WO2017094349A1 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

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WO2017094349A1
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combustion
combustion engine
egr
engine
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PCT/JP2016/079675
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耕平 千田
赤崎　修介
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本田技研工業株式会社
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    • F02M2200/247—Pressure sensors

Definitions

  • the present invention relates to a control device for an internal combustion engine that calculates an engine parameter representing the state of the internal combustion engine using a plant model and controls the internal combustion engine according to the calculation result.
  • control device for an internal combustion engine disclosed in Patent Document 1
  • a plurality of target value candidates for the EGR rate are set for EGR control
  • the future value of the EGR valve opening is set for each of the plurality of target value candidates.
  • a prediction is made using the plant model, and a plurality of model parameters of the plant model are individually learned.
  • the control device includes a multi-core processor equipped with a large number of processor cores, and a future value prediction task for each target value candidate and a learning task for each model parameter are assigned to different cores.
  • the future value prediction task is assigned to the processor core for each of the plurality of target value candidates, and the learning task is assigned to each of the plurality of model parameters.
  • Many processor cores are used for learning. The use of such a processor core is not practical for the limited microcomputer performance normally mounted in vehicles, and is also used to calculate other parameters representing the state of the internal combustion engine that are necessary for the control of the internal combustion engine. May be disturbed.
  • a pressure in a cylinder of an internal combustion engine is detected by an in-cylinder pressure sensor, and a combustion parameter representing a combustion state such as pressure in the cylinder, heat and energy generated by combustion is obtained from the detection result.
  • a combustion parameter reflects the actual combustion state in the cylinder well, and is therefore very effective for controlling the internal combustion engine.
  • an object of the present invention is to provide a control device for an internal combustion engine that can improve the controllability of the internal combustion engine.
  • a control device for an internal combustion engine is provided in an in-cylinder pressure sensor 21 for detecting the pressure in the cylinder 3 a and the electronic control unit 2, and a detection result of the in-cylinder pressure sensor 21
  • An internal combustion engine having a combustion model for calculating a combustion parameter (heat generation rate dQd ⁇ ) representing a combustion state in the cylinder 3a using an in-cylinder pressure PCYL in the embodiment (hereinafter the same in this section), and including the combustion parameter A plant model (model calculation unit 42) for calculating engine parameters (heat generation rate dQd ⁇ , intake manifold pressure Pin, EGR temperature Tegr, EGR pressure Pegr) representing the state of 3 and calculated by the plant model. And a controller (engine control unit 43) for controlling the internal combustion engine 3 using the engine parameters.
  • the combustion model included in the plant model calculates the combustion parameter using the detection result of the in-cylinder pressure sensor, the combustion parameter is accurately calculated while reflecting the actual pressure generated in the cylinder. it can.
  • the combustion model and the controller that controls the internal combustion engine using the combustion parameter are provided in one electronic control unit, the controller uses the communication delay to calculate the combustion parameter calculated by the combustion model. It can be used in real time in the absence. From the above, the controllability of the internal combustion engine using the combustion parameters can be improved. Furthermore, since the plant model other than the combustion model calculates the engine parameter other than the combustion parameter, the sensor provided for the detection can be omitted, and the cost can be reduced.
  • the combustion parameter is a heat release rate dQd ⁇
  • the combustion model is a plurality of 1 Wiebe functions that are approximate functions of the heat release rate dQd ⁇ .
  • the heat generation rate dQd ⁇ is calculated using a linear function model equation (FIGS. 5 and 6) approximated by a secondary function (steps 12 and 13 in FIG. 9).
  • the heat generation rate as a combustion parameter is calculated using a linear function model equation that approximates the Wiebe function with a plurality of linear functions.
  • the Wiebe function is known as an approximate function of the heat generation rate, has a relatively simple overall shape, and has many portions close to a straight line. For this reason, the Wiebe function can be accurately approximated by a plurality of linear functions.
  • the calculation load of a linear function model expression composed of a plurality of linear functions is very small compared to the Wiebe function. Therefore, the calculation of the heat generation rate can be performed with good response in a short time while maintaining the accuracy, and the controllability of the internal combustion engine using the heat generation rate can be further improved.
  • the linear function model equation has a plurality of model parameters (first to fourth model reference points PM1 to PM4), and a combustion model Is characterized by having identification means (model calculation unit 42, FIG. 15) for identifying a plurality of model parameters in real time based on the detection result of the in-cylinder pressure sensor 21.
  • a plurality of model parameters of the linear function model equation are identified in real time based on the detection result of the in-cylinder pressure sensor.
  • the model error can be appropriately compensated at any time, and the heat generation rate calculation accuracy can be maintained well.
  • the electronic control unit 2 includes a plurality of processor cores 41 to 43, and the detection result of the in-cylinder pressure sensor 21 is displayed.
  • a combustion computing unit (CPS computing unit 41), a plant model (model computing unit 42), and a controller (engine control unit 43), which are used to perform the combustion computation, are separately mounted on the plurality of processor cores 41 to 43, respectively. It is characterized by being.
  • the combustion calculator that executes the combustion calculation using the detection result of the in-cylinder pressure sensor, the plant model, and the controller are separately mounted on the plurality of processor cores of the electronic control unit.
  • combustion calculation by the combustion calculator, calculation of engine parameters by the plant model, and control of the internal combustion engine by the controller are performed at a high calculation speed or control speed, respectively, and data exchange between them is also performed with good response. Therefore, the controllability of the internal combustion engine can be further improved.
  • the internal combustion engine 3 includes a fuel injection valve 4 that directly injects fuel into the cylinder 3a, and the cylinder
  • the internal pressure sensor 21 is provided integrally with the fuel injection valve 4.
  • the in-cylinder pressure sensor is provided integrally with the fuel injection valve, the in-cylinder pressure of the type in which the washer-shaped detection unit is disposed between the cylinder head and the device such as the fuel injection valve and the spark plug.
  • the in-cylinder pressure can be detected with higher accuracy while suppressing the influence of vibration of the cylinder head.
  • the calculation accuracy of the combustion parameter using the detection result of the in-cylinder pressure sensor is further improved, and the controllability of the internal combustion engine can be further improved.
  • FIG. 1 is a diagram schematically showing an internal combustion engine to which the present invention is applied. It is a block diagram which shows the control apparatus of an internal combustion engine. It is a figure which shows the control apparatus of FIG. 2 in detail. It is a figure which shows the concept of an air system model. It is a figure which shows the combustion model for calculating a heat release rate. It is a figure for demonstrating the setting method of a combustion model. It is a flowchart which shows a model calculation process. It is a figure which shows an intake manifold model with the input-output relationship of the parameter of gas. It is a flowchart which shows the calculation process of in-cylinder temperature. It is a figure which shows an exhaust manifold model with the input-output relationship of the parameter of gas.
  • FIG. 1 shows an internal combustion engine (hereinafter referred to as “engine”) 3 to which the present invention is applied.
  • the engine 3 is, for example, a 4-cylinder gasoline engine mounted on a vehicle (not shown).
  • a combustion chamber 3d is formed between the piston 3b and the cylinder head 3c of each cylinder 3a (only one is shown).
  • Each cylinder 3a is connected to an intake passage 6 through an intake manifold 6b having an intake collector portion 6a, and is provided with an intake valve 8, and an exhaust passage 7 through an exhaust manifold 7b having an exhaust collector portion 7a. Are connected and an exhaust valve 9 is provided.
  • Each cylinder 3a is provided with a fuel injection valve 4 and a spark plug 5 (see FIG. 2) so as to face the combustion chamber 3d.
  • the fuel injection amount and injection timing of the fuel injection valve 4 and the ignition timing of the spark plug 5 are controlled by a control signal from an electronic control unit (hereinafter referred to as “ECU”) 2 described later.
  • ECU electronice control unit
  • each cylinder 3a is provided with an in-cylinder pressure sensor 21 for detecting an in-cylinder pressure PCYL which is an internal pressure (see FIG. 2).
  • the in-cylinder pressure sensor 21 is integrated with the fuel injection valve 4, and includes a ring-shaped pressure detection element 21a attached to the tip of the fuel injection valve 4, and an amplification circuit unit (see FIG. 17). (Not shown).
  • the pressure detection element 21a detects the rate of change of the in-cylinder pressure PCYL, and the amplifier circuit unit filters and amplifies the detection signal of the pressure detection element 21a, converts the detection signal to the in-cylinder pressure PCYL, and then outputs the detection signal to the ECU 2 To do.
  • the cylinder pressure sensor 21 is integrally provided at the tip of the fuel injection valve 4, it is possible to suppress the influence of vibration of the cylinder head 3c as compared with a general washer type cylinder pressure sensor. In-cylinder pressure PCYL can be detected with higher accuracy.
  • a throttle valve mechanism 10 is provided upstream of the intake passage 6 in the intake passage 6.
  • the throttle valve mechanism 10 includes a butterfly throttle valve 10a disposed in the intake passage 6 and a TH actuator 10b that drives the throttle valve 10a.
  • the opening ⁇ TH of the throttle valve 10a (hereinafter referred to as “throttle valve opening”) ⁇ TH is controlled by controlling the current supplied to the TH actuator 10b with the ECU 2, and thereby the fresh air amount supplied to the combustion chamber 3d. Is adjusted.
  • the engine 3 is provided with an EGR device 11 for returning a part of the exhaust gas discharged from the combustion chamber 3d to the exhaust passage 7 as EGR gas to the intake passage 6.
  • the EGR device 11 includes an EGR passage 12, an EGR valve mechanism 13 and an EGR cooler 14 provided in the middle of the EGR passage 12.
  • the EGR passage 12 is connected to the exhaust collector portion 7 a of the exhaust passage 7 and the intake collector portion 6 a of the intake passage 6.
  • the EGR valve mechanism 13 includes a poppet type EGR valve 13a disposed in the EGR passage 12 and an EGR actuator 13b that drives the EGR valve 13a.
  • the lift amount (hereinafter referred to as “EGR valve opening degree”) LEGR of the EGR valve 13a is controlled by controlling the current supplied to the EGR actuator 13b by the ECU 2, thereby adjusting the EGR amount returning to the intake passage 6. Is done.
  • the crankshaft of the engine 3 is provided with a crank angle sensor 22 (see FIG. 2).
  • the crank angle sensor 22 outputs a CRK signal and a TDC signal, which are pulse signals, to the ECU 2 as the crankshaft rotates.
  • the CRK signal is output every predetermined crank angle (for example, 1 degree).
  • the ECU 2 calculates the engine speed (hereinafter referred to as “engine speed”) NE of the engine 3 based on the CRK signal.
  • the TDC signal is a signal indicating that the piston 3b of the engine 3 is in the TDC position at the start of the intake stroke in any cylinder 3a.
  • Output every 180 degrees.
  • the ECU 2 calculates a crank angle ⁇ based on the output timing of the TDC signal for each cylinder 3a in accordance with the TDC signal and the CRK signal.
  • an atmospheric pressure sensor 23 and an outside air temperature sensor 24 are provided upstream of the throttle 10a in the intake passage 6.
  • the atmospheric pressure sensor 23 detects the atmospheric pressure PA
  • the outside air temperature sensor 24 detects the temperature TA of outside air (fresh air) introduced into the intake passage 6, and outputs these detection signals to the ECU 2.
  • the ECU 2 receives a detection signal representing the throttle valve opening degree ⁇ TH from the throttle valve opening degree sensor 25 and receives a detection signal representing the EGR valve opening degree LEGR from the EGR valve opening degree sensor 26.
  • the ECU 2 includes an input / output unit 31 and a multi-core type arithmetic processing unit (hereinafter referred to as “MCU”) 32.
  • the input / output unit 31 receives detection signals from the various sensors 21 to 26 described above, and outputs drive signals to the fuel injection valve 4, the spark plug 5, the EGR actuator 13b, and the like.
  • the MCU 32 includes first to third processor cores 41 to 43, cache memories 44 to 46 provided corresponding to the processor cores 41 to 43, respectively, and a shared memory 47 used in common by the processor cores 41 to 43.
  • the processor cores 41 to 43 read data necessary for the arithmetic processing from the shared memory 47, temporarily store them in the cache memories 44 to 46, and execute the arithmetic processing.
  • the first processor core 41 (hereinafter referred to as “CPS calculation unit 41”) represents the combustion state in the cylinder 3a based on the in-cylinder pressure PCYL detected by the in-cylinder pressure sensor 21 and the crank angle ⁇ . Then, a combustion calculation process for calculating a combustion parameter such as the heat generation rate dQd ⁇ is executed.
  • the second processor core 42 (hereinafter referred to as “model calculation unit 42”) executes model calculation processing for calculating an engine parameter representing the state of the engine 3 based on a plant model described later.
  • the engine parameters include the mass flow rate, temperature, pressure, and the like of intake air, exhaust gas, and EGR gas through the intake passage 6, the exhaust passage 7, and the EGR passage 12, respectively.
  • the third processor core 43 (hereinafter referred to as “engine control unit 43”) uses the engine parameters calculated by the model calculation unit 42, and uses the fuel injection valve 4, spark plug 5, throttle valve 10a and EGR of the engine 3.
  • An engine control process for calculating a control parameter for controlling a device such as the valve 13a is executed.
  • the calculated control parameter is sent to the input / output unit 31, converted into a drive signal by the input / output unit 31, and then output to the device.
  • the CPS calculation unit 41 corresponds to a combustion calculation unit
  • the model calculation unit 42 corresponds to a plant model and identification means
  • the engine control unit 43 corresponds to a controller.
  • the plant model that is the basis of the model calculation process described above is classified into an air system model and a combustion model.
  • the air system model has a configuration of a flow path (intake passage 6, exhaust passage 7, EGR passage 12 and the like) of the engine 3 through which intake air, exhaust gas, and EGR flow, a throttle valve 10a, an EGR valve 13a, and the like.
  • This is modeled as a combination of the “orifice” part where the signal exists and the other “receiver” part.
  • continuous equations mass conservation law, energy conservation law
  • gas equation of state to the receiver and applying the orifice equation to the orifice, the mass flow rate of the fluid in each part of the flow path of the engine 3 Temperature, pressure, etc. are calculated.
  • the combustion model is a simplified model of the Wiebe function, which is generally known as an approximate function of the heat release rate, in order to reduce the computation load. More specifically, as shown in FIGS. 5 and 6, the combustion model has a Wiebe function (dotted line) in four periods (first vaporization period eh1, second vaporization period eh2) according to the heat generation rate generation pattern. The first combustion period bh1 and the second combustion period bh2), and these four periods are approximated by first to fourth linear functions I to IV, respectively. In order to set the linear functions I to IV, the following four model reference points PM1 to PM4 are used.
  • the linear functions I to IV are set as follows. First, as shown in FIG. 6A, the third linear function III is uniquely set as a straight line (primary expression) passing through the second model reference point PM2 and the third model reference point PM3. .
  • the first linear function I is set as a straight line passing through the vaporization start point Pes ( ⁇ es, 0) and the first model reference point PM1.
  • the vaporization start point Pes is a point where the air-fuel mixture starts to vaporize before combustion, and the vaporization start angle ⁇ es is set to a predetermined constant value.
  • the second linear function II is set as a straight line passing through the first model reference point PM1 and the combustion start point Pbs.
  • the combustion model is simplified and set by the first to fourth linear functions I to IV.
  • the calculation load when calculating the heat generation rate dQd ⁇ using this combustion model is the Wiebe function. This is greatly reduced compared to the case of using.
  • the model calculation process executed by the model calculation unit 42 will be described with reference to FIG.
  • the intake manifold pressure Pin necessary for EGR control and the exhaust gas temperature and pressure immediately upstream of the EGR valve 13 are estimated as an EGR temperature Tegr and an EGR pressure Pegr, respectively, based on the plant model described above. .
  • This process is executed for each cylinder 3a in synchronization with the generation of the CRK signal.
  • step 1 the intake manifold pressure Pin, which is the intake pressure downstream of the throttle valve 10a in the intake passage 6, is calculated.
  • the intake manifold pressure Pin is calculated by connecting the portion of the intake passage 6 from the downstream side of the throttle valve 13 a to the intake chamber 6 a and the connection portion of the EGR passage 12 with the intake manifold model (receiver). Is set based on the relationship between parameters that is established in the intake manifold model as described below.
  • the mass flow rate, temperature, constant pressure specific heat, constant volume specific heat and energy of fresh air flowing into the receiver via the port PO1 are changed to mdot1, T1, Cp1, Cv1, and E1, respectively.
  • the mass flow rate, temperature, constant pressure specific heat, constant volume specific heat and energy of the EGR gas flowing in through the port PO3 are mdot3, T3, Cp3, Cv3 and E3, respectively.
  • the mass of the gas in the receiver (mass of fresh air, mass of EGR gas), temperature, constant pressure specific heat, constant volume specific heat, pressure and EGR rate are set to M (M1, M3), T, Cp, Cv, P and Assuming that rPort3 and the mass flow rate and energy of the gas flowing out from the receiver through the port PO2 are mdot2 and E2, respectively, between these parameters, the following formula (1 ) To (16) are established. Although these parameters are functions of time, their display is omitted in the formula for convenience.
  • the heat radiation amount Qwall from the receiver to the outside is expressed by the following equation (13).
  • Twall is the wall temperature of the receiver
  • Swall is the wall area (constant)
  • K is the heat transfer coefficient (constant).
  • Formula (14) is materialized from the energy conservation law with respect to the gas in a receiver. Further, the equation (15) is established by applying the gas equation of state in the receiver. Further, the EGR rate rPort3 of the gas in the receiver is expressed by Expression (16).
  • step 2 following step 1 the in-cylinder temperature Tcyl is calculated.
  • This calculation process sets the above-described combustion model and calculates the in-cylinder temperature Tcyl based on the set combustion model, and is executed according to a subroutine shown in FIG.
  • model reference points PM1 to PM4 of the combustion model are calculated.
  • the calculation is performed based on the map values of the model reference points PM1 to PM4 from a predetermined map (not shown) according to the operating state of the engine 3, for example, the engine speed NE, the air-fuel ratio of the air-fuel mixture, the ignition timing, and the EGR rate.
  • a predetermined map not shown
  • Each search is performed and these map values are corrected by a correction term described later.
  • the EGR rate rPort3 calculated by the said Formula (16) in the intake manifold model is used, for example.
  • a combustion model composed of four linear functions I to IV is set by the above-described method (step 12), and heat generation is performed using the set combustion model.
  • the rate dQd ⁇ is calculated (step 13).
  • the estimated in-cylinder pressure Pm based on the combustion model is calculated by the following equation (17) using the calculated heat generation rate dQd ⁇ (step 14).
  • the change amount dV of the in-cylinder volume V is uniquely determined according to the crank angle ⁇ , and the in-cylinder pressure change amount dPm is obtained as a difference between two calculation timings.
  • the specific heat ratio ⁇ is a constant.
  • the gas equation of state is applied to the cylinder 3a, the in-cylinder temperature Tcyl is calculated by the following equation (18) using the estimated in-cylinder pressure Pm (step 15), and this process is terminated.
  • the exhaust manifold temperature Tex which is the temperature in the exhaust manifold 7b, is calculated.
  • the exhaust manifold temperature Tex is calculated by setting a portion from the exhaust manifold 7b to the exhaust chamber 7a of the exhaust passage 7 and a branch portion of the EGR passage 12 as an exhaust manifold model (receiver). This is performed based on the relationship between parameters as described below.
  • the intake manifold model has two input ports and one output port (2 inputs / 1 output), whereas the exhaust manifold model outputs only one input port. Since there are two ports (1 input / 2 outputs), the following parameter relationship is established, which is partially different from the case of the intake manifold model.
  • the relational expression based on the law of conservation of mass for the gas in the receiver is represented by the following expression (1) ′ instead of the expression (1) in the intake manifold model.
  • save of the constant pressure heat capacity M1 * Cp1 and constant volume heat capacity M1 * Cv1 of the combustion gas which flows into a receiver is represented by following Formula (4) 'and (6)'.
  • the energy E1 of the combustion gas flowing into the receiver, the energy E2 of the exhaust gas flowing out from the receiver to the downstream side of the exhaust passage 7, and the energy E3 of the EGR gas flowing out from the receiver into the EGR passage 12 are expressed by the equations (8) to (10). ). Further, the constant pressure heat capacity Cp ⁇ M and the constant product heat capacity Cv ⁇ M of the gas in the receiver are respectively expressed by the following equations (11) ′ and (12) ′, and the heat radiation amount Qwall from the receiver is expressed by the above equation (13). It is expressed in the same way.
  • the temperature and pressure of the EGR gas immediately upstream of the EGR valve 13a are calculated as the EGR temperature Tegr and the EGR pressure Pegr, respectively, and the present process is terminated.
  • the EGR temperature Tegr and the EGR pressure Pegr are calculated by setting a portion from the branch portion of the EGR passage 12 from the exhaust passage 7 to the upstream side of the EGR valve 13a as an EGR passage model (receiver). At the same time, it is performed based on the following parameter relationship established in the EGR passage model.
  • the EGR passage model As shown in FIG. 11, in the EGR passage model, there are one input port and one output port (one input / one output). Therefore, the EGR passage model is partially different from the above-described intake manifold model and exhaust manifold model. Such a parameter relationship is established.
  • the energy E1 of the EGR gas flowing into the receiver and the energy E2 of the EGR gas flowing out from the receiver are similarly expressed by the equations (8) and (9). Further, the constant pressure heat capacity Cp ⁇ M and constant product heat capacity Cv ⁇ M of the gas in the receiver and the heat radiation amount Qwall from the receiver are similarly expressed by the equations (11) ′ (12) ′ and (13).
  • step 4 the temperature T in the receiver is calculated as the EGR temperature Tegr. Is calculated as the EGR pressure Pegr.
  • a target EGR amount GEGRCMD is set. This setting is performed, for example, by searching a predetermined map (not shown) according to the target torque and the engine speed NE.
  • the pressure function ⁇ is calculated by the following equation (19) (step 22).
  • the mass flow rate of the EGR gas passing through the EGR valve 13a (hereinafter referred to as “actual EGR amount”) by the following equation (20): ") Is calculated (step 23).
  • This equation (20) is obtained by applying the orifice equation to the EGR valve 13a, where R is a gas constant and Cd is a flow coefficient, both of which are constants.
  • A is an opening area of the EGR valve 13a, and is calculated based on the EGR valve opening degree LEGR.
  • a target opening area ACMD that is a target value of the opening area A of the EGR valve 13a is set by the following equation (21) (step 24).
  • This equation (21) represents the orifice equation (20) with respect to the opening area A, and the actual EGR amount GEGRACT is replaced with the target EGR amount GEGRCMD, and the opening area A is replaced with the target opening area ACMD. .
  • the difference between the target EGR amount GEGRCMD and the actual EGR amount GEGRACT is calculated as an EGR amount deviation ⁇ GEGR (step 25), and a feedback correction term ⁇ AFB is calculated according to the EGR amount deviation ⁇ GEGR (step 26). . Then, this feedback correction term ⁇ AFB is corrected by adding it to the target opening area ACMD (step 27).
  • the target current value ICMD of the EGR actuator 13b that drives the EGR valve 13a is set according to the corrected target opening area ACMD (step 28). Further, the difference between the target opening area ACMD and the actual opening area A calculated based on the EGR valve opening degree LEGR is calculated as an opening area deviation ⁇ A (step 29), and according to the opening area deviation ⁇ A, A feedback correction term ⁇ IFB is calculated (step 30). Then, this feedback correction term ⁇ IFB is corrected by adding it to the target current value ICMD (step 31), and this process is terminated.
  • This identification process identifies (corrects) the model reference points PM1 to PM4 of the combustion model in real time based on the actual in-cylinder pressure PCYL detected by the in-cylinder pressure sensor 21, and is executed by the CPS calculation unit 41. Combustion calculation process and an identification calculation process executed by the model calculation unit 42 using the result.
  • the combustion calculation process shown in FIG. 13 calculates correction reference points PC1 to PC4 that serve as references when identifying the model reference points PM1 to PM4 of the combustion model based on the in-cylinder pressure PCYL, and generates a CRK signal. Synchronously, each cylinder 3a is executed.
  • step 41 the heat release rate dQd ⁇ is calculated by the following equation (22) based on the in-cylinder pressure PCYL and the crank angle ⁇ .
  • a curve representing the heat release rate dQd ⁇ shown in FIG. 14B is obtained from the curve representing the in-cylinder pressure PCYL in FIG.
  • step 42 the heat generation rate differential value dQd2 ⁇ is calculated by differentiating the heat generation rate dQd ⁇ with the crank angle ⁇ . Thereby, the curve showing the heat release rate differential value dQd2 ⁇ shown in FIG. 14C is obtained.
  • step 43 the minimum value generated immediately before the start of combustion in the heat generation rate dQd ⁇ calculated in step 41 is extracted as the minimum heat generation rate dQd ⁇ mina, and the corresponding crank angle ⁇ mina is extracted.
  • a point ( ⁇ mina, dQd ⁇ mina) formed by the combination is set as the first correction reference point PC1.
  • step 44 the heat generation rate dQd ⁇ when the maximum value of the heat generation rate differential value dQd2 ⁇ calculated in step 42 is obtained is extracted as the maximum differential value corresponding heat generation rate dQd ⁇ max2a, and the corresponding crank angle ⁇ max2a and A point ( ⁇ max2a, dQd ⁇ max2a) consisting of the above combinations is set as the second correction reference point PC2.
  • step 45 the maximum value of the heat generation rate dQd ⁇ is extracted as the maximum heat generation rate dQd ⁇ maxa, and a point ( ⁇ maxa, dQd ⁇ maxa) composed of a combination with the corresponding crank angle ⁇ maxa is set as the third correction reference point PC3. To do.
  • step 46 the heat generation rate dQd ⁇ when the minimum value of the heat generation rate differential value dQd2 ⁇ is obtained is extracted as the minimum differential value corresponding heat generation rate dQd ⁇ min2a, and is composed of a combination with the corresponding crank angle ⁇ min2a.
  • the point ( ⁇ min2a, dQd ⁇ min2a) is set as the fourth correction reference point PC4.
  • This process identifies (corrects) the model reference points PM1 to PM4 of the combustion model so as to approximate the correction reference points PC1 to PC4 obtained in the same combustion cycle. This process is executed for each cylinder 3a in synchronization with the generation of the TDC signal.
  • the crank angle correction term ⁇ C1 of the first model reference point PM1 is calculated by multiplying by a predetermined correction coefficient K ⁇ .
  • the heat generation rate correction term ⁇ dQC1 of the first model reference point PM1 is calculated by multiplying the predetermined correction coefficient KdQ.
  • the crank angle correction term ⁇ C2 is calculated.
  • the crank angle correction term ⁇ C3 is calculated
  • the heat generation rate correction term ⁇ dQC3 is calculated by multiplying the correction coefficient KdQ.
  • crank angle correction terms ⁇ C1 to ⁇ C4 and the heat generation rate correction terms ⁇ dQC1 to ⁇ dQC4 calculated as described above are the first to fourth model criteria that are searched according to the operating state of the engine 3 in the next combustion cycle.
  • the first to fourth model reference points PM1 to PM4 are identified (corrected) in real time by adding to the corresponding crank angle elements and heat generation rate elements of the points PM1 to PM4.
  • This process is to determine whether or not the in-cylinder pressure sensor 21 has failed based on the comparison result between the first to fourth model reference points PM1 to PM4 and the first correction reference points PC1 to PC4. This process is executed for each cylinder 3a in synchronization with the generation of the TDC signal.
  • step 61 the absolute difference between the crank angle elements of the first to fourth correction reference points PC1 to PC4 and the corresponding crank angle elements of the first to fourth model reference points PM1 to PM4 is determined.
  • the values are calculated as crank angle deviations ⁇ 1 to ⁇ 4, respectively.
  • step 62 it is determined whether or not the calculated crank angle deviations ⁇ 1 to ⁇ 4 are all equal to or less than a predetermined threshold value ⁇ REF for crank angle determination (step 62). If the answer is NO and at least one of the crank angle deviations ⁇ 1 to ⁇ 4 exceeds the threshold value ⁇ REF, it is determined that a failure has occurred in the in-cylinder pressure sensor 21, and the failure flag F_CYLNG is set to “1”. (Step 63), and this process is terminated.
  • step 64 the heat generation rates of the first to fourth correction reference points PC1 to PC4 and the corresponding heat generation rates of the first to fourth model reference points PM1 to PM4. Absolute values of differences from the elements are calculated as heat release rate deviations ⁇ dQ1 to ⁇ dQ4, respectively.
  • step 65 it is determined whether or not any of the calculated heat generation rate deviations ⁇ dQ1 to ⁇ dQ4 is equal to or less than a predetermined threshold value dQREF for determining the heat generation rate (step 65).
  • step 63 If the answer is NO and at least one of the heat generation rate deviations ⁇ dQ1 to ⁇ dQ4 exceeds the threshold value dQREF, it is determined that a failure has occurred in the in-cylinder pressure sensor 21, and the routine proceeds to step 63, where the failure flag F_CYLNG is set to “1”, and this process ends.
  • step 65 when the answer to step 65 is YES, it is determined that no failure has occurred in the in-cylinder pressure sensor 21, the failure flag F_CYLNG is set to “0” (step 66), and this processing is terminated.
  • the failure flag F_CYLNG is set to “0” (step 66), and this processing is terminated.
  • the combustion calculation of FIG. 13 based on the detection result of the in-cylinder pressure sensor 21 and FIG. The identification operation is prohibited.
  • the heat generation rate dQd ⁇ is calculated by the model calculation unit 42 based on the combustion model of the plant model that is set using the detection result of the in-cylinder pressure sensor 21, so that the cylinder 3a
  • the heat generation rate dQd ⁇ can be calculated with high accuracy while reflecting the actual pressure generated in the interior.
  • the engine control unit 43 is calculated by the model calculation unit 42.
  • the generated heat generation rate dQd ⁇ can be used in real time without any communication delay. As described above, the controllability of EGR control using the heat generation rate dQd ⁇ can be improved.
  • the intake manifold pressure Pin, EGR temperature Tegr and EGR pressure Pegr required for EGR control are obtained by calculation based on the air system model of the plant model, the sensor provided for the detection can be omitted, and the cost can be reduced. Can be achieved.
  • a combustion model is set by a linear function model equation that approximates the Wiebe function by a plurality of linear functions, and the heat generation rate dQd ⁇ is calculated using this combustion model. While maintaining accuracy, it can be performed in a short time with good response, and the controllability of EGR control using the heat generation rate dQd ⁇ can be further improved.
  • model reference points PM1 to PM4 which are model parameters of the combustion model, are identified in real time by the correction reference points PC1 to PC4 calculated based on the detection result of the in-cylinder pressure sensor 21, so that variations in combustion state and The model error of the combustion model due to deterioration over time can be appropriately compensated at any time, and the calculation accuracy of the heat generation rate dQd ⁇ can be maintained well.
  • the determination of the failure of the in-cylinder pressure sensor 21 is performed by setting and identifying the combustion model. It is possible to carry out efficiently and appropriately while using the parameters used for.
  • the CPS calculation unit 41, the model calculation unit 42, and the engine control unit 43 that calculate the correction reference points PC1 to PC4 using the detection result of the in-cylinder pressure sensor 21 are separately mounted on the processor core of the ECU 2.
  • the calculation of the correction reference points PC1 to PC4 by the CPS calculation unit 41, the calculation of the heat generation rate dQd ⁇ and other engine parameters by the model calculation unit 42, and the control of the engine 3 by the engine control unit 43 are respectively performed at a high calculation speed or control. Since it can be performed at a speed and data can be exchanged between each other with good response, the controllability of the engine 3 can be further improved.
  • the in-cylinder pressure sensor 21 is integrally provided at the tip of the fuel injection valve 4, the cylinder pressure sensor 21 is suppressed while suppressing the influence of vibration of the cylinder head 3c, as compared with a general washer type in-cylinder pressure sensor.
  • the internal pressure PCYL can be detected with higher accuracy, and therefore the calculation accuracy of the heat generation rate dQd ⁇ using the in-cylinder pressure PCYL can be further improved.
  • the present invention is not limited to the above-described embodiment, and can be implemented in various modes.
  • the embodiment is an example in which a heat generation rate dQd ⁇ is calculated as a combustion parameter, and EGR control is executed as engine control using the heat generation rate dQd ⁇ .
  • the present invention is not limited to this.
  • the combustion parameter the indicated mean effective pressure and combustion torque, the maximum in-cylinder pressure angle at which the in-cylinder pressure is maximized, the crank angle (for example, MFB50) at which a predetermined combustion mass ratio is obtained,
  • the actual ignition timing may be calculated.
  • the fuel injection amount, the ignition timing, and the like may be controlled as engine control according to the calculation results.
  • the CPS calculation unit 41, the model calculation unit 42, and the engine control unit 43 are separately mounted on a plurality of processor cores in the ECU 2, respectively. You may provide in one ECU2.
  • the engine 3 of the embodiment is a 4-cylinder gasoline engine
  • the type of the engine 3 and the number of cylinders 3a are arbitrary.
  • the in-cylinder pressure sensor 21 is provided in all the cylinders 3a, but may be provided in some cylinders 3a.
  • the engine 3 of the embodiment is for a vehicle.
  • the present invention is not limited to this, and an engine for other purposes, for example, a ship propulsion device such as an outboard motor in which a crankshaft is arranged in the vertical direction. It can also be applied to engine.

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Abstract

内燃機関の制御に必要な機関パラメータ、特に、筒内圧センサの検出結果に基づく燃焼パラメータをリアルタイムに精度良く演算でき、それにより内燃機関の制御性を向上させることができる内燃機関の制御装置を提供する。本発明の内燃機関の制御装置は、気筒（３ａ）内の圧力（筒内圧（ＰＣＹＬ））を検出する筒内圧センサ（２１）と、電子制御ユニット（２）に設けられ、検出された筒内圧（ＰＣＹＬ）を用いて熱発生率（ｄＱｄθ）を演算する燃焼モデルを有し、熱発生率（ｄＱｄθ）を含む、内燃機関（３）の状態を表す機関パラメータ（熱発生率（ｄＱｄθ）、インマニ圧（Ｐｉｎ）、ＥＧＲ温度（Ｔｅｇｒ）、ＥＧＲ圧（Ｐｅｇｒ））を演算するプラントモデル（４２）と、電子制御ユニット（２）に設けられ、プラントモデル（４２）で演算された機関パラメータを用いて、内燃機関（３）を制御するエンジン制御部（４３）と、を備える。

Description

内燃機関の制御装置
　本発明は、プラントモデルを用いて内燃機関の状態を表す機関パラメータを演算し、その演算結果に応じて内燃機関を制御する内燃機関の制御装置に関する。
　近年、内燃機関の排ガスや燃費に関する規制が厳しくなるのに応じて、この規制をクリアするために設けられるセンサやデバイスの数や種類が増加し、それに伴ってＥＣＵ（電子制御ユニット）への検出信号の入力数が増加する傾向にあり、コスト上昇の原因になっている。このため、低コスト化と制御性の向上を図るために、内燃機関の状態をセンサで検出するのに代えて、演算によって推定するためのプラントモデル（バーチャルセンサ）が開発されている。
　例えば特許文献１に開示された内燃機関の制御装置では、ＥＧＲ制御のために、ＥＧＲ率の複数の目標値候補が設定され、複数の目標値候補のそれぞれについて、ＥＧＲ弁開度の将来値がプラントモデルを用いて予測されるとともに、プラントモデルの複数のモデルパラメータが個々に学習される。また、制御装置は、多数のプロセッサコアを搭載したマルチコアプロセッサを備えており、各目標値候補に対する将来値の予測タスクと各モデルパラメータに対する学習タスクが、別々のコアに割り当てられる。
特開２０１３－２２８８５９号公報
　上述したように、従来の制御装置では、将来値の予測タスクが複数の目標値候補ごとに、学習タスクが複数のモデルパラメータごとに、プロセッサコアにそれぞれ割り当てられ、将来値の予測とモデルパラメータの学習に多数のプロセッサコアが使用される。このようなプロセッサコアの使用は、車両に通常、搭載されている、限られたマイコン性能に対して現実的でないとともに、内燃機関の制御に必要な、内燃機関の状態を表す他のパラメータの演算に支障を及ぼすおそれがある。
　例えば、内燃機関の気筒内の圧力を筒内圧センサで検出し、その検出結果から、燃焼によって発生する気筒内の圧力、熱やエネルギなどの燃焼状態を表す燃焼パラメータを取得することが知られている。このような燃焼パラメータは、気筒内での実際の燃焼状態を良好に反映するため、内燃機関の制御に非常に有効である。一方、有効な燃焼パラメータを得るためには、筒内圧センサの検出結果を、燃焼サイクルごとに逐次、解析することが望ましく、その場合の演算負荷は非常に大きい。上述した構成の従来の制御装置では、演算性能が制限されるため、燃焼パラメータの演算を良好に行えないおそれがある。
　本発明は、以上のような課題を解決するためになされたものであり、内燃機関の制御に必要な機関パラメータ、特に、筒内圧センサの検出結果に基づく燃焼パラメータをリアルタイムに精度良く演算でき、それにより内燃機関の制御性を向上させることができる内燃機関の制御装置を提供することを目的とする。
　上記の目的を達成するため、請求項１に係る内燃機関の制御装置は、気筒３ａ内の圧力を検出する筒内圧センサ２１と、電子制御ユニット２に設けられ、筒内圧センサ２１の検出結果（実施形態における（以下、本項において同じ）筒内圧ＰＣＹＬ）を用いて気筒３ａ内の燃焼状態を表す燃焼パラメータ（熱発生率ｄＱｄθ）を演算する燃焼モデルを有し、燃焼パラメータを含む、内燃機関３の状態を表す機関パラメータ（熱発生率ｄＱｄθ、インマニ圧Ｐｉｎ、ＥＧＲ温度Ｔｅｇｒ、ＥＧＲ圧Ｐｅｇｒ）を演算するプラントモデル（モデル演算部４２）と、電子制御ユニット２に設けられ、プラントモデルで演算された機関パラメータを用いて、内燃機関３を制御する制御器（エンジン制御部４３）と、を備えることを特徴とする。
　この構成によれば、プラントモデルに含まれる燃焼モデルが、筒内圧センサの検出結果を用いて燃焼パラメータを演算するので、気筒内に発生する実際の圧力を反映させながら、燃焼パラメータを精度良く演算できる。また、燃焼モデルと、燃焼パラメータを用いて内燃機関を制御する制御器が、１つの電子制御ユニット内に設けられているので、制御器は、燃焼モデルで演算された燃焼パラメータを、通信ディレイがない状態でリアルタイムに用いることができる。以上から、燃焼パラメータを用いた内燃機関の制御性を向上させることができる。さらに、燃焼モデル以外のプラントモデルが燃焼パラメータ以外の機関パラメータを演算するので、その検出のために設けられていたセンサを省略でき、低コスト化を図ることができる。
　請求項２に係る発明は、請求項１に記載の内燃機関の制御装置において、燃焼パラメータは熱発生率ｄＱｄθであり、燃焼モデルは、熱発生率ｄＱｄθの近似関数であるＷiebe関数を複数の１次関数によって近似した１次関数モデル式（図５、図６）を用いて、熱発生率ｄＱｄθを演算すること（図９のステップ１２、１３）を特徴とする。
　この構成によれば、燃焼パラメータとしての熱発生率が、Ｗiebe関数を複数の１次関数で近似した１次関数モデル式を用いて演算される。Ｗiebe関数は、熱発生率の近似関数として知られており、全体的な形状が比較的単純で、直線に近い部分を多く有する。このため、Ｗiebe関数を複数の１次関数で精度良く近似できる。また、複数の１次関数で構成される１次関数モデル式の演算負荷は、Ｗiebe関数と比べて非常に小さい。したがって、熱発生率の演算を、その精度を維持しながら、短時間で応答良く行うことができ、熱発生率を用いた内燃機関の制御性をさらに向上させることができる。
　請求項３に係る発明は、請求項２に記載の内燃機関の制御装置において、１次関数モデル式は複数のモデルパラメータ（第１～第４モデル基準点ＰＭ１～ＰＭ４）を有し、燃焼モデルは、筒内圧センサ２１の検出結果に基づいて、複数のモデルパラメータをリアルタイムに同定する同定手段（モデル演算部４２、図１５）を有することを特徴とする。
　この構成によれば、１次関数モデル式の複数のモデルパラメータが、筒内圧センサの検出結果にに基づいてリアルタイムに同定されるので、燃焼状態のばらつきや経年劣化などによる１次関数モデル式のモデル誤差を随時、適切に補償でき、熱発生率の演算精度を良好に維持することができる。
　請求項４に係る発明は、請求項１ないし３のいずれかに記載の内燃機関の制御装置において、電子制御ユニット２は複数のプロセッサコア４１～４３を有し、筒内圧センサ２１の検出結果を用いて燃焼演算を実行する燃焼演算器（ＣＰＳ演算部４１）、プラントモデル（モデル演算部４２）及び制御器（エンジン制御部４３）が、複数のプロセッサコア４１～４３にそれぞれ別個に搭載されていることを特徴とする。
　この構成によれば、筒内圧センサの検出結果を用いて燃焼演算を実行する燃焼演算器と、プラントモデル及び制御器が、電子制御ユニットの複数のプロセッサコアにそれぞれ別個に搭載されている。これにより、燃焼演算器による燃焼演算、プラントモデルによる機関パラメータの演算と、制御器による内燃機関の制御を、それぞれ高い演算速度又は制御速度で行うとともに、互いの間のデータの授受も応答良く行うことができるので、内燃機関の制御性をさらに向上させることができる。
　請求項５に係る発明は、請求項１ないし４のいずれかに記載の内燃機関の制御装置において、内燃機関３は、気筒３ａ内に燃料を直接、噴射する燃料噴射弁４を有し、筒内圧センサ２１は、燃料噴射弁４と一体に設けられていることを特徴とする。
　この構成によれば、筒内圧センサが燃料噴射弁と一体に設けられているので、燃料噴射弁や点火プラグなどの機器とシリンダヘッドとの間に座金状の検出部を配置したタイプの筒内圧センサと比較して、シリンダヘッドの振動の影響を抑制しながら、筒内圧をより精度良く検出できる。これにより、筒内圧センサの検出結果を用いた燃焼パラメータの演算精度がさらに高められることで、内燃機関の制御性をさらに向上させることができる。
本発明を適用した内燃機関を概略的に示す図である。 内燃機関の制御装置を示すブロック図である。 図２の制御装置を詳細に示す図である。 エア系モデルの概念を示す図である。 熱発生率を算出するための燃焼モデルを示す図である。 燃焼モデルの設定方法を説明するための図である。 モデル演算処理を示すフローチャートである。 インマニモデルを気体のパラメータの入出力関係と併せて示す図である。 筒内温度の算出処理を示すフローチャートである。 エキマニモデルを気体のパラメータの入出力関係と併せて示す図である。 ＥＧＲ弁の上流側のＥＧＲ通路モデルを気体のパラメータの入出力関係と併せて示す図である。 ＥＧＲ制御処理を示すフローチャートである。 補正基準点を算出するための燃焼演算処理を示すフローチャートである。 補正基準点の算出方法を説明するための図である。 モデル基準点の同定処理を示すフローチャートである。 筒内圧センサの故障判定処理を示すフローチャートである。 燃料噴射弁及びそれと一体の筒内圧センサの外観を示す図である。
　以下、図面を参照しながら、本発明の好ましい実施形態を詳細に説明する。図１は、本発明を適用した内燃機関（以下「エンジン」という）３を示す。このエンジン３は、車両（図示せず）に搭載された、例えば４気筒のガソリンエンジンである。各気筒３ａ（１つのみ図示）のピストン３ｂとシリンダヘッド３ｃとの間には、燃焼室３ｄが形成されている。
　各気筒３ａには、吸気コレクタ部６ａを有する吸気マニホルド６ｂを介して、吸気通路６が接続され、吸気弁８が設けられるとともに、排気コレクタ部７ａを有する排気マニホルド７ｂを介して、排気通路７が接続され、排気弁９が設けられている。また、各気筒３ａには、燃焼室３ｄに臨むように、燃料噴射弁４及び点火プラグ５（図２参照）が設けられている。燃料噴射弁４による燃料の噴射量・噴射時期、及び点火プラグ５の点火時期は、後述する電子制御ユニット（以下「ＥＣＵ」という）２からの制御信号によって制御される。
　さらに、各気筒３ａには、その内部の圧力である筒内圧ＰＣＹＬを検出するための筒内圧センサ２１が設けられている（図２参照）。図１７に示すように、筒内圧センサ２１は、燃料噴射弁４と一体型のものであり、燃料噴射弁４の先端部に取り付けられたリング状の圧力検出素子２１ａと、増幅回路ユニット（図示せず）などを備えている。圧力検出素子２１ａは、筒内圧ＰＣＹＬの変化率を検出し、増幅回路ユニットは、圧力検出素子２１ａの検出信号をフィルタリング及び増幅するとともに、筒内圧ＰＣＹＬに変換した後、その検出信号をＥＣＵ２に出力する。このように、筒内圧センサ２１が燃料噴射弁４の先端部に一体に設けられているので、一般的な座金タイプの筒内圧センサと比較して、シリンダヘッド３ｃの振動の影響を抑制しながら、筒内圧ＰＣＹＬをより精度良く検出することができる。
　吸気通路６の吸気コレクタ部６ａよりも上流側には、スロットル弁機構１０が設けられている。このスロットル弁機構１０は、吸気通路６内に配置されたバタフライ式のスロットル弁１０ａと、スロットル弁１０ａを駆動するＴＨアクチュエータ１０ｂを有する。スロットル弁１０ａの開度（以下「スロットル弁開度」という）θＴＨは、ＴＨアクチュエータ１０ｂに供給される電流をＥＣＵ２で制御することによって制御され、それにより、燃焼室３ｄに供給される新気量が調整される。
　また、エンジン３には、燃焼室３ｄから排気通路７に排出された排ガスの一部を、ＥＧＲガスとして、吸気通路６に還流させるためのＥＧＲ装置１１が設けられている。ＥＧＲ装置１１は、ＥＧＲ通路１２と、ＥＧＲ通路１２の途中に設けられたＥＧＲ弁機構１３及びＥＧＲクーラ１４などで構成されている。ＥＧＲ通路１２は、排気通路７の排気コレクタ部７ａと吸気通路６の吸気コレクタ部６ａに接続されている。
　ＥＧＲ弁機構１３は、ＥＧＲ通路１２内に配置されたポペット式のＥＧＲ弁１３ａと、ＥＧＲ弁１３ａを駆動するＥＧＲアクチュエータ１３ｂを有する。ＥＧＲ弁１３ａのリフト量（以下「ＥＧＲ弁開度」という）ＬＥＧＲは、ＥＧＲアクチュエータ１３ｂに供給される電流をＥＣＵ２で制御することによって制御され、それにより、吸気通路６に還流するＥＧＲ量が調整される。
　エンジン３のクランクシャフトには、クランク角センサ２２が設けられている（図２参照）。クランク角センサ２２は、クランクシャフトの回転に伴い、パルス信号であるＣＲＫ信号及びＴＤＣ信号をＥＣＵ２に出力する。ＣＲＫ信号は、所定のクランク角度（例えば１度）ごとに出力される。ＥＣＵ２は、このＣＲＫ信号に基づき、エンジン３の回転数（以下「エンジン回転数」という）ＮＥを算出する。
　ＴＤＣ信号は、いずれかの気筒３ａにおいてエンジン３のピストン３ｂが吸気行程の開始時のＴＤＣ位置にあることを表す信号であり、本実施形態のようにエンジン３が４気筒の場合には、クランク角度１８０度ごとに出力される。ＥＣＵ２は、ＴＤＣ信号およびＣＲＫ信号に応じて、ＴＤＣ信号の出力タイミングを基準とするクランク角θを、気筒３ａごとに算出する。
　また、吸気通路６のスロットル１０ａよりも上流側には、大気圧センサ２３及び外気温センサ２４が設けられている。大気圧センサ２３は大気圧ＰＡを検出し、外気温センサ２４は吸気通路６に導入される外気（新気）の温度ＴＡを検出し、それらの検出信号をＥＣＵ２に出力する。
　さらに、ＥＣＵ２には、スロットル弁開度センサ２５からスロットル弁開度θＴＨを表す検出信号が入力され、ＥＧＲ弁開度センサ２６からＥＧＲ弁開度ＬＥＧＲを表す検出信号が入力される。
　図３に示すように、ＥＣＵ２は、入出力部３１と、マルチコア型の演算処理ユニット（以下「ＭＣＵ」という）３２を備えている。入出力部３１は、上述した各種のセンサ２１～２６から検出信号が入力されるとともに、燃料噴射弁４、点火プラグ５及びＥＧＲアクチュエータ１３ｂなどへ駆動信号を出力するものである。
　ＭＣＵ３２は、第１～第３のプロセッサコア４１～４３と、プロセッサコア４１～４３にそれぞれ対応して設けられたキャッシュメモリ４４～４６と、プロセッサコア４１～４３によって共通に使用される共有メモリ４７を有する。キャッシュメモリ４４～４６、共有メモリ４７及び入出力部３１は、バス５０を介して互いに接続されている。入出力部３１に入力されたデータは、まず共有メモリ４７に格納される。プロセッサコア４１～４３は、演算処理に必要なデータを共有メモリ４７から読み出して、キャッシュメモリ４４～４６に一時的に格納し、演算処理を実行する。
　より具体的には、第１のプロセッサコア４１（以下「ＣＰＳ演算部４１」という）は、筒内圧センサ２１で検出された筒内圧ＰＣＹＬとクランク角θに基づき、気筒３ａ内の燃焼状態を表す、熱発生率ｄＱｄθなどの燃焼パラメータを演算する燃焼演算処理を実行する。
　第２のプロセッサコア４２（以下「モデル演算部４２」という）は、後述するプラントモデルに基づき、エンジン３の状態を表すエンジンパラメータを演算するモデル演算処理を実行する。このエンジンパラメータには、吸気通路６、排気通路７及びＥＧＲ通路１２を吸気、排ガス及びＥＧＲガスのそれぞれの質量流量、温度や圧力などが含まれる。
　また、第３のプロセッサコア４３（以下「エンジン制御部４３」という）は、モデル演算部４２で演算されたエンジンパラメータを用い、エンジン３の燃料噴射弁４、点火プラグ５、スロットル弁１０ａやＥＧＲ弁１３ａなどのデバイスを制御するための制御パラメータを演算するエンジン制御処理を実行する。演算された制御パラメータは、入出力部３１に送られ、入出力部３１で駆動信号に変換された後、デバイスに出力される。
　なお、本実施形態では、ＣＰＳ演算部４１が燃焼演算器に、モデル演算部４２がプラントモデル及び同定手段に、エンジン制御部４３が制御器に、それぞれ相当する。
　上述したモデル演算処理の基礎となるプラントモデルは、エア系モデルと燃焼モデルに分類される。図４に示すように、エア系モデルは、吸気、排ガスやＥＧＲが流れるエンジン３の流路（吸気通路６、排気通路７及びＥＧＲ通路１２など）の構成を、スロットル弁１０ａやＥＧＲ弁１３ａなどが存在する「オリフィス」の部分とそれ以外の「レシーバ」の部分との組み合わせとして、モデル化したものである。また、レシーバに連続の式（質量保存則、エネルギ保存則）や気体の状態方程式などを適用し、オリフィスにオリフィスの式を適用することによって、エンジン３の流路の各部位における流体の質量流量、温度や圧力などが算出される。
　一方、燃焼モデルは、熱発生率の近似関数として一般に知られているＷiebe関数を、演算負荷の軽減のために簡略化し、モデル化したものである。より具体的には、図５及び図６に示すように、燃焼モデルは、Ｗiebe関数（点線）を熱発生率の発生パターンに応じて４つの期間（第１気化期間ｅｈ１、第２気化期間ｅｈ２、第１燃焼期間ｂｈ１、第２燃焼期間ｂｈ２）に区分し、これらの４つの期間をそれぞれ第１～第４の１次関数Ｉ～IVで近似したものである。また、１次関数Ｉ～IVを設定するために、次の４つのモデル基準点ＰＭ１～ＰＭ４が用いられる。
　第１モデル基準点ＰＭ１は、燃焼の開始直前に熱発生率ｄＱｄθが最小になる点に相当し、そのときの最小熱発生率ｄＱｄθｍｉｎとそれに対応するクランク角θｍｉｎから、ＰＭ１＝（θｍｉｎ，ｄＱｄθｍｉｎ）で表される。第２モデル基準点ＰＭ２は、熱発生率ｄＱｄθをクランク角θで微分した熱発生率微分値ｄＱｄ２θが最大になる点に相当し、そのときの熱発生率である最大微分値対応熱発生率ｄＱｄθｍａｘ２とそれに対応するクランク角θｍａｘ２から、ＰＭ２＝（θｍａｘ２，ｄＱｄθｍａｘ２）で表される。
　第３モデル基準点ＰＭ３は、熱発生率ｄＱｄθが最大になる点に相当し、そのときの最大熱発生率ｄＱｄθｍａｘとそれに対応するクランク角θｍａｘから、ＰＭ３＝（θｍａｘ，ｄＱｄθｍａｘ）で表される。また、第４モデル基準点ＰＭ４は、熱発生率微分値ｄＱｄ２θが最小になる点に相当し、そのときの熱発生率である最小微分値対応熱発生率ｄＱｄθｍｉｎ２とそれに対応するクランク角θｍｉｎ２から、ＰＭ４＝（θｍｉｎ２，ｄＱｄθｍｉｎ２）で表される。
　以上の４つのモデル基準点ＰＭ１～ＰＭ４が定まると、それに基づき、１次関数Ｉ～IVが以下のようにして設定される。まず、図６（ａ）に示すように、第３の１次関数III は、第２モデル基準点ＰＭ２と第３モデル基準点ＰＭ３を通る直線（１次式）として、一義的に設定される。
　具体的には、この１次式をｄＱｄθ＝Ａ・θ＋Ｂ（Ａ：傾き、Ｂ：切片）とすると、傾きＡは、Ａ＝（ｄＱｄθｍａｘ－ｄＱｄθｍａｘ２）／（θｍａｘ－θｍａｘ２）で算出され、切片Ｂは、Ｂ＝ｄＱｄθ－Ａ・θに、ｄＱｄθｍａｘ、θｍａｘと、算出したＡを代入することによって算出される。このような算出手法は、後述する他の１次関数を設定する場合にも同様に適用される。また、第３の１次関数III において熱発生率ｄＱｄθ＝０になるクランク角θが、燃焼開始角θｂｓとして算出され、燃焼開始点Ｐｂｓ（θｂｓ，０）が設定される。
　また、図６（ｂ）に示すように、第４の１次関数IVは、第３モデル基準点ＰＭ３と第４モデル基準点ＰＭ４を通る直線として設定される。また、設定された第４の１次関数IVにおいて熱発生率ｄＱｄθ＝０になるクランク角θが、燃焼終了角θｂｅとして算出され、燃焼終了点Ｐｂｅ（θｂｅ，０）が設定される。さらに、図６（ｃ）に示すように、第３モデル基準点ＰＭ３と燃焼開始点Ｐｂｓとの間のクランク角θの差（＝θｍａｘ－θｂｓ）が、第１燃焼期間ｂｈ１として算出され、燃焼終了点Ｐｂｅと第３モデル基準点ＰＭ３との間のクランク角θの差（＝θｂｅ－θｍａｘ）が、第２燃焼期間ｂｈ２として算出される。
　図６（ｄ）に示すように、第１の１次関数Ｉは、気化開始点Ｐｅｓ（θｅｓ，０）と第１モデル基準点ＰＭ１を通る直線として設定される。この気化開始点Ｐｅｓは、燃焼前に混合気が気化し始める点であり、気化開始角θｅｓは所定の一定値に設定されている。また、第２の１次関数IIは、第１モデル基準点ＰＭ１と燃焼開始点Ｐｂｓを通る直線として設定される。さらに、第１モデル基準点ＰＭ１と気化開始点Ｐｅｓとの間のクランク角θの差（＝θｍｉｎ－θｅｓ）が、第１気化期間ｅｈ１として算出され、燃焼開始点Ｐｂｓと第１モデル基準点ＰＭ１との間のクランク角θの差（＝θｂｓ－θｍｉｎ）が、第２気化期間ｅｈ２として算出される。
　以上のように、燃焼モデルが第１～第４の１次関数Ｉ～IVによって簡略化して設定される結果、この燃焼モデルを用いて熱発生率ｄＱｄθを算出する際の演算負荷は、Ｗiebe関数を用いる場合と比較して大幅に軽減される。
　次に、図７を参照しながら、モデル演算部４２で実行されるモデル演算処理について説明する。この処理は、前述したプラントモデルに基づき、ＥＧＲ制御に必要なインマニ圧Ｐｉｎと、ＥＧＲ弁１３のすぐ上流側における排ガスの温度及び圧力を、それぞれＥＧＲ温度Ｔｅｇｒ及びＥＧＲ圧Ｐｅｇｒとして推定するものである。本処理は、ＣＲＫ信号の発生に同期して気筒３ａごとに実行される。
　本処理では、まずステップ１（「Ｓ１」と図示。以下同じ」）において、吸気通路６のスロットル弁１０ａよりも下流側の吸気圧であるインマニ圧Ｐｉｎを算出する。このインマニ圧Ｐｉｎの算出は、図８に示すように、図１の吸気通路６のスロットル弁１３ａよりも下流側から吸気チャンバ６ａまでの部分とＥＧＲ通路１２の接続部を、インマニモデル（レシーバ）として設定するとともに、インマニモデルにおいて成立する、以下に述べるようなパラメータ間の関係に基づいて行われる。
　具体的には、図８に示すように、レシーバに、ポートＰＯ１を介して流入する新気の質量流量、温度、定圧比熱、定積比熱及びエネルギを、それぞれｍｄｏｔ１、Ｔ１、Ｃｐ１、Ｃｖ１及びＥ１とし、ポートＰＯ３を介して流入するＥＧＲガスの質量流量、温度、定圧比熱、定積比熱及びエネルギを、それぞれｍｄｏｔ３、Ｔ３、Ｃｐ３、Ｃｖ３及びＥ３とする。また、レシーバ内の気体の質量（新気分質量、ＥＧＲガス分質量）、温度、定圧比熱、定積比熱、圧力及びＥＧＲ率を、それぞれＭ（Ｍ１，Ｍ３）、Ｔ、Ｃｐ、Ｃｖ、Ｐ及びｒＰｏｒｔ３とし、レシーバからポートＰＯ２を介して流出する気体の質量流量及びエネルギをそれぞれｍｄｏｔ２及びＥ２とすると、これらのパラメータの間には、連続の式や気体の状態方程式などから、以下の式（１）～（１６）の関係が成立する。なお、これらのパラメータは時間の関数であるが、式中では便宜上、その表示は省略されている。
　まず、レシーバ内の気体に対する質量保存則から、次式（１）が成立し、ポートＰＯ１及びＰＯ３を介して流入する新気及びＥＧＲガスに対する質量保存則から、式（２）及び（３）がそれぞれ成立する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000003
　また、レシーバに流入する新気及びＥＧＲガスの定圧熱容量Ｍ１・Ｃｐ１、Ｍ３・Ｃｐ３がそれぞれ保存される関係から、式（４）及び（５）が成立し、新気及びＥＧＲガスの定積熱容量Ｍ１・Ｃｖ１、Ｍ３・Ｃｖ３がそれぞれ保存される関係から、式（６）及び（７）が成立する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000004
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000005
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000006
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000007
　また、レシーバに流入する新気のエネルギ（エンタルピー）Ｅ１、レシーバから流出する気体のエネルギＥ２、及びレシーバに流入するＥＧＲガスのエネルギＥ３は、それぞれ式（８）～（１０）で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000008
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000009
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000010
 　レシーバ内の気体の定圧熱容量Ｃｐ・Ｍ及び定積熱容量Ｃｖ・Ｍはそれぞれ、新気分及びＥＧＲガス分の和であるという関係から、式（１１）及び（１２）が成立する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000011
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000012
　レシーバから外部への放熱量Ｑｗａｌｌは、次式（１３）で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000013
 　ここで、Ｔｗａｌｌはレシーバの壁温度、Ｓｗａｌｌは壁面積（定数）、Ｋは熱伝達係数（定数）である。
　また、レシーバ内の気体に対するエネルギ保存則から、式（１４）が成立する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000014
 　さらに、レシーバ内に気体の状態方程式を適用することによって、式（１５）が成立する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000015
 　また、レシーバ内の気体のＥＧＲ率ｒＰｏｒｔ３は、式（１６）で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000016
　以上の式（１）～（１６）に例えば連立方程式を適用することにより、新気及びＥＧＲガスに関するパラメータを既知として、レシーバ内の気体に関するパラメータや、レシーバから流出する気体の質量流量ｍｄｏｔ２及びエネルギＥ２を算出することができ、前記ステップ１では、レシーバ内の圧力Ｐがインマニ圧Ｐｉｎとして算出される。
　図７に戻り、前記ステップ１に続くステッ２では、筒内温度Ｔｃｙｌを算出する。この算出処理は、前述した燃焼モデルを設定するとともに、設定した燃焼モデルに基づいて筒内温度Ｔｃｙｌを算出するものであり、図９に示すサブルーチンに従って実行される。
　図９の処理では、まずステップ１１において、燃焼モデルのモデル基準点ＰＭ１～ＰＭ４を算出する。その算出は、エンジン３の運転状態、例えばエンジン回転数ＮＥ、混合気の空燃比、点火時期及びＥＧＲ率に応じ、所定のマップ（図示せず）から、モデル基準点ＰＭ１～ＰＭ４のマップ値をそれぞれ検索するとともに、これらのマップ値を後述する補正項で補正することによって、行われる。また、上記のＥＧＲ率としては、例えば、インマニモデルにおいて前記式（１６）によって算出されたＥＧＲ率ｒＰｏｒｔ３が用いられる。
　次に、算出したモデル基準点ＰＭ１～ＰＭ４を用い、前述した手法によって、４つの１次関数Ｉ～IVから成る燃焼モデルを設定する（ステップ１２）とともに、設定した燃焼モデルを用いて、熱発生率ｄＱｄθを算出する（ステップ１３）。次に、算出した熱発生率ｄＱｄθを用い、次式（１７）によって、燃焼モデルによる推定筒内圧Ｐｍを算出する（ステップ１４）。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000017
 　ここで、筒内容積Ｖの変化量ｄＶは、クランク角θに応じて一義的に定まり、筒内圧変化量ｄＰｍは、２つの演算タイミング間の差分として求められる。比熱比κは定数である。
　次に、気筒３ａ内に気体の状態方程式を適用し、推定筒内圧Ｐｍを用い、次式（１８）によって、筒内温度Ｔｃｙｌを算出し（ステップ１５）、本処理を終了する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000018
　図７に戻り、上記ステップ２に続くステップ３では、排気マニホルド７ｂ内の温度であるエキマニ温度Ｔｅｘを算出する。このエキマニ温度Ｔｅｘの算出は、図１０に示すように、排気通路７の排気マニホルド７ｂから排気チャンバ７ａまでの部分とＥＧＲ通路１２の分岐部を、エキマニモデル（レシーバ）として設定するとともに、エキマニモデルにおいて成立する、以下に述べるようなパラメータ間の関係に基づいて行われる。
　図８との比較から明らかなように、インマニモデルでは、入力ポートが２つ、出力ポートが１つ（２入力／１出力）であるのに対し、エキマニモデルでは、入力ポートが１つで出力ポートが２つ（１入力／２出力）であるため、インマニモデルの場合と部分的に異なる、以下のようなパラメータの関係が成立する。
　まず、レシーバ内の気体に対する質量保存則に基づく関係式は、インマニモデルにおける前記式（１）に代えて、次式（１）’で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000019
 　また、レシーバに流入する燃焼ガスの定圧熱容量Ｍ１・Ｃｐ１及び定積熱容量Ｍ１・Ｃｖ１の保存に関する関係式は、次式（４）’及び（６）’によって表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000020
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000021
　レシーバに流入する燃焼ガスのエネルギＥ１、レシーバから排気通路７の下流側に流出する排ガスのエネルギＥ２、及びレシーバからＥＧＲ通路１２に流出するＥＧＲガスのエネルギＥ３は、前記式（８）～（１０）で同様に表される。また、レシーバ内の気体の定圧熱容量Ｃｐ・Ｍ及び定積熱容量Ｃｖ・Ｍはそれぞれ、次式（１１）’及び（１２）’によって表され、レシーバからの放熱量Ｑｗａｌｌは、前記式（１３）で同様に表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000022
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000023
　また、レシーバ内の気体に対するエネルギ保存則に基づく関係式は、次式（１４）’によって表され、レシーバ内の気体の状態方程式は、前記式（１５）で同様に表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000024
　以上の式（１）’（４）’（６）’（８）～（１０）（１１）’（１２）’（１３）（１４）’及び（１５）に、連立方程式を適用することにより、レシーバに流入する燃焼ガスに関するパラメータを既知として、レシーバ内の気体に関するパラメータや、レシーバから排気通路７側に流出する排ガスの質量流量ｍｄｏｔ２及びエネルギＥ２と、ＥＧＲ通路１２側に流出するＥＧＲガスの質量流量ｍｄｏｔ３及びエネルギＥ３を算出することができ、前記ステップ３では、レシーバ内の温度Ｔがエキマニ温度Ｔｅｘとして算出される。
　図７に戻り、前記ステップ３に続くステップ４及び５では、ＥＧＲ弁１３ａのすぐ上流側におけるＥＧＲガスの温度及び圧力を、ＥＧＲ温度Ｔｅｇｒ及びＥＧＲ圧Ｐｅｇｒとしてそれぞれ算出し、本処理を終了する。このＥＧＲ温度Ｔｅｇｒ及びＥＧＲ圧Ｐｅｇｒの算出は、図１１に示すように、ＥＧＲ通路１２の排気通路７からの分岐部からＥＧＲ弁１３ａすぐ上流側までの部分を、ＥＧＲ通路モデル（レシーバ）として設定するとともに、ＥＧＲ通路モデルにおいて成立する、以下に述べるようなパラメータの関係に基づいて行われる。
　図１１に示すように、ＥＧＲ通路モデルでは、入力ポート及び出力ポートがいずれも１つ（１入力／１出力）であるため、前述したインマニモデル及びエキマニモデルの場合と部分的に異なる、以下のようなパラメータの関係が成立する。
　レシーバ内の気体に対する質量保存則に基づく関係式は、次式（１）”で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000025
 　また、レシーバに流入するＥＧＲガスの定圧熱容量Ｍ１・Ｃｐ１及び定積熱容量Ｍ１・Ｃｖ１の保存に関する関係式は、次式（４）”及び（６）”によって表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000026
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000027
　レシーバに流入するＥＧＲガスのエネルギＥ１と、レシーバから流出するＥＧＲガスのエネルギＥ２は、前記式（８）及び（９）によって同様に表される。また、レシーバ内の気体の定圧熱容量Ｃｐ・Ｍ及び定積熱容量Ｃｖ・Ｍと、レシーバからの放熱量Ｑｗａｌｌは、前記式（１１）’（１２）’及び（１３）で同様に表される。
　また、レシーバ内の気体に対するエネルギ保存則に基づく関係式は、次式（１４）”によって表され、レシーバ内の気体の状態方程式は、前記式（１５）で同様に表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000028
　以上の式（１）”（４）”（６）”（８）（９）（１１）’（１２）’（１３）（１４）”及び（１５）に、連立方程式を適用することにより、レシーバに流入するＥＧＲガスに関するパラメータを既知として、レシーバ内の気体に関するパラメータを算出することができ、前記ステップ４では、レシーバ内の温度ＴがＥＧＲ温度Ｔｅｇｒとして算出され、前記ステップ５では、レシーバ内の圧力ＰがＥＧＲ圧Ｐｅｇｒとして算出される。
　次に、図１２を参照しながら、エンジン制御部４３で実行されるＥＧＲ制御処理について説明する。本処理は、ＴＤＣ信号の発生に同期して気筒３ａごとに実行される。本処理では、まずステップ２１において、目標ＥＧＲ量ＧＥＧＲＣＭＤを設定する。この設定は、例えば目標トルク及びエンジン回転数ＮＥに応じ、所定のマップ（図示せず）を検索することによって、行われる。
　次に、図７のステップ１で算出したインマニ圧Ｐｉｎとステップ５で算出したＥＧＲ圧Ｐｅｇｒを用い、次式（１９）によって、圧力関数Ψを算出する（ステップ２２）。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000029
　次に、ＥＧＲ圧Ｐｅｇｒ及び圧力関数Ψと、図７のステップ４で算出したＥＧＲ温度Ｔｅｇｒを用い、次式（２０）によって、ＥＧＲ弁１３ａを通過するＥＧＲガスの質量流量（以下「実ＥＧＲ量」という）ＧＥＧＲＡＣＴを算出する（ステップ２３）。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000030
 　この式（２０）は、ＥＧＲ弁１３ａにオリフィスの式を適用したものであり、Ｒは気体定数、Ｃｄは流量係数で、いずれも定数である。また、Ａは、ＥＧＲ弁１３ａの開口面積であり、ＥＧＲ弁開度ＬＥＧＲに基づいて算出される。
　次に、次式（２１）によって、ＥＧＲ弁１３ａの開口面積Ａの目標値である目標開口面積ＡＣＭＤを設定する（ステップ２４）。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000031
 　この式（２１）は、上記のオリフィスの式（２０）を開口面積Ａについて表すとともに、実ＥＧＲ量ＧＥＧＲＡＣＴを目標ＥＧＲ量ＧＥＧＲＣＭＤに、開口面積Ａを目標開口面積ＡＣＭＤに、それぞれ置き換えたものである。
　次に、目標ＥＧＲ量ＧＥＧＲＣＭＤと実ＥＧＲ量ＧＥＧＲＡＣＴとの差を、ＥＧＲ量偏差ΔＧＥＧＲとして算出する（ステップ２５）とともに、このＥＧＲ量偏差ΔＧＥＧＲに応じて、フィードバック補正項ΔＡＦＢを算出する（ステップ２６）。そして、このフィードバック補正項ΔＡＦＢを目標開口面積ＡＣＭＤに加算することによって、これを補正する（ステップ２７）。
　次に、補正された目標開口面積ＡＣＭＤに応じて、ＥＧＲ弁１３ａを駆動するＥＧＲアクチュエータ１３ｂの目標電流値ＩＣＭＤを設定する（ステップ２８）。また、目標開口面積ＡＣＭＤとＥＧＲ弁開度ＬＥＧＲに基づいて算出される実際の開口面積Ａとの差を、開口面積偏差ΔＡとして算出する（ステップ２９）とともに、この開口面積偏差ΔＡに応じて、フィードバック補正項ΔＩＦＢを算出する（ステップ３０）。そして、このフィードバック補正項ΔＩＦＢを目標電流値ＩＣＭＤに加算することによって、これを補正し（ステップ３１）、本処理を終了する。
　次に、燃焼モデルの同定処理について説明する。この同定処理は、燃焼モデルのモデル基準点ＰＭ１～ＰＭ４を、筒内圧センサ２１で検出された実際の筒内圧ＰＣＹＬに基づいてリアルタイムに同定（補正）するものであり、ＣＰＳ演算部４１で実行される燃焼演算処理と、その結果を用いてモデル演算部４２で実行される同定演算処理で構成される。
　図１３に示す燃焼演算処理は、筒内圧ＰＣＹＬに基づき、燃焼モデルのモデル基準点ＰＭ１～ＰＭ４を同定する際の基準となる補正基準点ＰＣ１～ＰＣ４を算出するものであり、ＣＲＫ信号の発生に同期して気筒３ａごとに実行される。
　本処理では、まずステップ４１において、筒内圧ＰＣＹＬ及びクランク角θに基づき、次式（２２）によって熱発生率ｄＱｄθを算出する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000032
 　これにより、例えば図１４（ａ）の筒内圧ＰＣＹＬを表す曲線から、同図（ｂ）に示す熱発生率ｄＱｄθを表す曲線が得られる。
　次に、ステップ４２において、熱発生率ｄＱｄθをクランク角θで微分することによって、熱発生率微分値ｄＱｄ２θを算出する。これにより、図１４（ｃ）に示す熱発生率微分値ｄＱｄ２θを表す曲線が得られる。
　次に、ステップ４３～４６において、図１４（ｂ）～（ｄ）に示すように、熱発生率ｄＱｄθ及び熱発生率微分値ｄＱｄ２θに基づき、モデル基準点ＰＭ１～ＰＭ４に対応する補正基準点ＰＣ１～ＰＣ４をそれぞれ算出し、本処理を終了する。
　具体的には、ステップ４３では、ステップ４１で算出された熱発生率ｄＱｄθのうちの燃焼の開始直前に生じる最小値を、最小熱発生率ｄＱｄθｍｉｎａとして抽出するとともに、それに対応するクランク角θｍｉｎａとの組み合わせから成る点（θｍｉｎａ，ｄＱｄθｍｉｎａ）を、第１補正基準点ＰＣ１として設定する。
　ステップ４４では、ステップ４２で算出された熱発生率微分値ｄＱｄ２θの最大値が得られるときの熱発生率ｄＱｄθを、最大微分値対応熱発生率ｄＱｄθｍａｘ２ａとして抽出するとともに、それに対応するクランク角θｍａｘ２ａとの組み合わせから成る点（θｍａｘ２ａ，ｄＱｄθｍａｘ２ａ）を、第２補正基準点ＰＣ２として設定する。
　ステップ４５では、熱発生率ｄＱｄθの最大値を、最大熱発生率ｄＱｄθｍａｘａとして抽出するとともに、それに対応するクランク角θｍａｘａとの組み合わせから成る点（θｍａｘａ，ｄＱｄθｍａｘａ）を、第３補正基準点ＰＣ３として設定する。
　また、ステップ４６では、熱発生率微分値ｄＱｄ２θの最小値が得られるときの熱発生率ｄＱｄθを、最小微分値対応熱発生率ｄＱｄθｍｉｎ２ａとして抽出するとともに、それに対応するクランク角θｍｉｎ２ａとの組み合わせから成る点（θｍｉｎ２ａ，ｄＱｄθｍｉｎ２ａ）を、第４補正基準点ＰＣ４として設定する。
　次に、図１５を参照しながら、モデル演算部４２で実行される同定演算処理について説明する。本処理は、燃焼モデルのモデル基準点ＰＭ１～ＰＭ４を、同じ燃焼サイクルで得られた補正基準点ＰＣ１～ＰＣ４にそれぞれ近似するように同定（補正）するものである。本処理は、ＴＤＣ信号の発生に同期して気筒３ａごとに実行される。
　本処理では、まずステップ５１において、第１補正基準点ＰＣ１のクランク角要素であるθｍｉｎａと第１モデル基準点ＰＭ１のクランク角要素であるθｍｉｎとの差（＝θｍｉｎａ－θｍｉｎ）に、クランク角補正用の所定の補正係数Ｋθを乗算することによって、第１モデル基準点ＰＭ１のクランク角補正項ΔθＣ１を算出する。
　また、ステップ５２では、第１補正基準点ＰＣ１の熱発生率要素であるｄＱｄθｍｉｎａと第１モデル基準点ＰＭ１の熱発生率要素であるｄＱｄθｍｉｎとの差（＝ｄＱｄθｍｉｎａ－ｄＱｄθｍｉｎ）に、熱発生率補正用の所定の補正係数ＫｄＱを乗算することによって、第１モデル基準点ＰＭ１の熱発生率補正項ΔｄＱＣ１を算出する。
　以下同様に、第２モデル基準点ＰＭ２については、ステップ５３において、第２補正基準点ＰＣ２のクランク角θｍａｘ２ａと第２モデル基準点ＰＭ２のクランク角θｍａｘ２との差（＝θｍａｘ２ａ－θｍａｘ２）に、補正係数Ｋθを乗算することによって、クランク角補正項ΔθＣ２を算出し、ステップ５４において、第２補正基準点ＰＣ２の熱発生率ｄＱｄθｍａｘ２ａと第２モデル基準点ＰＭ２の熱発生率ｄＱｄθｍａｘ２との差（＝ｄＱｄθｍａｘ２ａ－ｄＱｄθｍａｘ２）に、補正係数ＫｄＱを乗算することによって、熱発生率補正項ΔｄＱＣ２を算出する。
　第３モデル基準点ＰＭ３については、ステップ５５において、第３補正基準点ＰＣ３のクランク角θｍａｘａと第３モデル基準点ＰＭ３のクランク角θｍａｘとの差（＝θｍａｘａ－θｍａｘ）に、補正係数Ｋθを乗算することによって、クランク角補正項ΔθＣ３を算出し、ステップ５６において、第３補正基準点ＰＣ３の熱発生率ｄＱｄθｍａｘａと第３モデル基準点ＰＭ３の熱発生率ｄＱｄθｍａｘとの差（＝ｄＱｄθｍａｘａ－ｄＱｄθｍａｘ）に、補正係数ＫｄＱを乗算することによって、熱発生率補正項ΔｄＱＣ３を算出する。
　また、第４モデル基準点ＰＭ４については、ステップ５７において、第４補正基準点ＰＣ４のクランク角θｍｉｎ２ａと第４モデル基準点ＰＭ４のクランク角θｍｉｎ２との差（＝θｍｉｎ２ａ－θｍｉｎ２）に、補正係数Ｋθを乗算することによって、クランク角補正項ΔθＣ４を算出し、ステップ５８において、第４補正基準点ＰＣ４の熱発生率ｄＱｄθｍｉｎ２ａと第４モデル基準点ＰＭ４の熱発生率ｄＱｄθｍａｘとの差（＝ｄＱｄθｍｉｎ２ａ－ｄＱｄθｍｉｎ２）に、補正係数ＫｄＱを乗算することによって、熱発生率補正項ΔｄＱＣ４を算出し、本処理を終了する。
　以上のように算出されたクランク角補正項ΔθＣ１～ΔθＣ４及び熱発生率補正項ΔｄＱＣ１～ΔｄＱＣ４は、次回の燃焼サイクルにおいて、エンジン３の運転状態に応じてマップ検索された第１～第４モデル基準点ＰＭ１～ＰＭ４の対応するクランク角要素及び熱発生率要素に加算され、それにより、第１～第４モデル基準点ＰＭ１～ＰＭ４がリアルタイムで同定（補正）される。
　次に、図１６を参照しながら、モデル演算部４２で実行される故障判定処理について説明する。本処理は、第１～第４モデル基準点ＰＭ１～ＰＭ４と第１補正基準点ＰＣ１～ＰＣ４との比較結果に基づいて、筒内圧センサ２１の故障の有無を判定するものである。本処理は、ＴＤＣ信号の発生に同期して気筒３ａごとに実行される。
　本処理では、まずステップ６１において、第１～第４補正基準点ＰＣ１～ＰＣ４の各クランク角要素と、それに対応する第１～第４モデル基準点ＰＭ１～ＰＭ４のクランク角要素との差の絶対値を、それぞれクランク角偏差Δθ１～Δθ４として算出する。次に、算出したクランク角偏差Δθ１～Δθ４がいずれも、クランク角判定用の所定のしきい値θＲＥＦ以下であるか否かを判別する（ステップ６２）。この答えがＮＯで、クランク角偏差Δθ１～Δθ４の少なくとも１つがしきい値θＲＥＦを超えているときには、筒内圧センサ２１に故障が発生していると判定し、故障フラグＦ＿ＣＹＬＮＧを「１」にセットし（ステップ６３）、本処理を終了する。
　ステップ６２の答えがＹＥＳのときには、ステップ６４において、第１～第４補正基準点ＰＣ１～ＰＣ４の各熱発生率要素と、それに対応する第１～第４モデル基準点ＰＭ１～ＰＭ４の熱発生率要素との差の絶対値を、それぞれ熱発生率偏差ΔｄＱ１～ΔｄＱ４として算出する。次に、算出した熱発生率偏差ΔｄＱ１～ΔｄＱ４がいずれも、熱発生率判定用の所定のしきい値ｄＱＲＥＦ以下であるか否かを判別する（ステップ６５）。この答えがＮＯで、熱発生率偏差ΔｄＱ１～ΔｄＱ４の少なくとも１つがしきい値ｄＱＲＥＦを超えているときには、筒内圧センサ２１に故障が発生していると判定し、前記ステップ６３に進み、故障フラグＦ＿ＣＹＬＮＧを「１」にセットし、本処理を終了する。
　一方、前記ステップ６５の答えがＹＥＳのときには、筒内圧センサ２１に故障が発生していないと判定し、故障フラグＦ＿ＣＹＬＮＧを「０」にセットし（ステップ６６）、本処理を終了する。上記のように、筒内圧センサ２１が故障していると判定され、故障フラグＦ＿ＣＹＬＮＧが「１」にセットされた場合には、筒内圧センサ２１の検出結果に基づく図１３の燃焼演算と図１４の同定演算が禁止される。
　以上のように、本実施形態によれば、筒内圧センサ２１の検出結果を用いて設定される、プラントモデルの燃焼モデルに基づき、モデル演算部４２によって熱発生率ｄＱｄθを演算するので、気筒３ａ内に発生する実際の圧力を反映させながら、熱発生率ｄＱｄθを精度良く演算することができる。
　また、モデル演算部４２と、エンジン３を制御するエンジン制御部４３が、いずれもプロセッサコアで構成され、１つのＥＣＵ２内に設けられているので、エンジン制御部４３は、モデル演算部４２で演算された熱発生率ｄＱｄθを、通信ディレイがない状態でリアルタイムに用いることができる。以上から、熱発生率ｄＱｄθを用いたＥＧＲ制御の制御性を向上させることができる。
　さらに、プラントモデルのエア系モデルに基づき、ＥＧＲ制御に必要なインマニ圧Ｐｉｎ、ＥＧＲ温度ＴｅｇｒやＥＧＲ圧Ｐｅｇｒが演算によって求められるので、その検出のために設けられていたセンサを省略でき、低コスト化を図ることができる。
　また、Ｗiebe関数を複数の１次関数で近似した１次関数モデル式によって燃焼モデルを設定し、この燃焼モデルを用いて熱発生率ｄＱｄθを演算するので、この熱発生率ｄＱｄθの演算を、その精度を維持しながら、短時間で応答良く行うことができ、熱発生率ｄＱｄθを用いたＥＧＲ制御の制御性をさらに向上させることができる。
　さらに、この燃焼モデルのモデルパラメータであるモデル基準点ＰＭ１～ＰＭ４が、筒内圧センサ２１の検出結果に基づいて算出された補正基準点ＰＣ１～ＰＣ４によってリアルタイムに同定されるので、燃焼状態のばらつきや経年劣化などによる燃焼モデルのモデル誤差を随時、適切に補償でき、熱発生率ｄＱｄθの演算精度を良好に維持することができる。
　また、モデル基準点ＰＭ１～ＰＭ４と補正基準点ＰＣ１～ＰＣ４との比較結果に基づいて、筒内圧センサ２１の故障を判定するので、筒内圧センサ２１の故障の判定を、燃焼モデルの設定と同定に用いられるパラメータを利用しながら、効率良く適切に行うことができる。
　また、筒内圧センサ２１の検出結果を用いて補正基準点ＰＣ１～ＰＣ４を演算するＣＰＳ演算部４１、モデル演算部４２及びエンジン制御部４３が、ＥＣＵ２のプロセッサコアにそれぞれ別個に搭載されているので、ＣＰＳ演算部４１による補正基準点ＰＣ１～ＰＣ４の演算、モデル演算部４２による熱発生率ｄＱｄθ及び他のエンジンパラメータの演算と、エンジン制御部４３によるエンジン３の制御を、それぞれ高い演算速度又は制御速度で行うとともに、互いの間のデータの授受も応答良く行うことができるので、エンジン３の制御性をさらに向上させることができる。
　さらに、筒内圧センサ２１が燃料噴射弁４の先端部に一体に設けられているので、一般的な座金タイプの筒内圧センサと比較して、シリンダヘッド３ｃの振動の影響を抑制しながら、筒内圧ＰＣＹＬをより精度良く検出でき、したがって、筒内圧ＰＣＹＬを用いた熱発生率ｄＱｄθの演算精度をさらに向上させることができる。
　なお、本発明は、説明した実施形態に限定されることなく、種々の態様で実施することができる。例えば、実施形態は、燃焼パラメータとして熱発生率ｄＱｄθを算出し、熱発生率ｄＱｄθを用いて、エンジン制御としてＥＧＲ制御を実行する例である。本発明は、これに限らず、例えば、燃焼パラメータとして、図示平均有効圧力や燃焼トルク、あるいは筒内圧が最大になる最大筒内圧角、所定の燃焼質量割合が得られるクランク角（例えばＭＦＢ５０）や実着火時期などを算出してもよい。また、それらの算出結果に応じ、エンジン制御として、燃料噴射量や点火時期などを制御してもよい。
　また、実施形態では、ＣＰＳ演算部４１、モデル演算部４２及びエンジン制御部４３が、ＥＣＵ２内の複数のプロセッサコアにそれぞれ別個に搭載されているが、それらの全部又は一部を統合し、単一のＥＣＵ２内に設けてもよい。
　さらに、実施形態のエンジン３は４気筒のガソリンエンジンであるが、エンジン３のタイプや気筒３ａの数は任意である。また、実施形態では、筒内圧センサ２１は、すべての気筒３ａに設けられているが、一部の気筒３ａに設けられていてもよい。また、実施形態のエンジン３は、車両用のものであるが、本発明は、これに限らず、他の用途のエンジン、例えばクランクシャフトを鉛直方向に配置した船外機のような船舶推進機用エンジンなどにも適用できる。その他、本発明の趣旨の範囲内で、細部の構成を適宜、変更することが可能である。
　２　ＥＣＵ（電子制御ユニット）
　３　エンジン（内燃機関）
３ａ　気筒
　４　燃料噴射弁
２１　筒内圧センサ
４１　ＣＰＳ演算部（プロセッサコア、燃焼演算部）
４２　モデル演算部（プロセッサコア、プラントモデル、同定手段）
４３　エンジン制御部（プロセッサコア、制御器）
　　　ＰＣＹＬ　筒内圧（筒内圧センサの検出結果）
　　　ｄＱｄθ　熱発生率（燃焼パラメータ）
　　　　Ｐｉｎ　インマニ圧（機関パラメータ）
　　　Ｔｅｇｒ　ＥＧＲ温度（機関パラメータ）
　　　Ｐｅｇｒ　ＥＧＲ圧（機関パラメータ）
ＰＭ１～ＰＭ４　モデル基準点（モデルパラメータ）
ＰＣ１～ＰＣ４　補正基準点（筒内圧センサの検出結果）
　　　　　　θ　クランク角

Claims (5)

  1. 　気筒内の圧力を検出する筒内圧センサと、
    　電子制御ユニットに設けられ、前記筒内圧センサの検出結果を用いて前記気筒内の燃焼状態を表す燃焼パラメータを演算する燃焼モデルを有し、前記燃焼パラメータを含む、前記内燃機関の状態を表す機関パラメータを演算するプラントモデルと、
    　前記電子制御ユニットに設けられ、前記プラントモデルで演算された機関パラメータを用いて、前記内燃機関を制御する制御器と、を備えることを特徴とする内燃機関の制御装置。
  2. 　前記燃焼パラメータは熱発生率であり、前記燃焼モデルは、熱発生率の近似関数であるＷiebe関数を複数の１次関数によって近似した１次関数モデル式を用いて、熱発生率を演算することを特徴とする、請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
  3. 　前記１次関数モデル式は複数のモデルパラメータを有し、
    　前記燃焼モデルは、前記筒内圧センサの検出結果に基づいて、前記複数のモデルパラメータをリアルタイムに同定する同定手段を有することを特徴とする、請求項２に記載の内燃機関の制御装置。
  4. 　前記電子制御ユニットは複数のプロセッサコアを有し、前記筒内圧センサの検出結果を用いて燃焼演算を実行する燃焼演算器、前記プラントモデル及び制御器が、前記複数のプロセッサコアにそれぞれ別個に搭載されていることを特徴とする、請求項１ないし３のいずれかに記載の内燃機関の制御装置。
  5. 　前記内燃機関は、前記気筒内に燃料を直接、噴射する燃料噴射弁を有し、
    　前記筒内圧センサは、前記燃料噴射弁と一体に設けられていることを特徴とする、請求項１ないし４のいずれかに記載の内燃機関の制御装置。
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