • Waveform 56 shows the detection value of the sensor used for the test.
  • test sensor is arranged so as to directly touch the air-fuel mixture in the combustion chamber, and the piezoelectric element of the sensor is formed of an expensive single crystal.
  • a piezoelectric element used for an in-cylinder pressure sensor mounted on a vehicle is usually formed of a polycrystalline ceramic from the viewpoint of cost and durability. Further, it is sometimes difficult to keep the temperature of the piezoelectric element constant because the piezoelectric element is mounted on a vehicle. Therefore, as is apparent from comparison with the waveform 56 indicating the output of the test sensor, the waveform 55 of the vehicle-mounted sensor has a “deviation” in the detection value P cy 1 due to the pyroelectric effect and thermal drift. May occur.
  • the piezoelectric pinch is made of an expensive single crystal, and a place away from the combustion chamber is used to avoid the influence of the temperature inside the combustion chamber due to fluctuations in the operating state of the engine. It is necessary to arrange the sensor in However, this is costly. In addition, since the absolute value of the sensor output becomes small, the SN ratio may decrease.
  • the indicated mean effective pressure P miact is calculated based on the AC component of the in-cylinder pressure, so that the frequency component that appears due to the pyroelectric effect and the thermal drift and is slower than the first-order component is calculated. Can be removed.
  • the indicated mean effective pressure Pmi_act (represented by the waveform 57) calculated based on the detection value of the in-cylinder pressure sensor 15 is equal to the test sensor It shows almost the same value as the indicated mean effective pressure (represented by waveform 58) calculated similarly based on the value.
  • the characteristic curve 71 of the ignition timing has the maximum value 72, and the ignition timing corresponding to the maximum value 72 is the optimum ignition timing MBT.
  • the indicated mean effective pressure P mi _act with respect to the ignition timing is usually within the range indicated by the shaded area 74 having the width 73. Distribute.
  • the characteristic curve 71 can be obtained by measuring the illustrated uniform effective pressure while changing the ignition timing from the retard side to the advance side.
  • the vehicle is running, such an operation may deteriorate the dryability.
  • the average effective pressure indicated with respect to the ignition timing of the extracted value is fixed. Are distributed on line 75. From the one-dimensional distribution of the illustrated mean effective pressure, the shape of the characteristic curve 71 (curvature Can not be estimated.
  • one embodiment of the present invention introduces the fluctuation signal generator 41 as described with reference to FIG.
  • the fluctuation signal generator 41 generates a fluctuation signal satisfying a self-excitation condition for estimating the characteristic curve 71.
  • the number of self-excitation conditions is equal to, or equal to, the value obtained by adding 1 to the number of coefficients to be identified included in the function representing the characteristic curve 71 to be estimated (this will be described later). Greater than value.
  • the function representing the characteristic curve 71 to be estimated includes three coefficients to be identified, and the number of self-excitation (PE) conditions is set to four.
  • the fluctuation signal generator 41 generates a signal DIGID obtained by synthesizing three sine waves as shown in Expression (8).
  • ⁇ 1, ⁇ 2, and S3 represent the amplitude.
  • ⁇ 1, ⁇ 2, and ⁇ 3 are set to correspond to a frequency that is a fraction of the control frequency (in this embodiment, a frequency corresponding to the combustion cycle).
  • Oppo represents the phase. The values of these parameters are predetermined.
  • the fluctuation signal DIGID is It may be generated so as to satisfy five or more self-excitation conditions, for example, a random wave including an infinite number of sine waves may be generated as a fluctuation signal DIGID, and a series of pulse signals (for example, It is possible to generate the fluctuation signal DIGID in the form of (M sequence).
  • FIG. 10 shows the waveform of the fluctuation signal DIGID as an example.
  • the horizontal axis indicates the value of the counter Cdigid.
  • the fluctuation signal DIGID is generated so as to have a period of Cdigid_max.
  • the fluctuation signal DIGID corresponding to the counter value Cdigid can be stored as a map in the memory lc (FIG. 1).
  • the value of the counter is incremented.
  • the value of the fluctuation signal DIGID corresponding to the power counter value is extracted from the map. The If the counter reaches C digid — max, the counter is reset to zero.
  • Reference numeral 77 indicates a range of possible values of the fluctuation signal DIGID.
  • the fluctuation signal DIGID is generated so as to oscillate in positive and negative directions around zero. However, the range in which the fluctuation signal DIGID swings may be biased to plus or minus.
  • the fluctuation range 77 of the fluctuation signal DIGID be set so as to fall within the fluctuation range 73 of the indicated mean effective pressure as shown in FIG. 9 which appears in a normal operation state.
  • the range 81 shown in the figure corresponds to the range 77 in which the fluctuation signal DIGID of FIG. 10 fluctuates.
  • the set ignition timing is the sum of the reference value IGBA ASE and the correction value DIGOP.
  • the range in which the indicated mean effective pressure is distributed when the ignition timing fluctuates within the range 81 by the fluctuation signal DIGID is represented by a shaded region 82.
  • the characteristic curve 71 can be estimated based on the indicated mean effective pressure distributed in the area 82.
  • the indicated average effective pressure is distributed only on the line 75, so that the shape of the characteristic curve ( Slope and curvature) cannot be estimated.
  • the ignition timing is varied within the range 81 by using the fluctuation signal DIGID, so that the region 8 has a two-dimensional spread, not a one-dimensional shape like a line.
  • the indicated average effective pressure on 2 is obtained, and the shape of the characteristic curve can be estimated.
  • the characteristic curve 71 is transformed into a quadratic function of the fluctuation signal DIGID as shown in equation (9). It can be defined as Fmbt.
  • Fmbt (DIGID) Aigop ⁇ DIGID 2 + Bigop ⁇ DIGID + Cigop (9)
  • a igop, B igop and C igop are coefficients to be identified. These coefficients can be identified from the indicated mean effective pressure distributed in the region 82 by the fluctuation signal DIGID. Details of the identification method will be described later.
  • an estimated curve 83 derived from the identified coefficients Aigop, Bigop and Cigop. It can be seen that the estimated curve 83 substantially matches the actual characteristic curve 71.
  • the deviation EIGOP between the set ignition timing and the optimal ignition timing MBT is indicated by an arrow 84. Since the maximum value 72 of the estimated curve 83 is obtained by differentiating the equation (9), the deviation EIGOP is calculated as in the equation (10).
  • Aigop set ignition timing has deviation EIGOP from optimal ignition timing MBT. By controlling the set ignition timing so as to eliminate this deviation, ignition at the optimum ignition timing MBT can be realized. This control method is described in the section “Ignition timing controller”.
  • the estimation curve 83 may include an error. However, by setting the deviation EIGOP to zero by the ignition timing controller 45, the set ignition timing can be converged to the optimum ignition timing MBT.
  • the estimated average effective pressure Pmi-hat obtained by substituting the previous value of the fluctuation signal DIGID into the function Fmbt of the estimation curve was actually detected as a result of using the fluctuation signal.
  • the coefficient is identified so as to match Pmi-act calculated by the average effective pressure calculator 43 based on the in-cylinder pressure.
  • ⁇ correction method which is a more efficient method, is used.
  • the details of the ⁇ correction method are described in Japanese Patent No. 3304845, filed by the present applicant. Here, a method for simply identifying these coefficients using the ⁇ correction method will be described.
  • the sequential identification algorithm according to the ⁇ correction method is represented by the following equation (11).
  • the coefficient vector ⁇ (k) is represented by the sum of its reference value ⁇ —b a se (k) and its updated component d 0 (k).
  • ⁇ is a forgetting coefficient vector expressed by equation (16).
  • the element corresponding to A igop is set to the value 1
  • the elements corresponding to B igop and C igop are set to the value ⁇ 'that is greater than zero and less than 1.
  • the identification error E—id (k) represented by the equation (12) is represented by the equation (17). That is, the identification error E-id is the indicated mean effective pressure Pm i calculated by the mean effective pressure calculator 43 based on the in-cylinder pressure detected as a result of including the previous value of the fluctuation signal DIGID in the ignition timing signal. It is the difference between act and the estimated indicated mean effective pressure Pmi_hat calculated based on the function Fmbt with the previous value of the fluctuation signal DIGID as input.
  • E-id (k) Pmi one act (k) one Pmi one at (k) (17)
  • I is a (3 ⁇ 3) unit matrix.
  • the coefficient to be identified may drift according to another identification method.
  • the coefficient vector ⁇ (k) is represented by the sum of its reference value ⁇ — base (k) and its updated component d 0 (k).
  • the identification error E—id approaches zero sufficiently, the update component d ⁇ converges to (A igop (k-1) – A igop — base, 0, 0), as is clear from equation (1 2).
  • the coefficient vector ⁇ converges to (A iop (k-1), 0, C igop _ base).
  • the value of the coefficient A igop is Since the identification is made so as not to be performed, the division by zero in the equation (10) can be avoided, so that the control to the optimum ignition timing MBT can be prevented from diverging.
  • the indicated average effective pressure fluctuates greatly due to the fluctuation of the ignition timing due to some abnormal combustion, there is a possibility that the correlation between the fluctuation signal DIGID and the average effective pressure Pmi-act may be lost.
  • the error E ⁇ id becomes a white noise state, and the average value of the error E ⁇ id becomes zero.
  • the coefficient vector ⁇ converges to the reference value S—b a se, whereby the feedback control to the optimum ignition timing MB is automatically stopped.
  • a function Lim-a is applied to the coefficient Aigop identified as described above, as shown in Expression (22).
  • the function L i ra — a (X) is a function that constrains x to a value less than zero.
  • L i m — a (A i g o) constrains A i g o p to have a negative value.
  • FIG. 13 shows a state in which the set ignition timing sufficiently converges to the optimum ignition timing MBT, and the indicated mean effective pressure P mi — act hardly changes (ie, is flat) by the fluctuation signal DIGID.
  • the actual characteristic curve is represented by reference numeral 91.
  • the constant curve may be erroneously estimated as a curve 94 having a downwardly convex shape (ie, A igop ⁇ 0).
  • Such erroneous estimation may cause an error in the calculation of the optimum ignition timing MBT.
  • an estimated curve is calculated as a curve 93 having a shape having an upward convexity (ie, Aigopp0) by applying the function Lim-a.
  • the ignition timing controller 45 controls the ignition timing so as to converge to the optimum ignition timing calculated from the estimation curve. Specifically, the correction value DIGOP is calculated so that the deviation EIGOP from the optimum ignition timing MBT converges on the opening. The deviation EIGOP is compensated by adding the correction value DIGOP to the reference value IGBASET.
  • the ignition timing controller 45 calculates a control input for converging the deviation EIGOP to zero, that is, a correction value DIGOP, using response-specified control.
  • the calculation formula is shown by formula (23).
  • Response assignment control is control that can specify the convergence characteristics of the control variable (here, deviation EIGOP) to the target value (here, zero). According to the response assignment control, the deviation EIGOP can be made to converge to zero without causing overshoot.
  • a switching function ⁇ is set.
  • P OLE is a response assignment parameter of the switching function ⁇ , and defines the convergence speed of the deviation E I G O ⁇ .
  • POLE is preferably set to satisfy 11 and POL0.
  • EIGOP (k-1), EIGOP (k)) composed of a combination of EIGOP (kl) and EIGOP (k) is represented by a point 96.
  • the response assignment control operates such that the state quantity represented by the point 96 is placed on the switching line 95 and constrained on the switching line 95.
  • the state quantity on the switching line 95 by holding the state quantity on the switching line 95, the state quantity converges extremely stably to the origin 0 on the phase plane without being affected by disturbance or the like. Can be done.
  • the state quantities (EIGOP (k-1), EIGOP (k)) by constraining the state quantities (EIGOP (k-1), EIGOP (k)) to a stable system with no input shown in Eq. (25), it is robust against disturbances and modeling errors. Then, the deviation EI GOP can be made to converge to zero.
  • the switching line is represented by a straight line 95.
  • the switching line is represented by a plane, and when the phase space is four or more, the switching line becomes a hyperplane.
  • the response specification parameter P OLE can be set variably. Response By adjusting the parameter P OLE, the convergence speed of the deviation E I GO P can be specified.
  • reference numerals 97, 98, and 99 denote the convergence of the deviation EI GO P when the response specification parameter POLE is 11, 11, 0.8, and 0.5, respectively. Indicates speed. As the absolute value of the response assignment parameter P OLE becomes smaller, the convergence speed of the deviation EIGOP becomes faster.
  • Figure 16 shows that the ignition timing IGL OG is set based on the current operating conditions. Shows the actual indicated mean effective pressure P mi _act when it is calculated by adding the fluctuation signal DIGID to the reference value I GBASE obtained from the map. No feedback control to the optimal ignition timing MB T using the captured value DI GO P is performed.
  • the operating state of the engine changes.
  • a reference value IGBA ASE based on the changed operating condition is newly extracted from the map. It is assumed that the reference value IGBASE extracted from the map has a value delayed from the optimal ignition timing.
  • the ignition timing changes to the retard side (ie, retards). Due to the retardation of the ignition timing, the actual indicated average effective pressure P mi — a ct decreases.
  • the indicated average effective pressure level corresponding to the optimum ignition timing MBT is indicated by reference numeral 101. Since the ignition timing cannot converge to the optimal ignition timing MB T, the "deviation" between the actual indicated mean effective pressure P miact and the level 101 is not eliminated. If the feedback control is not performed, the indicated mean effective pressure is maintained in a reduced state, which may lead to a decrease in combustion efficiency.
  • FIG. 17 shows a case where the feedpack control of the ignition timing is performed according to the embodiment of the present invention. Since the fluctuation signal DIGID is added to the set ignition timing signal (IGBASE + DIGOP), the ignition timing signal IGLOG swings.
  • the ignition timing signal IGLOG converges to the optimal ignition timing MBT, so that the actual indicated average effective pressure Pmi_acct is also at a level corresponding to the MBT. Since the ignition timing signal IGLOG converges to the optimal ignition timing ⁇ , the value of the correction value DIGG ⁇ is almost zero.
  • the operating state of the engine changes. Due to this change, the reference value IGBASE deviates from the optimal ignition timing MBT, so that the ignition timing signal IGLOG also deviates from the optimal ignition timing MBT. As a result, the actual indicated average effective pressure Pmi_ac c decreases and becomes lower than the level 105 corresponding to the optimum ignition timing MB ⁇ .
  • the MB calculator 4 calculates the indicated mean effective pressure Pm i __h at estimated by the function Fm bt based on the fluctuation signal DIGID, Identify the coefficients A igop, B igop, and C igop to match the pressure Pm i-act.
  • the estimated indicated mean effective pressure Pmi_hat changes following the actual mean effective pressure Pmi_act.
  • the optimum ignition timing MBT is calculated by identifying the coefficients A igop, B igop and C igop. Further, a deviation EI GO P of the set ignition timing (IGBASE + DIOP) from the optimum ignition timing MBT is calculated.
  • the ignition timing controller 45 calculates a correction value DIGOP so that the deviation EIGOP is compensated. It can be seen that the correction value DIGOP rises so as to follow the rise of the deviation EIGOP.
  • the ignition timing signal IGLOG is corrected to the advance side. As a result, at about time t3, the ignition timing signal IGLOG returns to the optimal ignition timing MBT. Since the ignition timing signal IGLOG has converged to the optimal ignition timing MBT, the actual indicated average effective pressure Pmi-act returns to the optimal level 105.
  • the coefficient Bigop converges to the reference value zero.
  • the deviation EIGOP is set to zero, and the feedback control is automatically stopped (the arrow 106 indicates that the feedback control has been automatically stopped around time t4).
  • Figure 18 shows the main routine of the ignition timing control process. This routine is performed in synchronization with the combustion cycle.
  • This flowchart illustrates a process for a single cylinder engine as an example. In the case of a multi-cylinder engine, the process for the cylinder is performed for each combustion cycle of the cylinder. For example, in the case of a four-cylinder engine, the process of one of the cylinders is started at every crank angle of 180 degrees.
  • step S1 the valve train (variable phase mechanism, variable lift mechanism, etc. Judgment is made as to whether any failure is detected in the variable compression ratio mechanism, etc. If a failure is detected, torque control cannot be performed by the valve train. Therefore, fail-safe control is performed to calculate the ignition timing so as to keep the engine speed constant (S2).
  • the fail-safe control can be realized, for example, by the above-described response assignment control.
  • the ignition timing Ig-fs is calculated so that the engine speed converges to a predetermined target value (for example, 2000 rpm).
  • the calculation formula for realizing this response assignment control is shown below. k
  • Ig_fs Ig _ fs _base-rch'- ⁇ '(k)-adp'-J ⁇ ' (i) (26)
  • E_fs Target value of engine speed (ex.2000rpm)
  • step S3 the calculated Ig __ fs force S and ignition timing IGL ⁇ G are set.
  • step S5 it is determined whether the engine is starting (S4). During the start, the ignition timing IGLOG is set to a predetermined value (for example, +10 degrees) (S5).
  • a predetermined value for example, +10 degrees
  • step S6 If the engine is not running, it is determined in step S6 whether the accelerator pedal is fully closed. A fully closed accelerator pedal indicates that the engine is idle. Proceeding to step S7, it is determined whether a predetermined time set for performing the catalyst temperature increase control has elapsed. If the predetermined time has not elapsed, it indicates that the catalyst temperature increase control is being executed.
  • Catalyst temperature rise control is a control that activates the catalyst by rapidly increasing the temperature of the catalyst. In the catalyst temperature increase control, the ignition timing is retarded so that the engine speed converges to the target value. This control is called Step S 2 Similarly, it can be realized by response designation type control. The calculation formula for realizing the catalyst temperature rise control is shown below.
  • Ig ⁇ ast Ig- ast ⁇ base-Krch ''- ⁇ "(k) ⁇ Kadp"- ⁇ " ⁇ " (i) (29)
  • NE_ast Engine speed target value (ex.l800rpm)
  • Ig_ast base reference value for catalyst temperature rise control (ex. +5 deg)
  • step S9 the calculated Ig—ast force S and ignition timing IGLOG are set.
  • step S10 When the catalyst temperature increase control is completed in step S7, feedback control (FIG. 19) to the optimum ignition timing MBT according to the present invention is performed (S10).
  • FIG. 19 shows a flow chart of the feedback control to the optimum ignition timing MBT.
  • step S21 the sampled values of the outputs of the first-order filter and the second-order filter are received, and the indicated mean effective pressure Pmi-act is calculated according to the above-described equation (3).
  • a flowchart for sampling the outputs of the primary filter and the secondary filter is shown in FIG.
  • step S22 the coefficients Aigop, Bigop, and Cigop are calculated according to the above-described equations (11) to (22), and an estimation curve represented by equation (9) is specified.
  • step S23 a deviation EIGOP is calculated based on the equation (10).
  • step S24 the response assignment control shown in the equations (23) and (24) is performed to calculate a correction value DIGOP for converging the deviation EIGOP to zero.
  • step S25 a reference value IGBASE is determined based on the current engine speed NE and the intake air amount G cyl by referring to a map as shown in FIG.
  • step S26 the counter C digid is incremented by one. As described with reference to FIG. 10, the value of the counter C digid determines the fluctuation signal to be used.
  • step S27 when the value of the power counter C digid becomes larger than C digid_max (this is a value corresponding to one cycle of the fluctuation signal DIGID), the counter is cleared (S28). . If the value of the counter C digid is not more than C digid-max, the process proceeds to step S29.
  • step S29 the current value of the fluctuation signal DIGID corresponding to the counter Cdigid is determined with reference to a table as shown in FIG.
  • step S30 the ignition timing signal IGLOG is calculated by adding the reference value IGBASE, the correction value DIGOP, and the fluctuation signal DIGID.
  • Steps S21 to S24 and steps S25 to S29 may be processed in parallel.
  • FIG. 20 is a flowchart illustrating a sampling process of the in-cylinder pressure. This routine is executed in a cycle with a crank angle of 15 degrees.
  • step S31 the detected value Pcy1 of the in-cylinder pressure sensor is sampled.
  • step S32 a primary filter is applied to the detected value Pcy1.
  • step S33 a secondary filter is applied to the detected value Pcy1.
  • step S34 it is determined whether or not the current crank angle is 45 degrees after exactly 0 degrees. If it is 45 degrees after TDC, the output value of the secondary filter is sampled and stored in the memory (S35).
  • step S36 it is determined whether or not the current crank angle is 90 degrees after TDC. If it is 90 degrees after TDC, the output value of the primary filter is sampled and stored in the memory (S37).
  • the present invention is applicable to general-purpose internal combustion engines (for example, outboard motors and the like).

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Abstract

　エンジンの点火時期を制御する制御手法が提供される。該手法によると、設定点火時期に変動成分を加えて、点火を実施するための最終点火時期が算出される。最終点火時期に従って点火を実施した時に検出された筒内圧の図示平均有効圧が算出される。該図示平均有効圧と該変動成分との相関関係を表す点火時期特性曲線を推定し、該特性曲線から最適点火時期を算出する。設定点火時期を該最適点火時期に収束させるフィードバック制御が実行される。こうして、点火時期は、エンジンの現在の運転状態に対応する最適点火時期に制御される。

Description

明 細 書 点火時期を制御する装置およぴ方法 技術分野
この発明は、 内燃機関の点火時期を制御する装置および方法に関する。 背景技術
内燃機関 （以下、 エンジンと呼ぶ） の燃焼室内の圧力 （以下、 筒内圧 と呼ぶ） を検出して、 点火時期を制御する手法が提案されている。 特開 平 2 0 0 3— 2 6 2 1 7 7号公報には、 上死点 （T D C ) における筒内 圧 Ptdc と、 最大筒内圧 Pmax との間の差 Δ Ρ を所定のしきい値と比較 し、 該差 Δ Ρ が該しきい値より小さければ、 点火時期を進角側に補正す る。 発明の開示
点火は、 最適点火時期 （ MBT ： Minimum advance for the Best Torque) で行うのが好ましい。 最適点火時期で点火を実施することに より、 燃焼効率を良好にし、 排ガスの浄化性能を高めることができる。 通常、 エンジンの運転状態に応じた点火時期を、 マップとしてメモリ に格納している。 検出された現在の運転状態に基づいて該マップを参照 して、 点火時期を決定する。 バルブタイミング機構、 可変圧縮比機構な どの様々な機構を備える車両では、 エンジンの運転状態の数が膨大であ り、 よって格納すべき点火時期の数も膨大になる。 このような膨大な数 の運転状態のそれぞれに最適な点火時期をマップ上に規定することは、 困難となってきている。
また、 最近の車両は、 エンジンに関連する構成部品を多く備えている ので、 燃焼状態にパラツキが生じたり、 構成部品ごとに経年変化が異な つたりする。 したがって、 このような多くの構成部品に適合するよう点 火時期を設定することが困難となってきている。
現在の運転状態に応じた最適点火時期 M B Tを明確に取得することが できないと、 ノッキングを確実に回避するためには点火時期を遅らせる 必要がある。 点火時期の過度な遅角側への制御は、 燃料効率の低下を招 くおそれがある。
従来技術のように、 所定の周期で筒内圧をしきい値と比較しながら点 火時期を最適点火時期 M B Tに近づけよう とすると、 点火時期を最適点 火時期 M B Tに収束させるまでに時間がかかり、 やはり燃焼効率の低下 を招くおそれがある。
したがって、 現在の運転状態に応じた最適点火時期 M B Tを推定して、 該推定された最適点火時期 M B Tに点火時期を速やかに収束させること のできる制御装置および方法が必要とされている。
本発明の一つの側面によると、 内燃機関の点火時期制御装置は、 設定 点火時期に変動成分を加えて、 点火を実施するための最終点火時期を算 出する点火時期算出器と、 該最終点火時期に従って点火を実施した時に 検出された筒内圧の図示平均有効圧を算出する平均有効圧算出器と、 該 図示平均有効圧と該変動成分とに基づいて、 該図示平均有効圧と該変動 成分との相関関係を表す点火時期特性曲線を推定し、 該点火時期特性曲 線から、 最適点火時期を算出する M B T算出器と、 該最適点火時期に収 束するように、 該設定点火時期を制御するコントローラと、 を備える。
この発明によれば、 点火時期に変動成分を加えることにより、 現在の 運転状態に応じた最適点火時期を算出することができるようになる。 最 適点火時期に点火時期を収束させることにより、 筒内圧を最大にして、 燃焼効率の低下を防止することができる。 現在の運転状態に応じた最適 点火時期を算出することができるので、 様々な運転状態に応じた膨大な 数の点火時期を予めメモリに記憶する必要はない。
この発明の一実施形態によると、 点火時期特性曲線は、 変動成分を入 力とし、 図示平均有効圧を出力とする関数で表される。 上記の M B 'T算 出器は、 さらに、 平均有効圧算出器により算出された図示平均有効圧に 基づいて、 該関数における該変動成分に関連付けられた係数を同定する 同定器を備える。 該係数の同定により、 点火時期特性曲線は推定される。 この発明によれば、 点火時期特性曲線を表す関数に含まれる係数をより 正確に同定することができるので、 点火時期特性曲線の推定精度を向上 させることができる。
この発明の一実施形態によると、 制御装置は、 さらに、 変動成分を生 成する生成器を備える。 変動成分生成器は、 上記関数の係数を同定する ための自己励起条件を満たすように該変動成分を生成する。 一実施例で は、 自己励起条件の数は、 点火時期特性曲線を推定するのに同定すべき 係数の数に 1を加算した値に等しいか、 または該加算した値より大きい。 この発明によれば、 点火時期特性曲線を推定するための信号を適切に生 成することができる。
この発明の一実施形態によると、 上記同定器は、 さらに、 平均有効圧 算出器により算出された図示平均有効圧と、 変動成分を入力として上記 関数に基づいて推定された推定図示平均有効圧との偏差がゼロになるよ うに、 該係数の更新成分を算出する。 さらに、 同定器は、 該偏差がゼロ に近づくにつれ、 予め設定された基準値に該係数が収束するように、 '該 基準値に該係数の更新成分を加算することにより該係数を算出する。 該 基準値は、 該偏差がゼロに収束した時に、 最適点火時期に設定点火時期 を収束させる制御が停止するように、 設定される。
この発明によれば、 実際の平均有効圧が、 点火時期特性曲線から推定 された推定図示平均有効圧とほぼ等しくなる時には、 すなわち同定誤差 がほぼゼロに近づく時には、 該係数が基準値に収束するので、 係数のド リフトを防止することができる。 さらに、 係数が基準値に収束した時に は、 点火時期のフィードバック制御が停止するよう基準値が設定される ので、 誤った同定が継続することを防ぐことができる。
この発明の一実施形態によると、 係数のうちの少なく とも 1つに所定 の制限処理を実施し、 点火時期特性曲線が、 下側の凸状の形状を持つ曲 線として推定されることを防ぐようにする。 設定点火時期が最適点火時 期近傍に収束すると、 推定される特性曲線の曲率が平坦になるが、 この 発明によれば、 このような状態においても、 特性曲線の曲率が誤って推 定されるのを防ぐことができる。
この発明の一実施形態によると、 平均有効圧算出器は、 検出された筒 内圧の交流成分を抽出し、 該交流成分に基づいて図示平均有効圧を算出 する。 この発明によれば、 筒内圧センサの検出値に焦電効果ゃ熱ドリフ トの影響が現れても、 これらの影響を取り除いて図示平均有効圧を算出 することができる。 したがって、 セラミック系の圧電素子を筒内圧セン サに用いることができる。 さらに、 简内圧センサをエンジンシリンダの 壁近くに設置することができる。
この発明の一実施形態によると、 設定点火時期の最適点火時期への応 答特性を指定することのできる応答指定型制御を用いて、 設定点火時期 を制御する。 この発明によれば、 オーバーシュートを生じさせることな く、 設定点火時期を最適点火時期に収束させることができる。 点火時期 を過度に進角または遅角させて燃焼効率が低下することを防止すること ができる。 図面の簡単な説明
第 1図は、 この発明の一実施例に従う、 エンジンおよびその制御装置を 概略的に示す図。
第 2図は、 この発明の一実施例に従う、 点火時期制御の原理を説明する ための図。
第 3図は、 この発明の一実施例に従う、 点火時期制御装置のブロック図。 第 4図は、 この発明の一実施例に従う、 点火時期の基準値を規定するマ ップを示す図。
第 5図は、 燃焼室の体積と筒内圧との関係を示す図。
第 6図は、 この発明の一実施例に従う、 1次フィルタおよび 2次フィル タの特性を示す図。
第 7図は、 この発明の一実施例に従う、 筒内圧の 1次成分おょぴ 2次成 分を抽出する手法を説明するための図。
第 8図は、 この発明の一実施例に従う、 筒内圧の交流成分に基づいて図 示平均有効圧を算出することの効果を説明するための図。
第 9図は、 点火時期と図示平均有効圧との関係を示す図。
第 1 0図は、 この発明の一実施例に従う、 変動信号の波形を示す図。 第 1 1図は、 この発明の一実施例に従う、 変動信号による点火時期の揺 動を説明するための図。
第 1 2図は、 この発明の一実施例に従って算出された点火時期の推定曲 線および最適点火時期を示す図。
第 1 3図は、 この発明の一実施例に従う、 同定すべき係数のうちの 1つ に制限処理を施す理由を説明するための図。
第 1 4図は、 この発明の一実施例に従う、 応答指定型制御における切換 関数を示す図。
第 1 5図は、 この発明の一実施例に従う、 応答指定型制御において、 応 答指定パラメータによって指定される制御量の収束速度を示す図。
第 1 6図は、 最適点火時期へのフィードバック制御を実施しない場合の 図示平均有効圧を示す図。
第 1 7図は、 この発明の一実施例に従う、 最適点火時期へのフィードパ ック制御を実施する場合の各種パラメータの挙動を示す図。
第 1 8図は、 この発明の一実施例に従う、 点火時期制御のメインルーチ ンを示すフローチヤ一ト。
第 1 9図は、 この発明の一実施例に従う、 最適点火時期へのフィードバ ック制御を示すフローチャート。
第 2 0図は、 この発明の一実施例に従う、 筒内圧のサンプリングプロセ スを示すフローチヤ一ト。 本発明の実施するための最良の形態
内燃機関および制御装置の構成
次に図面を参照してこの発明の実施の形態を説明する。 図 1は、 この 発明の実施形態に従う、 エンジンおよびその制御装置の全体的な構成図 である。
電子制御ユニッ ト （以下、 「E CU」 ） という） 1は、 車両の各部か ら送られてく るデータを受け入れる入カインターフェ一ス 1 a、 車両の 各部の制御を行うための演算を実行する C PU 1 b、 読み取り専用メモ リ (ROM) およびランダムアクセスメモリ (RAM) を有するメモリ 1 c、 および車両の各部に制御信号を送る出カインターフェース I dを 備えている。 メモリ l cの ROMには、 車両の各部の制御を行うための プログラムおよび各種のデータが格納されている。 この発明に従う点火 時期制御のためのプログラムは、 該 ROMに格納される。 ROMは、 E P R OMのような書き換え可能な R OMでもよい。 RAMには、 C PU 1 bによる演算のための作業領域が設けられる。 車両の各部から送られ てくるデータおよび車両の各部に送り出す制御信号は、 RAMに一時的 に記憶される。
エンジン 2は、 たとえば 4サイクノレのエンジンである。 エンジン 2は、 吸気弁 3を介して吸気管 4に違結され、 排気弁 5を介して排気管 6に連 結されている。 E CU 1からの制御信号に従って燃料を噴射する燃料噴 射弁 7が、 吸気管 4に設けられている。
エンジン 2は、 吸気管 4から吸入される空気と、 燃料噴射弁 7から嘖 射される燃料との混合気を、 燃焼室 8に吸入する。 燃料室 8には、 E C U 1からの点火時期信号に従って火花を飛ばす点火プラグ 9が設けられ ている。 点火プラグ 9によって発せられた火花により、 混合気は燃焼す る。 燃焼により混合気の体積は増大し、 これにより ピス トン 1 0を下方 に押し下げる。 ピス トン 1 0の往復運動は、 クランク軸 1 1の回転運動 に変換される。
筒内圧センサ 1 5は、 例えば圧電素子からなるセンサであり、 点火プ ラグ 9のエンジンシリンダに接する部分に埋没されている。 筒内圧セン サ 1 5は、 燃焼室 8内の筒内圧に応じた筒內圧信号 P c y 1 を生成し、 それを E CU 1に送る。
エンジン 2には、 クランク角センサ 1 7が設けられている。 クランク 角センサ 1 7は、 クランクシャフ ト 1 1の回転に伴い、 CRK信号およ び T D C信号を E C U 1に出力する。
CRK信号は、 所定のクランク角 （この実施例では、 1 5度） で出力 されるパルス信号である。 E CU 1は、 該 CRK信号に応じ、 エンジン 2の回転数 N Eを算出する。 TD C信号は、 ピス トン 1 0の TD C位置 に関連したクランク角度で出力されるパルス信号である。
エンジン 2の吸気管 4には、 スロッ トル弁 1 8が設けられている。 ス 口ッ トル弁 1 8の開度は、 E C U 1からの制御信号により制御される。 スロッ トル弁 1 8に連結されたスロッ トル弁開度センサ （ 0 TH) 1 9 は、 スロ ッ トル弁 1 8の開度に応じた電気信号を、 E CU 1に供給する。 吸気管圧力 （P b ) センサ 2 0は、 スロ シ トル弁 1 8の下流側に設け られている。 P bセンサ 2 0によって検出された吸気管圧力 P bは E C U 1に送られる。
スロ ッ トル弁 1 8の上流には、 エアフローメータ （A F M ) 2 1が設 けられている。 エアフローメータ 2 1は、 スロ ッ トル弁 1 8を通過する 空気量を検出し、 それを E C U 1に送る。
アクセルペダル開度センサ 2 5が、 E C U 1に接続されている。 ァク セルペダル開度センサ 2 5は、 アクセルペダルの開度を検出し、 それを E C U 1に送る。
図示しないが、 吸気弁おょぴ （または） 排気弁の位相およびリフトを 可変に駆動する機構、 および燃焼室の圧縮比を可変にする機構などを備 えることができる。
E C U 1に向けて送られた信号は入カインターフェース 1 aに渡され、 アナログ一デジタル変換される。 C P U l bは、 変換されたデジタル信 号を、 メモリ 1 cに格納されているプログラムに従って処理し、 車両の ァクチユエータに送るための制御信号を作り出す。 出力インターフエ一 ス I dは、 これらの制御信号を、 燃料噴射弁 7、 点火プラグ 9、 スロッ トル弁 1 8、 およびその他の機械要素のァクチユエータに送る。
本願発明の原理
発明の理解を助けるため、 図 2を参照して、 本願発明の原理を簡単に 説明する。
図 2において、 縦軸は、 筒内圧の図示平均有効圧を示し、 横軸は、 点 火時期を示す。 点火時期の特性曲線 3 1は、 点火時期と図示平均有効圧 との相関関係を示す。 図示平均有効圧の算出手法については、 後述され る。 図に示されるように、 特性曲線 3 1は極大値 3 2を持ち、 該極大値 3 2に対応する点火時期は、 最大の燃焼効率を実現することができる最 適点火時期 M B Tと呼ばれる。
現在設定されている点火時期が、 I G 1であると仮定する。 本願発明 の一実施形態では、 該点火時期 I G 1に変動成分を加える。 変動成分の 加算は、 点火時期を、 I G 1を含む所定範囲内で揺動させる働きを持つ。 —実施例では、 参照符号 3 3に示されるように、 変動成分は、 連続する サイクルにわたり、 点火時期が I G 1を中心としてプラスとマイナスの 両方向に揺動するように設定される。
こう して点火時期を揺動させた時の図示平均有効圧を取得する。 加え られた変動成分と取得した図示平均有効圧とに基づいて、 特性曲線 3 1 の、 範囲 3 3に対応する部分 3 4 (実線で示されている） を取得するこ とができる。 この部分 3 4に基づいて、 特性曲線 3 1の形状を推定する ことができる。 推定された特性曲線 3 1から、 最適点火時期 M B Tが算 出される。 最適点火時期 M B Tに収束するように、 点火時期が制御され る。
本願発明によれば、 現在の運転状態に応じた最適点火時期 M B Tを算 出することができるので、 点火時期を速やかに最適点火時期 M B Tに収 束させることができる。 最適点火時期に点火時期を収束させることによ り、 筒内圧を最大にして、 燃焼効率の低下を防止することができる。 こ の発明によれば、 様々な運転状態および多数のエンジン関連部品に応じ た膨大な数の点火時期を予めメモリに記憶しておく必要はない。
点火時期制御装置
図 3は、 本願発明の一実施形態に従う、 点火時期制御装置のブロック 図である。 この装置の各プロックの機能は、 典型的には、 E C U 1 (図 1 ) のメモリ 1 cに格納されているプログラムを実行することによって 実現される。 代替的に、 これらの機能を、 ハードウェアにより実現して もよい。
変動信号生成器 4 1は、 変動信号 D I G I Dを生成する。 変動信号 D I G I Dは、 図 2を参照して説明した変動成分に対応する。 変動信号 D I G I Dは、 点火時期信号生成器 4 2に渡される。 一実施例では、 変動 信号 D I G I Dの値は、 予めメモリ 1 cに記憶しておく ことができる。 点火時期信号生成器 4 2は、 検出された現在のニンジンの運転状態に 基づいて所定のマップを参照し、 基本値 I G B A S Eを求める。 この実 施例では、 吸入空気量 G c y l と、 エンジン回転数 N Eとに基づいて所 定のマップを参照し、 基本値 I G B A S Eを求める。 所定のマップの一 例が図 4に示されており、 これは、 図 1のメモリ 1 cに格納されること ができる。
好ましくは、 このマップは、 代表的な運転状態についてのみ点火時期 を規定する。 膨大な数の運転状態に対応して点火時期を規定する必要は ない。 このようなマップが、 必ずしも必要とされない点に注意すべきで ある。 しかしながら、 このようなマップがあれば、 最適点火時期 MB T への収束速度を向上させることができる。
吸入空気量 G c y l は、 式 （ 1 ) に従って算出される。 ここで、 G t hは、 エアフローメータ 2 1 (図 1 ) によって検出された値を示す。 P bは、 吸気管圧力センサ 2 0 (図 1 ) によって検出された値を示す。 V bは、 吸気管の体積 （m3) を示す。 T bは、 吸気管の温度 （K) を示 す。 Rは、 気体定数である。 kは、 制御サイクルを識別する符号であり . (k) は今回のサイクルを示し、 （k一 1 ) は前回のサイクルを示す。 以下の実施例の説明では、 制御サイクルが 「k」 で表される処理は、 燃焼サイクル （4サイクルエンジンでは、 クランク角 0〜 7 2 0度の周 期） に同期して実施される。
Gcvlfk) = Gt (k)-
Figure imgf000011_0001
点火時期信号生成器 4 2は、 式 （2 ) に示されるように、 基本値 I G B A S Eおよび補正値 D I GO Pの和に、 変動信号生成器 4 1から受け 取った変動信号 D I G I Dを加算することによって、 点火時期信号 I G L O Gを算出する。 点火時期信号 I G L O Gに従って、 点火プラグ 9 (図 1 ) は駆動される。
I G LOG= I GB A S E +D I GO P +D I G I D (2) 補正値 D I GO Pは、 最適点火時期 MB Tに収束させるための補正値 である。 点火時期信号 I G L OGに、 変動信号 D I G I Dが含まれるこ とに注意されたい。 信号 D I G I Dのような変動成分を意図的に点火時 期信号 I G L O Gに含ませることにより、 （ I G B A S E +D I G O P) を所定範囲内で揺動させる。
以下の説明では、 （ I GB A S E +D I GO P) を設定点火時期と呼 ぶことがある。 設定点火時期は、 現在の運転状態に基づく点火時期信号 であり、 最適点火時期に収束させる制御対象である。 図 2を参照して説 明したように、 設定点火時期に対して所定範囲内で点火時期が摇動する ように変動信号 D I G 1 Dが加えられる。 変動信号 D I G I Dは、 燃焼 状態に大きな変動を生じさせないような大きさを持つよう生成されるの が好ましい。
変動信号 D I G I Dが加えられた点火時期信号 I G L O Gに従って点 火された時、 筒内圧センサ 1 5によって筒内圧 P c y 1が検出される。 平均有効圧算出器 4 3は、 該検出された筒内圧 P c y 1 について、 図示 平均有効圧 P m i— a c tを算出する。
M B T算出器 4 4は、 図示平均有効圧 P m i— a c tおよぴ該図示平 均有効圧 P m i _ a c tに対応する変動信号 D I G I Dに基づいて、 点 火時期の特性曲線を推定する。 推定された特性曲線から、 最適点火時期 M B Tが算出される。
点火時期コントローラ 4 5は、 設定点火時期が最適点火時期 M B Tに 収束するように、 上記の補正値 D I G O Pを算出する。
この実施例では、 基準値 I G B A S Eと補正値 D I G O Pの和を、 最 適点火時期 M B Tに収束させる。 基準値を用いることにより、 次のよう な利点がある。 すなわち、 エンジンの運転状態は、 急激に変化すること がある。 該変化後の運転状態に応じた基準値を用いれば、 より速やかに 点火時期を最適点火時期 M B Tに収束させることができる。 しかしなが ら、 代替的に、 このような基準値を用いることなく、 最適点火時期に収 束させるよう点火時期を制御サイクル毎に算出するように、 コン トロー ラ 4 5を構成してもよい。
平均有効圧算出器
図 5を参照して、 図示平均有効圧を説明する。 図 5は、 エンジンの燃 焼室の体積と筒内圧との関係を示す。 点 Pにおいて、 吸気弁が開き、 吸 気行程が開始する。 筒内圧は、 ピス トンが上死点 T D Cにある点 Nを経 て、 最小値である点 Uに至るまで減少する。 その後、 ピス トンが下死点 B D Cである点 Kを経て、 筒内圧は增加する。 点 Qにおいて圧縮行程が 開始する。 圧縮行程において、 筒内圧は増加する。 点 Rにおいて燃焼行 程が開始し、 混合気の燃焼により筒内圧は急激に増加し、 点 sにおいて、 筒内圧は最大になる。 混合気の燃焼により、 ピス トンは押し下げられ、 点 Mで示される B D Cに向かって移動する。 この移動により、 筒内圧は 減少する。 点 Tにおいて排気弁が開き、 排気工程が開始する。 排気工程 では、 筒内圧はさらに減少する。
図に示される筒内圧の曲線で囲まれる面積を、 ビス トンの行程容積で 割った値を、 図示平均有効圧と呼ぶ。
代替の実施形態では、 B D Cである点 Kから、 TD Cである点 Lを経 て B D Cである点 Mに至るまでの平均有効圧を、 図示平均有効圧として 算出するようにしてもよい。
本願発明の一実施形態では、 平均有効圧算出器 4 3は、 筒內圧センサ の検出値を、 所定のクランク角度 （この実施例では、 1 5度） のサイク ルでサンプリングする。 サンプリングされた筒内圧を、 P c y l ( n ) で表し、 ここで nは、 サンプリングサイクルを表す。
平均有効圧算出器 4 3は、 式 （3 ) に従って、 図示平均有効圧 Prri i — a c tを算出する。 式 （3 ) は、 筒内圧の交流成分のみを抽出して、 図示平均有効圧 P m i _a c tを算出する手法を示しており、 これにつ いては、 特公平 8— 2 0 3 3 9号公報に詳細が示されている。
hは、 1燃焼サイクルに要する行程数に応じた係数であり、 4サイク ルエンジンの場合には、 h = 1 /2である。 2サイクルエンジンでは、 h = l となる。 λは、 コンロ ッ ドの長さ s とクランクシャフ トの半径 r との比で表され、 λ = sノ rである。
C 1は、 筒内圧 P c y l における、 エンジン回転数の 1次成分 （すな わち、 エンジン回転数の 1倍の周波数成分） の振幅を示し、 は、 筒 内圧 P c y l における、 エンジン回転数の 1次成分の T D Cに対する位 相差を示す。 C 2は、 筒内圧 P c y 1 における、 エンジン回転数の 2次 成分 （すなわち、 エンジン回転数の 2倍の周波数成分） の振幅を示し、 φ 2は、 筒内圧 P c y 1 における、 エンジン回転数の 2次成分の TD C に対する位相差を示す。 前述したように、 kは、 燃焼サイクルに同期し た制御サイクルを表しており、 よって図示平均有効圧 Pm i— a c tの 算出は、 燃焼サイクル毎に実施される。 1 ^ ,―、、
Pmi_act(k) =— I Cl(k) οο§(φ1(1ί)) +― C2(k) cos((|)2(k)) I (3)
2 2λ J このよ うに、 平均有効圧算出器 4 3は、 筒内圧 P c y l の交流成分 (この実施例では、 1次成分と 2次成分） に基づいて、 図示平均有効圧 P m i _ a c tを算出する。
筒内圧 P c y l の 1次成分と 2次成分を抽出する手法について説明す る。 この抽出手法は、 上記の特公平 8 - 2 0 3 3 9とは異なる点に注意 されたい。 該公報では、 アナログフィルタを用いて抽出するのに対し、 本願発明の一実施形態では、 デジタルフィルタを用いて抽出する。
平均有効圧算出器 4 3は、 サンプリングされた筒内圧 P c y 1 ( n ) に対し、 式 ( 4 ) および （5 ) にそれぞれ示すように、 1次フィルタお よび 2次フィルタを適用する。 nは、 前述したように、 所定のクランク 角度 （たとえば、 1 5度） に同期したサンプリングサイクルを表す。
Pcylodl(n) = aodl 1. Pcylodl(n— 1) + aodl2. Pcylodl(n - 2)
+ aodl 3. Pcylodl( -3) + aodl 4 ' Pcylodl(n一 4)
+ bodlO · Pcyl(n)+bodl 1 · Pcyl( 一 l)+ bodl2 · Pcyl(n一 2) + bodl3 - Pcyl(n - 3)+ odl4. Pcyl(n一 4) (4)
フィルタ係数： aodli(i = 1—4), bodlj(j = 0〜5)
Pcylod2(n) = aod21. Pcylodl(n— 1) + aod22. Pcylodl(n - 2)
+ aod23 - Pcylodl(n - 3) + aod24 · Pcylodl(n - 4)
+ bod20. Pcyl(n) + bod21 · Pcyl(n -1)4- bod22. Pcyl(n一 2) + bod23 · Pcyl(n— 3) + bod24 · Pcyl(n一 4) (5)
フィルタ係数： aod2i(i = 1〜4)， bod2j(j = 0〜5) これらのデジタルフィルタの特性が、 それぞれ、 図 6の （ a ) および ( ) に示されている。 1次フィルタ （ a ) は、 エンジン回転数の 1次 成分を抽出するような特性を持つバンドバスフィルタであり、 2次フィ ルタ （ b ) は、 エンジン回転数の 2次成分を抽出するような特性を持つ バンドパスフィルタである。 横軸は、 ナイキス ト周波数で正規化された 周波数を表す。
エンジン回転数に同期した周期で筒内圧 P c y 1がサンプリングされ るので、 ナイキス ト周波数がエンジン回転数に従って変わる。 ナイキス ト周波数で正規化することにより、 現在のエンジンの回転数がどのよう な値であっても、 これらのフィルタの係数を変更することなく、 ェンジ ン回転数の 1次成分および 2次成分を筒内圧 P c y 1から抽出すること ができる。
—定の時間間隔でフィルタを適用する手法では、 エンジン回転数が低 い時には通過帯域が極度に低周波となり、 よってフィルタ係数が極度に 小さくなつてフィルタの出力を不安定にするおそれがある。 本発明の一 実施形態に従う上記の手法によれば、 エンジン回転数に同期してフィル タを適用することにより、 このような事象を防止することができる。
1次フィルタの適用によって得られた値 P c y 1 o d 1 ( n ) をアナ 口グ波形として表すと、 C l ' s i n ( Θ n e + 1 ) と表される。 2 次フィルタの適用によって得られた値 P c y 1 o d 2 (n) をアナログ 波形として表すと、 C 2 ' s i n ( 2 Θ n e + 2 ) と表される。 ここ で、 0 n eは、 0〜 2 πの値を持つエンジン回転角を表しており、 ビス トンが TD Cにある時、 Θ n e = 0 r a dである。
ところで、 式 （ 3 ) の C l ' c o s ( ^ 1 ) およぴ C 2 * c o s ( φ 2 ) は、 それぞれ、 式 （ 6 ) および （ 7) のように表すことができる。
CI cos((j)l) = CI sin (- + φΐ) (6)
C2 cos(())2) = C2 si (- + φ2) = C2 sin(2(-) + φ2) (7)
2 4
1次フィルタの出力 C l ' s i n ( Θ n e + 1 ) と式 （ 6 ) とを比 較して明らかなように、 エンジン回転角が πΖ 2である （すなわち、 Θ n e = π / 2 ) 時に 1次フィルタの出力をサンプリ ングすれば、 式 ( 3 ) の 1次成分 C 1 · c o s ( 1 ) を得ることができる。 同様に、 2次フィルタの出力 C 2 · s i n ( 2 Θ n e + 2 ) と式 （ 7) とを比 較して明らかなよ うに、 エンジン回転角が πΖ 4である （すなわち、 Θ n e = π / 4 ) 時に 2次フィルタの出力をサンプリ ングすれば、 式 ( 3 ) の 2次成分 C 2 . c o s ( φ 2 ) を得ることができる。
ここで、 図 7を参照すると、 クランク角に対する筒内圧 P c y 1 、 1 次フィルタの出力についてのアナログ波形 C 1 · s i n ( Θ n e + φ 1 ) 、 および 2次フィルタの出力についてのアナログ波形 C 2 · s i n ( 2 Θ n e + φ 2 ) が示されている。 アナログ波形 C 1 · s i n ( θ η e + φ ΐ ) .および C 2 * s i n ( 2 Θ n e + φ 2 ) は、 太い線で表され ており、 比較のため、 C 1 · s i n ( Θ n e ) および C 2 ' s i n ( 2 . Θ n e ) が細い線で表されている。
前述したように、 0 η β = πΖ 2である時、 すなわち T D C後 9 0度 の所で、 1次フィルタの出力 C I * s i n ( Θ n e + 1 ) をサンプリ ングした値 5 1は、 式 （ 3 ) の 1次成分 C 1 · c o s ( 1 ) を表す。 θ η Θ = πΖ4である時、 すなわち T D C後 4 5度の所で、 2次フィル タの出力 C 2 * s i n ( 2 Θ n e + 2 ) をサンプリングした値 5 2は、 式 （ 3 ) の 2次成分 C 2 · c o s ( φ 2 ) を表す。
こう して、 所定のクランク角度において 1次フィルタおよび 2次フィ ルタの出力をサンプリング · ホールドすることにより、 式 ( 3 ) に従つ て図示平均有効圧 P m i _ a c tを算出することができる。
T D C後 4 5度と 9 0度においてデジタルフィルタからの出力をサン プリングすることができればよいので、 代替的に、 筒内圧のサンプリン グ周期を、 4 5度の整数分の 1のクランク角度としてもよい （たとえば、 5度または 3度のクランク角でサンプリングすることができる） 。
図 8を参照して、 上記の、 筒内圧の交流成分のみを抽出して図示有効 平均圧を算出する手法の効果を説明する。 波形 5 5は、 図 1に示される ように車載用の筒内圧センサ 1 5を車両に搭載した場合の、 該筒内圧セ ンサの検出値を示す。 波形 5 6は、 試験用に用いられるセンサの検出値 を示す。
試験用センサは、 燃焼室内の混合気に直接触れるように配置され、 該 センサの圧電素子は、 高価な単結晶で形成されている。
一方、 車両に搭載される筒内圧センサに使用されている圧電素子は、 通常、 コス トと耐久性の観点から、 多結晶のセラミック系で形成される。 また、 車両に搭載されているために、 該圧電素子の温度を一定に保つこ とが困難な場合がある。 そのため、 試験用センサの出力を示す波形 5 6 と比較して明らかなように、 車載用センサの波形 5 5では、 焦電効果や 熱ドリフトに起因して検出値 P c y 1 に "ずれ" が生じるおそれがある。
このような "ずれ" を防止するためには、 圧電秦子を、 高価な単結晶 のものとし、 エンジンの運転状態の変動による燃焼室内の温度の影響を 回避するよう、 燃焼室から離れた所にセンサを配置する必要がある。 し かしながら、 これは、 コス ト高となる。 また、 センサ出力の絶対値が小 さくなるので S N比が低下するおそれがある。
本願発明の一実施形態では、 筒内圧の交流成分に基づいて図示平均有 効圧 P m i a c tを算出するので、 焦電効果ゃ熱ドリフ トに起因して 現れる、 1次成分よりも遅い周波数成分を除去することができる。 図 8 の （b ) に示されるように、 筒内圧センサ 1 5の検出値に基づいて算出 された図示平均有効圧 P m i _ a c t (波形 5 7により表される） は、 試験用センサの検出値に基づいて同様に算出された図示平均有効圧 （波 形 5 8により表される） とほぼ同じ値を示す。
変動信号生成器および M B T算出器
図 9を参照すると、 図 2と同様の図が示されている。 点火時期の特性 曲線 7 1は極大値 7 2を持ち、 極大値 7 2に対応する点火時期が、 最適 点火時期 M B Tである。 しかしながら、 実際には、 燃焼サイクルごとに 燃焼状態が変動するので、 点火時期に対する図示平均有効圧 P m i _ a c tは、 通常、 幅 7 3を持つ網掛け領域 7 4に示されるような範囲内に 分布する。
エンジンをテス トする環境では、 点火時期を遅角側から進角側に向け て変更させながら図示乎均有効圧を測定することで、 特性曲線 7 1を得 ることができる。 しかしながら、 車両が走行している状態では、 このよ うな操作はドライパビリティを悪化させるおそれがある。
また、 従来技術のように、 点火時期を、 マップから抽出された値 （た とえば、 I G 1で示されている） に固定すると、 該抽出された値の点火 時期に対して図示平均有効圧は、 線 7 5上に分布する。 このような図示 平均有効圧の 1次元の分布からは、 特性曲線 7 1の形状 （曲率おょぴ傾 き） を推定することはできない。
ドライパビリティを悪化させることなく特性曲線 7 1を推定するため、 本願発明の一実施形態では、 図 3を参照して説明したように、 変動信号 生成器 4 1を導入する。 変動信号生成器 4 1は、 特性曲線 7 1を推定す るための自己励起条件を満たす変動信号を生成する。 自己励起条件の数 は、 推定すべき特性曲線 7 1を表す関数 （これについては、 後述され る） に含まれる同定すべき係数の数に 1を加算した値に等しいか、 また は該加算した値より大きい。
この実施例では、 推定すべき特性曲線 7 1を表す関数に、 同定すべき 係数が 3個含まれ、 自己励起 （P E) 条件の数は 4に設定される。 こう して、 変動信号生成器 4 1は、 式 （ 8 ) に示されるように、 3個の正弦 波を合成した信号 D I G I Dを生成する。 δ 1、 δ 2および S 3は、 振 幅を表す。 ω 1、 ω 2および ω 3は、 制御周波数 （この実施例では、 燃 焼サイクルに相当する周波数） の整数分の 1の周波数に相当するよう設 定される。 おょぴ は、 位相を表す。 これらのパラメータの値は、 予め決められる。
DIGID(k) = δΐ · sin(rol -k) + 52- sin((o2 · k + ψ) + δΐ · sin((o3. k + ψ') (8) 代替的に、 変動信号 D I G I Dは、 5個以上の自己励起条件を満たす よう生成されてもよい。 たとえば、 無限大数の正弦波を含むランダム波 を、 変動信号 D I G I Dとして生成してもよい。 また、 一連のパルス信 号 （たとえば、 M系列） の形態で、 変動信号 D I G I Dを生成してもよ レ、。
図 1 0に、 一例として、 変動信号 D I G I Dの波形を示す。 横軸は、 カウンタ C d i g i dの値を示す。 変動信号 D I G I Dは、 C d i g i d_m a xの周期を持つよう生成される。 カウンタ値 C d i g i dに対 応する変動信号 D I G I Dを、 マップとしてメモリ l c (図 1 ) に格納 することができる。
各制御サイクルにおいて、 カウンタの値がインク リメントされる。 力 ゥンタ値に対応する変動信号 D I G I Dの値が、 該マップから抽出され る。 カウンタが C d i g i d _m a xに達したならば、 該カウンタはゼ 口にリセッ トされる。
符号 7 7は、 変動信号 D I G I Dのと り うる値の範囲を示す。 変動信 号 D I G I Dは、 ゼロを中心にプラス方向とマイナス方向に揺動するよ う生成される。 しかしながら、 変動信号 D I G I Dの揺動する範囲を、 プラスまたはマイナスに偏らせるようにしてもよい。
変動信号 D I G I Dの変動幅 7 7は、 通常の運転状態で現れる、 図 9 に示されるような図示平均有効圧の変動幅 7 3内に収まるように設定さ れるのが好ましい。 このように変動信号 D I G I Dを生成することによ り、 変動信号 D I G I Dによって燃焼状態が影響されることを回避する ことができる。
図 1 1を参照して、 M B T算出器 4 4により実施される、 変動信号 D I G I Dを用いて点火時期の特性曲線 7 1を推定する手法を説明する。 図に示される範囲 8 1は、 図 1 0の変動信号 D I G I Dが揺動する範囲 7 7に対応する。 設定点火時期は、 前述したように、 基準値 I G B A S Eと補正値 D I G O Pとの和である。 この設定点火時期に、 変動信号 D I G I Dを加えることにより、 結果としての点火時期信号 I G L O Gが 範囲 8 1内で摇動する。
変動信号 D I G I Dによって点火時期が範囲 8 1内で揺動した時の図 示平均有効圧の分布する範囲が、 網掛けされた領域 8 2で表されている。 この領域 8 2内に分布した図示平均有効圧に基づいて、 特性曲線 7 1を 推定することができる。
図' 9を参照して説明したように、 マップから抽出された値に固定され る点火時期に対しては、 図示平均有効圧は線 7 5上にしか分布しないの で、 特性曲線の形状 （傾きおよび曲率） を推定することはできない。 し かしながら、 本願発明の一実施形態では、 変動信号 D I G I Dを用いて 点火時期を範囲 8 1内で摇動させることにより、 線のような 1次元では なく、 2次元の広がりを持つ領域 8 2上の図示平均有効圧が取得され、 よって特性曲線の形状を推定することができる。
特性曲線 7 1を推定する具体的な方法を説明する。 まず、 特性曲線 7 1 を、 式 （ 9 ) に示されるよ うな、 変動信号 D I G I Dの 2次関数 Fmbtとして定義することができる。
Fmbt(DIGID)=Aigop · DIGID2+Bigop · DIGID+Cigop (9) A i g o p、 B i g o pおよび C i g o pは、 同定すべき係数である。 これらの係数を、 変動信号 D I G I Dによって領域 8 2内に分布した図 示平均有効圧から同定することができる。 同定手法の詳細については、 後述する。
図 1 2を参照すると、 同定された係数 A i g o p、 B i g o pおよび C i g o pにより導き出された推定曲線 8 3が示されている。 推定曲線 8 3が、 実際の特性曲線 7 1にほぼ一致しているのがわかる。 設定点火 時期と最適点火時期 MB Tとの偏差 E I G O Pが、 矢印 8 4により示さ れている。 推定曲線 8 3の極大値 7 2は式 （9 ) を微分することにより 求められるので、 偏差 E I GO Pは、 式 （ 1 0 ) のよ うに算出される。
EIGOP =一 卿 (10)
2. Aigop 設定点火時期は、 最適点火時期 MB Tに対して偏差 E I GO Pを持つ。 この偏差をなくすように設定点火時期を制御すれば、 最適点火時期 MB Tにおける点火を実現することができる。 この制御手法については、 「点火時期コントローラ」 のセクションで説明する。
実際の特性曲線 7 1が厳密な 2次関数ではないので、 設定点火時期が 最適点火時期 MB Tから離れている場合には、 推定曲線 8 3に誤差が含 まれるおそれがある。 しかしながら、 点火時期コントローラ 4 5により 偏差 E I GO Pをゼロに収束させることにより、 設定点火時期を最適点 火時期 MB Tに収束させることができる。
ここで、 上記の関数 F m b tに含まれる係数 A i g o p、 B i g o p および C i g o pの同定手法について説明する。 変動信号 D I G I Dの 前回値を推定曲線の関数 Fm b tに代入することにより得られる推定平 均有効圧 Pm i—h a tが、 該変動信号を用いた結果実際に検出された 筒内圧に基づいて平均有効圧算出器 4 3により算出された Pm i— a c tに一致するように、 該係数は同定される。
この同定手法には、 最小 2乗法およぴ最尤法などの既知の手法を用い ることができる。 この発明の一実施形態では、 より効率的な手法である δ修正法を用いる。 δ修正法については、 本願の出願人による、 特許第 3 3 0 4 8 4 5号公報に詳細が記載されている。 ここでは、 簡単に、 δ 修正法を用いてこれらの係数を同定する手法について説明する。
δ修正法に従う逐次型同定アルゴリズムは、 式 （ 1 1 ) のように表さ れる。 係数べク トル Θ ( k ) は、 その基準値 Θ— b a s e ( k ) と、 そ の更新成分 d 0 (k) との和で表される。 δは、 式 （ 1 6 ) で表される 忘却係数べク トルである。
9(k) = θ_ base(k) + d&(k) (11)
d9(k) = δ · d9(k - 1) + P(k) · E _ id(k) (12)
ここで、 θτ (k) = [Aigop(k), Bigop(k), Cigop(k)] (13)
άθτ (k) = [Aigop(k)一 Aigop _ base, dBigop(k), dCigop(k)] 9_baseT (k) = [Aigop base(k), 0, Cigop_base(k)]
1 0 0
0 δ' 0 (0く δ'<1) (16)
ο ο δ· 忘却係数べク トル δにおいて、 A i g o pに対応する要素は値 1に設 定され、 B i g o pおよび C i g o pに対応する要素は、 ゼロより大き く 1 より小さい値 δ 'に設定される。 これは、 同定誤差 E— i dがゼロ に収束した時、 A i g o pだけが残り、 B i g o pおよび C i g o pが 忘れられる、 という効果を持つ。
式 （ 1 2 ) で示される式に表される同定誤差 E— i d ( k ) は、 式 ( 1 7 ) により表される。 すなわち、 同定誤差 E— i dは、 変動信号 D I G I Dの前回値が点火時期信号に含められた結果検出された筒内圧に 基づいて平均有効圧算出器 4 3により算出された図示平均有効圧 Pm i — a c t と、 変動信号 D I G I Dの前回値を入力として関数 Fm b tに 基づいて算出された推定図示平均有効圧 Pm i __h a t との差である。 E― id(k) = Pmi一 act(k)一 Pmi一 at(k) (17)
ここで、 Pmi _hat(k) = θτ (k) · C(k)
= Aigop(k) . DIGID(k一 l)2 + Bigop · DIGD3(k一 1) + Cigop(k) (18) ζτ (k) = [DIGID(k - 1)2 , DIGID(k - 1), 1] (19) ゲイン K P ( k ) は、 式 （2 0 ) により表される。 Pは、 式 （ 2 1 ) により表される。 式 （2 0 ) の係数； I 1および； I 2の設定により、 同定 アルゴリズムの種類が、 以下のように決まる。
λ 1 = 1、 1 2 = 0 固定ゲインァルゴリズム
λ 1 = 1、 1 2 = 1 最小 2乗法アルゴリ ズム
え 1 = 1、 λ 2 = λ 漸減ゲインアルゴリ ズム （えは、 0、 1以外の所 定値）
λ 1 = 、 λ 2 = 1 重み付き最小 2乗法アルゴリ ズム （ は、 0、 1 以外の所定値)
P(k-稱
' l + CT(k)-P(k-l)-C(k)
P(k)^(I- ^2.P(k-l).C(k).^(k)
λΐ λl + λ2■ζτ(k)^P(k-l)^ζ(ky
ここで、 Iは (3 x 3)の単位行列 点火時期が最適点火時期 MB Tに十分収束すると、 点火時期の揺動に 対する図示平均有効圧の変動が小さくなる。 このような定常状態におい て、 他の同定手法によると、 同定する係数がドリフトするおそれがある 本願発明の上記手法によれば、 上記の式 （ 1 1 ) に示されるように、 係数べク トル Θ ( k ) は、 その基準値 Θ— b a s e ( k) と、 その更新 成分 d 0 ( k ) との和で表される。 同定誤差 E— i dが十分ゼロに近づ く と、 式 （ 1 2 ) から明らかなように、 更新成分 d Θ は （ A i g o p ( k - 1 ) 一 A i g o p— b a s e , 0 , 0 ) に収束し、 よって式 （ 1 1 ) から明らかなように、 係数べタ トル Θは （A i o p ( k - 1 ) , 0 ,C i g o p _b a s e ) に収束する。 係数 A i g o p の値がゼ口と ならないように同定されるので、 式 （ 1 0 ) においてゼロによる除算が 回避され、 よって最適点火時期 MB Tへの制御が,発散することを回避す ることができる。
また、 同定誤差 E— i dが十分ゼ口に近づく と、 係数 B i g o pはゼ 口に収束するので、 式 （ 1 0 ) に示される、 最適点火時期 MB Tに対す る偏差 E I GO Pはゼロになる。 偏差 E I G O Pがゼロに収束するので、 最適点火時期 MB Tに点火時期を収束させるフィ一ドバック制御が自動 的に停止する。
また、 何らかの異常な燃焼により、 点火時期の揺動に対する図示平均 有効圧の変動が大きくなつた場合、 変動信号 D I G I Dと平均有効圧 P m i— a c t との間の相関性がなくなるおそれがある。 このような場合、 誤差 E— i dが白色雑音状態となり、 該誤差 E— i dの平均値がゼロに なる。 その結果、 係数べク トル Θは基準値 S— b a s eに収束し、 これ によって、 最適点火時期 MB丁へのブイ一ドバック制御が自動的に停止 する。
このように、 δ修正法によれば、 同定誤差 E— i dが十分小さい定常 状態において、 同定すべき係数の値がドリフ トすることを防止すること ができる。
本願発明の一実施形態では、 このように同定された係数 A i g o pに 対して、 式 （ 2 2 ) に示されるように関数 L i m— aを適用する。 関数 L i ra— a (X)は、 xをゼロより小さい値に拘束する関数である。 L i m — a ( A i g o ) により、 A i g o pは、 負の値を持つよう拘束され る。
Aigop = Lima a(Aigop) (22) 係数 A i g o pを負の値に拘束する闋数 L i m_aを適用する理由を、 図 1 3を参照して説明する。 図 1 3は、 設定点火時期が最適点火時期 M B Tに十分に収束し、 変動信号 D I G I Dによって図示平均有効圧 P m i _ a c tがほとんど変化しない （すなわち平坦な） 状態を示す。 実際 の特性曲線は符号 9 1によって表されている。 このような状態では、 推 定曲線が、 下向きに凸を持つ形状 （すなわち、 A i g o p ≥ 0 ) の曲線 9 4として、 誤って推定されるおそれがある。 このような誤った推定は、 最適点火時期 MB Tの算出に誤差が生じさせるおそれがある。 これを回 避するため、 関数 L i m— aを適用して、 上向きに凸を持つ形状 (すな わち、 A i g o pく 0 ) の曲線 9 3 として推定曲線が算出されるよ.うに する。
点火時期コントローラ
点火時期コントローラ 4 5は、 推定曲線から算出された最適点火時期 に収束するよう点火時期を制御する。 具体的には、 最適点火時期 MB T に対する偏差 E I G O Pがゼ口に収束するように、 補正値 D I G O Pを 算出する。 補正値 D I G O Pを基準値 I G B A S Eに加えることにより、 偏差 E I G O Pが補償されるようにする。
点火時期コントローラ 4 5は、 応答指定型制御を用いて、 偏差 E I G O Pをゼロに収束させるための制御入力すなわち補正値 D I G O Pを算 出する。 算出式は、 式 （ 2 3 ) により示される。
k
DIGOP(k) = -Kxch · a(k) - KadpJ1 σ(ΐ) (23)
i=0
a(k) = EIGOP(k) + POLE · EIGOP(k - 1) (24)
ここで、 Krch, Kadp>0
応答指定型制御は、 制御量 （ここでは、 偏差 E I G O P ) の目標値 (ここでは、 ゼロ） への収束特性を指定することができる制御である。 応答指定型制御によれば、 偏差 E I G O Pを、 オーバーシュートを生じ させることなくゼロに収束させることができる。
応答指定型制御では切り換え関数 σが設定される。 P O L Eは切換関 数 σの応答指定パラメータであり、 偏差 E I G O Ρの収束速度を規定す る。 P O L Eは、 好ましくは、 一 1く P O L Eく 0を満たすよう設定さ れる。
切換関数 (k)= 0 と した式は等価入力系と呼ばれ、 偏差 E I G O Ρ の収束特性を規定する。 σ (]£)== 0とすると、 式 （ 2 4 ) の切り換え闋 数 σは式 （2 5 ) のように表されることができる。 EIGOP(k) = -POLE · EIGOP(k - 1) (25) ここで、 図 1 4を参照して、 切り換え関数について説明する。 縦軸が E I G O P (k)および横軸が E I G O P (k-1)の位相平面上に、 式 （ 2 5 ) の切り換え関数 σが、 線 9 5で表現されている。 この線 9 5を切換 線と呼ぶ。 E I G O P(k-l)および E I GO P (k)の組合せからなる状態 量 （ E I G O P (k-1), E I G O P (k)) の初期値が、 点 9 6で表されて いるとする。 応答指定型制御は、 点 9 6で表される状態量を、 切換線 9 5上に載せて該切換線 9 5上に拘束するよう動作する。
応答指定型制御によると、 状態量を切換線 9 5上に保持することによ り、 該状態量を、 外乱等の影響されることなく、 極めて安定的に位相平 面上の原点 0に収束させることができる。 言い換えると、 状態量 （E I G O P (k-1), E I G O P(k)) を、 式 （ 2 5 ) に示される入力の無い安 定系に拘束することにより、 外乱およびモデル化誤差に対してロバス ト に、 偏差 E I GO Pをゼロに収束させることができる。
この実施例では、 切換関数 σに関する位相空間が 2次元であるので、 切換線は直線 9 5で表される。 位相空間が 3次元である場合には、 切換 線は平面で表され、 位相空間が 4次元以上になると、 切換線は超平面と なる。
応答指定パラメータ P O L Eは、 可変に設定することができる。 応答 指定パラメータ P O L Eを調整することにより、 偏差 E I GO Pの収束 速度を指定することができる。
図 1 5を参照すると、 参照番号 9 7、 9 8および 9 9は、 応答指定パ ラメータ P O L Eが、 それぞれ、 一 1、 一 0. 8、 一 0. 5の場合の偏 差 E I GO Pの収束速度を示す。 応答指定パラメータ P O L Eの絶対値 が小さくなるにつれ、 偏差 E I GO Pの収束速度は速くなる。
一実施形態に従う点火時期制御の効果
図 1 6および図 1 7を参照して、 本願発明の一実施形態に従う点火時 期制御の効果を説明する。
図 1 6は、 点火時期 I G L OGを、 現在の運転状態に基づいて所定の マップから求めた基準値 I GB A S Eに、 変動信号 D I G I Dを加算す ることによって算出した場合の、 実際の図示平均有効圧 P m i _a c t を示す。 捕正値 D I GO Pを用いた最適点火時期 MB Tへのフィ一ドパ ック制御は行われていない。
時間 t lにおいて、 エンジンの運転状態が変化する。 変化後の運転状 態に基づく基準値 I G B A S Eが新たにマップから抽出される。 マップ から抽出される基準値 I G B A S Eが、 最適点火時期よりも、 遅角した 値を持つと仮定する。 その結果、 点火時期は遅角側に変化する （すなわ ち、 リタードする） 。 点火時期がリタードしたことにより、 実際の図示 平均有効圧 P m i— a c tは低下する。 最適点火時期 M B Tに対応する 図示平均有効圧のレベルが、 参照符号 1 0 1により示されている。 点火 時期が最適点火時期 MB Tに収束することができないので、 実際の図示 平均有効圧 P m i a c t とレベル 1 0 1 との "ずれ" は解消されない このように、 点火時期を最適点火時期に収束させるフィードバック制 御を実施しないと、 図示平均有効圧が低下した状態に維持され、 よって 燃焼効率の低下を招くおそれがある。
図 1 7は、 本願発明の一実施形態に従う点火時期のフィ一ドパック制 御を実施した場合を示す。 変動信号 D I G I Dが設定点火時期信号 （ I GBA S E +D I GO P) に加算されているので、 点火時期信号 I G L OGは揺動している。
時間 t 0〜 t 1の間、 点火時期信号 I G L O Gは最適点火時期 MB T に収束しており、 よって実際の図示平均有効圧 Pm i __a c t も、 該 M B Tに対応するレベルにある。 点火時期信号 I G L O Gが最適点火時期 ΜΒ Τに収束しているので、 補正値 D I G Ο Ρの値はほぼゼ口である。
時間 t 1において、 エンジンの運転状態が変化する。 この変化に起因 して、 基準値 I GB A S Eは最適点火時期 MB Tから外れ、 よって点火 時期信号 I G L O Gも最適点火時期 MB Tから外れる。 その結果、 実際 の図示平均有効圧 Pm i _a c ΐが低下し、 最適点火時期 MB Τに対応 するレベル 1 0 5よりも低下する。
MB丁算出器 4 は、 変動信号 D I G I Dに基づいて関数 Fm b tに より推定された図示平均有効圧 Pm i __h a tが、 実際の図示平均有効 圧 Pm i一 a c t と一致するように、 係数 A i g o p、 B i g o pおよ び C i g o pを同定する。 その結果、 推定図示平均有効圧 P m i _h a tが、 実際の平均有効圧 Pm i __a c tに追従して推移する。 係数 A i g o p、 B i g o pおよび C i g o pの同定により、 最適点火時期 MB Tが算出される。 さらに、 設定点火時期 （ I G BA S E +D I O P) の 最適点火時期 MB Tに対する偏差 E I GO Pが算出される。
時間 t 2のあたりで、 偏差 E I GO Pが上昇しているのがわかる。 点 火時期コントローラ 4 5は、 偏差 E I GO Pが補償されるように、 補正 値 D I GO Pを算出する。 偏差 E I GO Pの立ち上がりに追従するよう に、 補正値 D I G O Pが上昇しているのがわかる。
捕正値 D I GO Pが加えられることにより、 点火時期信号 I G L OG は、 進角側に補正される。 その結果、 およそ時間 t 3において、 点火時 期信号 I G L OGは最適点火時期 MB Tに復帰する。 点火時期信号 I G L OGが最適点火時期 MB Tに収束したので、 実際の図示平均有効圧 P m i— a c tは、 最適なレベル 1 0 5に復帰する。
このシミュレーションでは、 基準値について、 A i g o p_b a s e =ー 2、 B i g o p一 b a s e = 0、 C i g o p— b a s e = 3 0 0の ように設定している。 前述したように、 同定誤差が十分ゼロに収束して 点火時期信号 I G L O Gが最適点火時期 MB Tに収束すると、 係数 B i g o pが基準値ゼロに収束する。 その結果、 偏差 E I GO Pにゼロが設 定され、 フィードバック制御が自動的に停止する （矢印 1 0 6は、 時間 t 4あたりでフィードバック制御が自動停止に至ったことを表してい る） 。
制御フロ一
図 1 8は、 点火時期制御のプロセスのメインルーチンを示す。 このル 一チンは、 燃焼サイクルに同期して実施される。 このフローチャートは、 単気筒エンジンについてのプロセスを一例として示している。 多気筒ェ ンジンの場合には、 各気筒の燃焼サイクルごとに、 該気筒についての該 プロセスが実施される。 たとえば、 4気筒エンジンの場合には、 1 8 0 度のクランク角度ごとに、 いずれかの気筒のプロセスが開始される。
ステップ S 1において、 動弁系 （可変位相機構、 可変リ フト機構等を 含むことができる） および圧縮比可変機構などに、 何らかの故障が検知 されたかどうかを判断する。 故障が検知されたならば、 動弁系によって トルク制御を実施することができない。 したがって、 エンジン回転数を 一定に保つよ うに点火時期を算出するフェールセーフ制御を実施する ( S 2 ) 。
フ ールセーフ制御は、 たとえば、 前述した応答指定型制御により実 現することができる。 エンジン回転数が所定の目標値 （たとえば、 2 0 0 0 r p m ) に収束するように、 点火時期 I g— f s を算出する。 この 応答指定型制御を実現する算出式を、 以下に示す。 k
Ig_fs = Ig _ fs _base - rch'-σ' (k) - adp'-J σ' (i) (26)
' i=0
σ' (k) = Enfs(k) + POLE'-Enfs(k - 1) (27)
Enfs(k) = E(k) - NE_fs (28)
Krc *, Kadp':フィードバックゲイン
POLE':応答指定パラメータ (-1 < POLE'< 0)
E_fs：エンジン回転数の目標値 (ex.2000rpm)
Ig— fs— base：フェ一ルセーフ用の基準値 (ex. 0 deg) ステップ S 3において、 算出された I g __ f s力 S、 点火時期 I G L〇 Gに設定される。
ステップ S 1において故障が検知されなければ、 エンジンが始動中か どうかを判断する （S 4 ) 。 始動中ならば、 点火時期 I G L O Gは、 所 定値 （たとえば、 + 1 0度） に設定される （S 5 ) 。
エンジンが始動中でなければ、 ステップ S 6において、 アクセルぺダ ルが全閉かどうかを判断する。 アクセルぺダルが全閉ならば、 エンジン はアイ ドル状態にあることを示す。 ステップ S 7に進み、 触媒昇温制御 を実施するために設定された所定時間が経過したかどうかを判断する。 該所定時間が経過していなければ、 触媒昇温制御が実行中であることを 示す。 触媒昇温制御は、 触媒の温度を急速に上昇させて、 触媒を活性化 させる制御である。 触媒昇温制御では、 エンジン回転数が目標値に収束 するように、 点火時期をリタードさせる。 この制御を、 ステップ S 2と 同様に、 応答指定型制御で実現することができる。 以下に、 触媒昇温制 御を実現するための算出式を示す。
k
Ig― ast = Ig一 ast― base - Krch''-σ" (k)― Kadp"-}" σ" (i) (29)
i=0
a"(k) = Enast(k) + POLE"-Enast(k一 1) ' (30)
Enast(k) = NE(k) -NE_ast (31)
Krch", Kadp":フィ一ドバックゲイン
POLE":応答パラメ一タ (—1 < POLE "く 0)
NE_ast：エンジン回転数の目標値 (ex.l800rpm)
Ig _ ast base：触媒昇温制御用の基準値 (ex. + 5 deg) ステップ S 9において、 算出された I g— a s t力 S、 点火時期 I G L OGに設定される。
ステップ S 7において触媒昇温制御が終了したならば、 本願発明に従 う最適点火時期 MB Tへのフィードバック制御 （図 1 9 ) を実施する ( S 1 0 ) 。
図 1 9は、 最適点火時期 M B Tへのフィードパック制御のフローチヤ 一トを示す。
ステップ S 2 1において、 1次フィルタと 2次フィルタの出力につい てサンプリングされた値を受け取り、 前述した式 （ 3 ) に従って、 図示 平均有効圧 Pm i— a c tを算出する。 1次フィルタと 2次フィルタの 出力をサンプリングするフローチャートは、 図 2 0に示される。
ステップ S 2 2において、 前述した式 （ 1 1 ) 〜 （ 2 2) に従い、 係 数 A i g o p、 B i g o pおよび C i g o pを算出し、 式 （ 9 ) で表さ れるような推定曲線を特定する。 ステップ S 2 3において、 式 （ 1 0 ) に基づいて、 偏差 E I GO Pを算出する。
ステップ S 2 4において、 式 ( 2 3) および ( 2 4) に示される応答 指定型制御を実施して、 偏差 E I GO Pをゼロに収束させるための補正 値 D I GO Pを算出する。
ステップ S 2 5において、 現在のエンジン回転数 N Eおよび吸入空気 量 G c y l に基づいて、 図 4に示されるようなマップを参照し、 基準値 I G B A S Eを求める。 ステップ S 2 6において、 カウンタ C d i g i dを 1だけインク リメ ントする。 図 1 0を参照して説明したように、 カウンタ C d i g i dの 値により、 使用すべき変動信号が決まる。 ステップ S 2 7において、 力 ゥンタ C d i g i dの値が、 C d i g i d _m a x (これは、 変動信号 D I G I Dの 1周期に相当する値） より大きく なつたならば、 カウンタ をク リアする （S 2 8 ) 。 カウンタ C d i g i dの値が C d i g i d— m a x以下ならば、 ステップ S 2 9に進む。
ステップ S 2 9において、 図 1 0に示されるようなテーブルを参照し、 カウンタ C d i g i dに対応する変動信号 D I G I Dの今回値を求める。 ステップ S 3 0において、 基準値 I GB A S E、 補正値 D I GO P、 および変動信号 D I G I Dを加算し、 点火時期信号 I G L OGを算出す る。
ステップ S 2 1〜 S 2 4 と、 ステップ S 2 5〜S 2 9 とを並列に処理 してもよい。
図 2 0は、 筒内圧のサンプリングプロセスを示すフローチャートであ る。 このルーチンは、 1 5度のクランク角のサイクルで実行される。 ステップ S 3 1において、 筒内圧センサの検出値 P c y 1 をサンプリ ングする。 ステツプ S 3 2において、 該検出値 P c y 1 に、 1次ブイル タを適用する。 ステップ S 3 3において、 該検出値 P c y 1 に、 2次フ ィルタを適用する。
ステップ S 3 4において、 現在のクランク角度が、 丁0〇後 4 5度で あるかどうかを判断する。 T D C後 4 5度にならば、 2次フィルタの出 力値をサンプリ ングし、 メモリに記憶する （S 3 5 ) 。 ステップ S 3 6 において、 現在のクランク角度が、 TD C後 9 0度であるかどうかを判 断する。 T D C後 9 0度にならば、 1次フィルタの出力値をサンプリ ン グし、 メモリ に記憶する （ S 3 7 ) 。
ステップ S 3 5でサンプリ ングされる 2次フィルタの出力 C 2 · c o s ( φ 2 ) 、 およびステップ S 3 7においてサンプリ ングされる 1次フ ィルタの出力 C 1 · c o s ( φ 1 ) は、 図 1 9のステップ S 2 1 に渡さ れる。
本発明は、 汎用の （例えば、 船外機等の） 内燃機関に適用可能である。

Claims

請 求 の 範 囲
1 . 内燃機関の点火時期を制御する装置であって、
設定点火時期に変動成分を加えて、 点火を実施するための最終点火時 期を算出する点火時期算出器と、
前記最終点火時期に従って点火を実施した時に検出された筒内圧の図 示平均有効圧を算出する平均有効圧算出器と、
前記図示平均有効圧と前記変動成分とに基づいて、 該図示平均有効圧 と該変動成分との相関関係を表す点火時期特性曲線を推定し、 該特性曲 線から、 最適点火時期を算出する M B T算出器と、
前記最適点火時期に収束するように、 前記設定点火時期を制御するコ ントローラと、
を備える、 内燃機関の点火時期制御装置。
2 . 前記点火時期特性曲線は、 前記変動成分を入力と し、 前記図示平均 有効圧を出力とする関数で表され、
前記 M B T算出器は、 さらに、 前記平均有効圧算出器により算出され た図示平均有効圧に基づいて、 該闋数における該変動成分に関連付けら れた係数を同定する同定器を備え、 該係数の同定により前記点火時期特 性曲線を推定する、
請求項 1に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
3 . さらに、 前記変動成分を生成する生成器を備え、
前記変動成分生成器は、 前記関数の前記係数を同定するための自己励 起条件を満たすように該変動成分を生成する、
請求項 2に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
4 . 前記同定器は、 さらに、
前記平均有効圧算出器により算出された図示平均有効圧と、 前記関数 から推定された推定図示平均有効圧との偏差がゼロになるように、 前記 係数の更新成分を算出し、 該偏差がゼロに近づくにつれ、 予め設定され た基準値に該係数が収束するように、 該基準値に該係数の更新成分を加 算して該係数を算出するよう構成されており、
前記係数が前記基準値に収束した時に、 前記最適点火時期に前記設定 点火時期を収束させる前記制御が停止するように、 該基準値は設定され る、
請求項 2に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
5 . 前記係数のうちの少なく とも 1つに所定の制限処理を実施し、 前記 点火時期特性曲線が、 下側の凸状を持つ曲線として推定されることを防 ぐようにする、
請求項 2に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
6 . 前記平均有効圧算出器は、 前記検出された筒内圧の交流成分を抽出 し、 該交流成分に基づいて前記図示平均有効圧を算出するよう構成され る、
請求項 1に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
7 . 前記コントローラは、 前記設定点火時期の前記最適点火時期への応 答特性を指定することのできる応答指定型制御を用いて、 該設定点火時 期を制御する、
請求項 1に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
8 . 内燃機関の点火時期を制御する方法であって、
( a ) 設定点火時期に変動成分を加えて、 点火を実施するための最終 点火時期を算出するステップと、
( b ) 前記最終点火時期に従って点火を実施した時に検出された筒内 圧の図示平均有効圧を算出するステップと、
( c ) 前記図示平均有効圧と前記変動成分とに基づいて、 該図示平均 有効圧と該変動成分との相関関係を表す点火時期特性曲線を推定するス テツプと、
( d ) 前記特性曲線から、 最適点火時期を算出するステップと、 ( e ) 前記最適点火時期に収束するように、 前記設定点火時期を制御 するステップと、
を含む方法。
9 . 前記点火時期特性曲線は、 前記変動成分を入力とし、 前記図示平均 有効圧を出力とする関数で表され、
前記ステップ （ c ) は、 さらに、
( c 1 ) 前記図示平均有効圧に基づいて、 該関数における該変動成分 に関連付けられた係数を同定し、 該係数の同定により前記点火時期特性 曲線を推定するステップを含む、
請求項 8に記載の方法。
1 0 . さらに、 前記関数の前記係数を同定するための自己励起条件を満 たすように前記変動成分を生成するステップを含む、
請求項 9に記載の方法。
1 1 . 前記ステップ （ c 1 ) は、 さらに、
前記ステップ （b ) で算出された図示平均有効圧と、 前記関数から推 定される推定図示平均有効圧との偏差がゼロになるように、 前記係数の 更新成分を算出するステップと、
該偏差がゼロに近づくにつれ、 予め設定された基準値に該係数が収束 するように、 該基準値に該係数の更新成分を加算して該係数を算出する ステップと、 を含み、
前記係数が前記基準値に収束した時に、 前記最適点火時期に前記設定 点火時期を収束させる前記制御が停止するように、 該基準値は設定され る、
請求項 9に記載の方法。
1 2 . さらに、 前記点火時期特性曲線が、 下側の凸状を持つ曲線として 推定されることを防ぐように、 前記係数のうちの少なく とも 1つに所定 の制限処理を実施するステップを含む、
請求項 9に記載の方法。
1 3 . 前記ステップ （b ) は、 さらに、
前記検出された筒内圧の交流成分を抽出し、 該交流成分に基づいて前 記図示平均有効圧を算出するステップを含む、
請求項 8に記載の方法。
1 4 . 前記ステップ （ e ) は、 さらに、 前記設定点火時期の前記最適点 火時期への応答特性を指定することのできる応答指定型制御を用いて、 該設定点火時期を制御するステップを含む、
請求項 8に記載の方法。
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