JP2008157208A

JP2008157208A - 内燃機関の制御装置

Info

Publication number: JP2008157208A
Application number: JP2006350389A
Authority: JP
Inventors: Masaru Ogawa; 賢小川; Toru Kitamura; 徹北村; Toshinari Shinohara; 俊成篠原; Chiho Itoga; 千穂糸賀
Original assignee: Honda Motor Co Ltd
Current assignee: Honda Motor Co Ltd
Priority date: 2006-12-26
Filing date: 2006-12-26
Publication date: 2008-07-10
Anticipated expiration: 2026-12-26
Also published as: JP4660462B2

Abstract

【課題】燃焼状態が変化しても機関トルク、より具体的には正味平均有効圧を精度良く算出し、それに基づいて運転を制御できるようにした内燃機関の制御装置を提供する。
【解決手段】内燃機関に供給されるサイクル当たりの空気質量流量Ｇａｉｒを算出し（Ｓ１０）、当量比の目標値ＫＣＭＤを算出し（Ｓ１２）、算出された空気質量流量と当量比の目標値から内燃機関に供給すべきサイクル当たりの燃料質量流量Ｇｆｕｅｌを算出し（Ｓ１４）、正味熱効率ηｅを内燃機関の運転状態に基づいて算出し（Ｓ１６）、発熱量Ｃｖと燃料質量流量Ｇｆｕｅｌと正味熱効率ηｅに基づき、正味平均有効圧Ｐｍｅを算出すると共に、正味平均有効圧Ｐｍｅをその目標値Ｐｍｃｍｄとの比で学習して瞬時正味平均有効圧Ｐｍｃｍｄｆｂを算出し（Ｓ１８からＳ２４）、算出された瞬時正味平均有効圧に基づいて内燃機関の制御パラメータを算出する。
【選択図】図３

Description

この発明は内燃機関の制御装置に関し、より詳しくはガソリン燃料を用いる火花点火機関における平均有効圧などの算出およびそれを用いた制御に関する。

内燃機関においては出力トルク、より正確には正味平均有効圧を精度良く求め、それに基づいてエンジン制御パラメータを算出することが望ましい。その意図から下記の特許文献１記載の技術が提案されている。その技術にあっては、負荷に応じて目標トルクＴindを設定すると共に、機関回転数と空気充填量などに基づいて現在の機関トルクの推定値（推定トルク）Ｔbaseを算出し、目標トルクＴindと推定トルクＴbaseの偏差ｄＴを積算して得た積算値を推定トルクＴbaseに加算して補正推定トルクＴcalを算出し、目標トルクＴindと補正推定トルクＴcalの偏差ＤＴに応じて点火時期などを補正することで機関トルクを補正している。

特許文献１記載の技術にあっては、その構成によって、システムのばらつきの影響をほぼリアルタイムで排除しながら、目標トルクＴindに対する実トルクの過不足分を精度良く補正するように構成している。
特開２００２−２２１０６８号公報

上記した従来技術においては、同一空気充填量において燃焼状態が変化しない限り、機関トルクの推定はある程度可能である。しかしながら、同一空気充填量でもＥＧＲが導入されたり、希薄化による燃焼効率が変化したりすると、燃焼状態が変化し、燃焼切り換え時のトルク変動に対応することができない。

従って、この発明の目的は上記した課題を解決し、燃焼状態が変化しても機関トルク、より具体的には正味平均有効圧を精度良く算出し、それに基づいて運転を制御できるようにした内燃機関の制御装置を提供することにある。

上記の目的を解決するために、請求項１に係る内燃機関の制御装置は、内燃機関に供給されるサイクル当たりの空気質量流量を算出する空気質量流量算出手段、前記空気質量流量と燃料質量流量の比を示す当量比の目標値を算出する目標当量比算出手段、前記算出された空気質量流量と当量比の目標値から算出して得た前記燃料質量流量を前記内燃機関に供給すべき前記サイクル当たりの燃料質量流量とする燃料質量流量算出手段、前記サイクルを一巡して取り出すことのできる仕事を前記サイクルについて供給される熱量で除して得られる正味熱効率を前記内燃機関の運転状態に基づいて算出する正味熱効率算出手段、前記内燃機関に供給すべき燃料の性状から求められる発熱量と前記算出された燃料質量流量と正味熱効率に基づき、前記仕事を前記内燃機関の容積で除して得られる値に相当する正味平均有効圧を算出すると共に、算出された正味平均有効圧をその目標値との比で学習して瞬時正味平均有効圧を算出する正味平均有効圧算出手段、および前記算出された瞬時正味平均有効圧に基づいて前記内燃機関の制御パラメータを算出する制御パラメータ算出手段を備える如く構成した。

請求項２に係る内燃機関の制御装置にあっては、前記正味平均有効圧算出手段は、前記算出された正味平均有効圧をその目標値との比で学習して平均有効圧補正係数を算出し、前記算出された平均有効圧補正係数と前記正味平均有効圧の目標値に基づいて前記瞬時正味平均有効圧を算出する如く構成した。

請求項３に係る内燃機関の制御装置にあっては、前記正味平均有効圧算出手段は、前記内燃機関が燃焼において安定しない運転状態にあるとき、前記学習を中止する如く構成した。

請求項１に係る内燃機関の制御装置は、内燃機関に供給されるサイクル当たりの空気質量流量を算出し、算出された空気質量流量と当量比の目標値から算出して得た燃料質量流量を内燃機関に供給すべきサイクル当たりの燃料質量流量とし、正味熱効率を内燃機関の運転状態に基づいて算出し、発熱量と燃料質量流量と正味熱効率に基づき、正味平均有効圧を算出すると共に、算出された正味平均有効圧をその目標値との比で学習して瞬時正味平均有効圧を算出し、算出された瞬時正味平均有効圧に基づいて内燃機関の制御パラメータを算出する如く構成したので、そのサイクルでの正味平均有効圧を精度良く算出することができる。即ち、燃焼前に求めることから、同一空気充填量で燃焼状態が変化してもそれに影響されることなく、正味平均有効圧を精度良く算出することができる。

また、瞬時正味平均有効圧に基づいて制御パラメータを算出することで発生する実トルクを一致させることができるので、内燃機関の製造ばらつきによるトルクのばらつきを吸収することができる。それにより、燃焼切り換え時のトルク変動を小さくすることが可能となり、ドライバビリティを向上させることができる。また、設定されたトルク領域で最適な燃焼を行うことができ、不要なエミッション排出や燃料消費を抑制することができてエミッション性能や燃費性能を向上させることができる。

さらに、内燃機関で要求される正味平均有効圧と実際に発生する値との誤差を減少させることができるので、誤差に伴う制御マージンを小さくすることができる。その結果、オイルポンプなどの補機の仕事量あるいは容量を低減することができ、燃費性能を向上させることができる。また、高価な筒内圧センサを用いることなく、正味平均有効圧を精度良く算出することができるので、コスト低減も図ることができる。

請求項２に係る内燃機関の制御装置にあっては、正味平均有効圧算出手段は、算出された正味平均有効圧をその目標値との比で学習して平均有効圧補正係数を算出し、算出された平均有効圧補正係数と正味平均有効圧の目標値に基づいて瞬時正味平均有効圧を算出する如く構成したので、請求項１で述べた効果を一層良く得ることができる。

請求項３に係る内燃機関の制御装置にあっては、正味平均有効圧算出手段は、内燃機関が燃焼において安定しない運転状態にあるとき、学習を中止する如く構成したので、上記した効果に加え、学習精度を高めることができる。

以下、添付図面に即してこの発明に係る内燃機関の制御装置を実施するための最良の形態について説明する。

図１は、この発明の実施例に係る内燃機関の制御装置を全体的に示す概略図である。

図１において、符号１０は、ガソリンを燃料とする４気筒４サイクルの火花点火式の内燃機関（１気筒のみ図示。以下「エンジン」という）を示す。エンジン１０において、エアクリーナ１２から吸入されて吸気管（点線や破線で模式的に示す）１４を通る空気（吸気）はスロットルバルブ１６で流量を調節されて吸気マニホルド２０を流れ、２個の吸気バルブ（１個のみ図示）２２が開弁されるとき、燃焼室２４に流入する。

吸気バルブ２２の手前の吸気ポートには第１のインジェクタ２６が配置され、燃料タンク（図示せず）から燃料供給管（図示せず）を介して圧送されたガソリン燃料を吸気ポートに噴射（ポート噴射）する。第１のインジェクタ２６から噴射されたガソリン燃料は、流入した空気と混合して混合気（予混合気）を形成し、吸気バルブ２２が開弁されるとき、燃焼室に流入する。

第１のインジェクタ２６に加え、燃焼室２４の頂部中央には気筒軸線に沿って第２のインジェクタ３０が配置され、同様に圧送されたガソリン燃料を燃焼室２４に直接噴射（筒内噴射）する。

第１、第２のインジェクタ２６，３０は、駆動回路（図示せず）を通じてＥＣＵ（Electronic Control Unit。電子制御ユニット）３２に接続され、ＥＣＵ３２から開弁時間を示す駆動信号が駆動回路を通じて供給されると開弁し、開弁時間に応じたガソリン燃料を噴射する。

燃焼室２４には点火プラグ３４が配置される。点火プラグ３４はイグナイタなどからなる点火装置（図示せず）を介してＥＣＵ３２に接続され、ＥＣＵ３２から点火信号が供給されると、燃焼室２４に臨む電極間に火花放電を生じる。混合気はそれによって着火されて燃焼し、ピストン３６を下方に駆動する。燃焼によって生じた排気（排ガス）は、２個の排気バルブ（１個のみ図示）４０が開弁するとき、排気マニホルド４２に流れる。点火プラグ３４は、燃焼室２４において排気バルブ４０の付近に電極が位置するように配置される。

排気は排気マニホルド４２から排気管（破線で示す）４４を流れる。排気管４４には、三元触媒からなる触媒装置４６が配置される。排気は、触媒装置４６が活性状態にあるとき、ＨＣ，ＣＯ，ＮＯｘなどの有害成分を除去されてエンジン外の大気に放出される。

排気バルブ４０と吸気バルブ２２は開弁特性可変機構５０に接続される。開弁特性可変機構５０はＥＣＵ３２に接続され、ＥＣＵ３２の指示に従ってバルブ開閉タイミング（位相角）とバルブリフト量を、クランクシャフト（図示せず）の回転角度に関わりなく、可変に制御する。

例えば、排気バルブ４０の閉弁時期を進角させると共に、吸気バルブ２２の開弁時期を遅角させて気筒内に排ガスを残留させる内部ＥＧＲ（Exhaust Gas Recirculation）が実行され、燃焼室２４の内部温度を昇温するように制御される。尚、開弁特性可変機構５０の動作は本出願人が先に提案した特開２００６−２９１５９号に詳細に記載されているので、ここでの説明は省略する。

排気管４４は、ＥＧＲ管（破線で示す）５２を介して吸気管１４にスロットルバルブ１６が配置される位置の下流付近で接続される。ＥＧＲ管５２にはＥＧＲバルブ５２ａが介挿される。ＥＧＲバルブ５２ａはＥＣＵ３２に電気的に接続され、駆動されるとき、ＥＧＲ管５２を開放して排気の一部の吸気系への還流（外部ＥＧＲ）を行う。

排気管４４において触媒装置４６の上流には、ターボチャージャ５４が設けられる。ターボチャージャ５４は、図１に模式的に示す如く、排気管４４に配置され、そこを通過する排気で回転させられるタービン５４ａと、タービン５４ａに連結されつつ吸気管１４に配置され、タービン５４ａの回転力で駆動されて過給するコンプレッサ５４ｂからなる。

吸気管１４に配置されたスロットルバルブ１６にはスロットルアクチュエータ（パルスモータなど）５６が連結され、スロットルバルブ１６はスロットルアクチュエータ５６によって開閉される。即ち、スロットルバルブ１６は、エンジン１０が搭載される車両（図示せず）の運転席床面に配置されたアクセルペダル６０との機械的な接続が絶たれ、スロットルバルブ１６をアクセルペダル６０の動作と独立に開閉するＤＢＷ（Drive By Wire）機構６２として構成される。

エンジン１０には、自動変速機、より具体的にはベルト式のＣＶＴ（Continuously Variable Transmission。無段変速機）６４が接続される。ＣＶＴ６４は、図示は省略するが、入力軸に固定された固定プーリ半体と軸方向に移動自在な可動プーリ半体からなるドライブ側プーリと、カウンタ軸に固定された固定プーリ半体と軸方向に移動自在な可動プーリ半体からなるドリブン側プーリと、それらのプーリの間に巻き掛けられる金属製のＶベルトなどからなる。

ＣＶＴ６４にはエンジン１０で駆動されるオイルポンプ６６によってリザーバ７０から汲み上げられた作動油が油圧回路を介して供給され、それによって可動プーリ半体を固定プーリ半体に向けて押し付ける側圧が調節される。クランクシャフトの回転を通じて入力されたエンジン１０の回転はＣＶＴ６４で変速され、駆動輪（図示せず）に伝達されて車両を走行させる。

尚、ＣＶＴ６４の詳細は本出願人が先に提案した先行技術、例えば特開２００４−３６０８５３号に記載されているので、詳細な説明は省略する。

エンジン１０のクランクシャフトの付近にはクランク角センサ７２が配置され、気筒判別信号と、各気筒のＴＤＣ（上死点）あるいはその付近のクランク角度を示すＴＤＣ信号と、ＴＤＣ信号を細分してなるクランク角度信号とを出力する。それらの出力はＥＣＵ３２に入力される。

ＥＣＵ３２はマイクロコンピュータからなり、ＣＰＵ，ＲＯＭ，ＲＡＭ，Ａ／Ｄ変換回路、入出力回路およびカウンタ（全て図示せず）を備える。ＥＣＵ３２は入力信号の内、クランク角度信号をカウントしてエンジン回転数ＮＥを算出（検出）する。

エアクリーナ１２の付近には温度検出素子を備えた、ホットワイヤ方式のエアフローメータ７４が配置され、エアクリーナ１２から吸入される空気（吸気）の質量流量Ｇａｉｒを示す信号とその温度ＴＡを示す信号を出力する。

吸気管１４においてスロットルバルブ１６の下流にはＭＡＰセンサ７６が配置され、吸気管内圧力ＰＢＡを絶対圧で示す信号を出力すると共に、スロットルバルブ１６にはスロットル開度センサ８０が配置され、スロットルバルブ１６の位置（スロットル開度）ＴＨに応じた信号を出力する。

エンジン１０の冷却水通路（図示せず）には水温センサ８２が配置されてエンジン冷却水温ＴＷに応じた信号を出力する。アクセルペダル６０の付近にはアクセル開度センサ８４が設けられ、運転者のアクセルペダル踏み込み量を示すアクセル開度（エンジン負荷を示す）ＡＰに応じた信号を出力する。排気系において触媒装置４６の上流位置には広域空燃比センサ８６が配置され、その部位を流れる排気の酸素濃度（即ち、空燃比）に比例する信号を出力する。

上記したセンサ群の出力も、ＥＣＵ３２に入力される。ＥＣＵ３２は入力値に基づき、ＲＯＭに格納されている命令に従って燃焼モード（燃焼形態）を制御すると共に、正味平均有効圧の算出などを行う。

また、ＥＣＵ３２に加え、第２のＥＣＵ（電子制御ユニット）９０も設けられる。第２のＥＣＵ９０もマイクロコンピュータからなり、ＣＰＵ，ＲＯＭ，ＲＡＭ，Ａ／Ｄ変換回路、入出力回路およびカウンタ（全て図示せず）を備える。第２のＥＣＵ９０はＥＣＵ３２と通信自在に構成され、ＥＣＵ３２から入力したデータと図示しない車速センサなどの出力に基づき、変速比を決定し、ＣＶＴ６４において可動プーリ半体を固定プーリ半体に向けて押し付ける側圧を制御、即ち、自動変速機の動作を制御する。

ここで、ＥＣＵ３２が実行する燃焼モードの制御を説明する。

第１のインジェクタ２６はエンジン１０が高負荷領域にあるときに燃料を噴射すると共に、第２のインジェクタ３０はエンジン１０の全ての負荷領域で燃料を噴射するように駆動される。第２のインジェクタ３０は、気筒軸線の周囲に円錐状に燃料を噴射すると共に、その燃料噴射密度が円周方向において不均一で点火プラグ３４を目指す方向の燃料噴射密度が他の方向のそれよりも高くなるような構造とされる。

この結果、第２のインジェクタ３０が噴射する燃料により、燃焼室２４の点火プラグ３４の周辺には空燃比においてリッチ側の値となるリッチ混合気領域Ｒ１が形成される一方、燃焼室３４のその他の部位は理論空燃比よりもリーンなリーン混合気領域Ｒ２が形成されるように構成される。

図２を参照して燃焼モードの制御を説明すると、エンジン１０が低、中回転域にあってその要求トルク（瞬時正味平均有効圧）Ｐｍｃｍｄｆｂ（後述）が４００ｋＰａ付近の低負荷領域にあるときは、第２のインジェクタ３０から噴射された燃料によって点火プラグ３４の近傍に空燃比において部分的にリッチな成層混合気が形成されるように制御される。このとき、開弁特性可変機構５０を介して内部ＥＧＲが導入される。

この成層混合気は圧縮行程で圧縮されると、点火プラグ３４の近傍のリッチ混合気領域Ｒ１を火種として自着火し、燃焼室２４の全体の混合気を燃焼させる。この低負荷領域では混合気が空燃比において燃焼室２４の大部分において理論空燃比よりもリーンであるため、燃焼温度が低く、排ガス中のＮＯｘの濃度を極低い値に抑えることができる。

尚、要求トルクが３００ｋＰａ以下の領域では成層（拡散）混合気が形成されると共に、空燃比が理論空燃比よりリーンとなるように制御される。尚、この領域では内部ＥＧＲによる排気の還流量が増加させられる。

他方、エンジン１０の要求トルクが３００ｋＰａからＷＯＴまでの高負荷領域にあるときは、第１のインジェクタ２６から噴射された燃料によって燃焼室２４の大部分は均質で理論空燃比よりもリーンなリーン混合気領域Ｒ２が形成されると共に、第２のインジェクタ３０から噴射された燃料によって点火プラグ３４の近傍にリッチ混合気領域Ｒ１が形成されるように制御される。

高負荷領域のうち、比較的負荷が低い領域ではＥＧＲ量を制御することで、点火プラグ３４の近傍のリッチ混合気領域Ｒ１を自着火させることができると共に、比較的負荷が高い領域では点火プラグ３４が発生する火花を火種としてリッチ混合気領域Ｒ１を火花着火させ、リッチ混合気領域Ｒ１での火炎伝播による熱でリーン混合気領域Ｒ２を圧縮自着火させる火種自着火が可能である。この高負荷領域でも混合気の空燃比が燃焼室２４の大部分でリーンであるため、燃焼温度が低く、排ガス中のＮＯｘの濃度を低い値に抑えることができる。

さらに、図２に示す如く、エンジン１０が高回転域にあるときは、均一混合気による火炎伝播燃焼が行われる。また、負荷が高い領域ではターボチャージャ５４を介して過給が行われる。このように、この実施例においては、負荷と回転数に従い、均一混合気火炎伝播による燃焼モードと成層混合気火炎伝播による燃焼モードと自着火による燃焼モードの３種の燃焼モードのいずれか選択される。

尚、上記した第２のインジェクタ３０の構造およびリッチ混合気領域Ｒ１の形成などは本出願人が先に特願２００６−２８６７０７号で提案した出願に詳細に記載されているので、これ以上の説明は省略する。

次いで、ＥＣＵ３２が実行する正味平均有効圧の算出など、この実施例に係る内燃機関の制御装置の動作を説明する。

図３は、その動作、具体的にはＥＣＵ３２の動作を示すフロー・チャートである。尚、図示のプログラムは、それぞれの気筒のＴＤＣ付近の所定のクランク角度で実行される。

以下説明すると、Ｓ１０でエンジン１０に供給される１サイクル当たりの空気質量流量Ｇａｉｒが算出される。即ち、エアフローメータ７４の出力から得られた吸入空気の質量流量をエンジン回転数ＮＥで除算することで、吸入、圧縮、爆発、排気の４行程からなる１サイクル（燃焼サイクル）当たりの空気質量流量Ｇａｉｒが算出される。

次いでＳ１２において、目標当量比ＫＣＭＤが算出される。即ち、エンジン１０に供給される空気質量流量Ｇａｉｒと燃料質量流量Ｇｆｕｅｌ（後述）の比を示す当量比の目標値が、前記した負荷に基づいて制御される燃焼モードの変化に応じて算出あるいは決定される。目標当量比ＫＣＭＤは、空燃比を当量比で示した値である。

次いでＳ１４において、算出された空気質量流量Ｇａｉｒと目標当量比ＫＣＭＤから燃料質量流量Ｇｆｕｅｌが算出される。具体的には、燃料質量流量Ｇｆｕｅｌは、（１／１４．７）×目標当量比ＫＣＭＤ×空気質量流量Ｇａｉｒで、エンジン１０に供給すべき１サイクル当たりの燃料質量流量として算出される。

次いでＳ１６において、エンジン１０の運転状態に基づいて正味熱効率ηｅが算出される。正味熱効率ηｅは、上記したサイクルを一巡して取り出すことのできる正味仕事Ｗｅを上記したサイクルについて供給される熱量Ｑで除して得られる。

尚、正味仕事Ｗｅは、理論サイクルに基づいて予測される理論仕事Ｗｔｈよりも、冷却損失、ガス漏れ、吸排気損失などの分だけ少ない図示仕事Ｗｉから、運動部分の摩擦、補機類の駆動仕事を差し引き、エンジン１０のクランクシャフトから実際に取り出せる出力を仕事に換算した値を意味するところから、この実施例における正味熱効率ηｅもそれに相当する値を意味する。

正味熱効率ηｅは、具体的にはエンジン回転数ＮＥと正味平均有効圧の目標値Ｐｍｃｍｄと燃焼モードとに少なくとも基づいて算出される。図４は、正味平均有効圧の目標値Ｐｍｃｍｄと、燃焼モードに応じて設定される正味熱効率ηｅの特性を示す。燃焼モードは、前記したように、均一混合気火炎伝播燃焼モードと成層混合気火炎伝播モードと自着火燃焼モードとからなる。

かかる特性がエンジン回転数ＮＥごとに設定され、Ｓ１６では検出されたエンジン回転数ＮＥと正味平均有効圧の目標値Ｐｍｃｍｄと選択された燃焼モードから図示の特性を検索して正味熱効率ηｅが算出される。尚、エンジン回転数ＮＥ５００ｒｐｍごとに特性が設定されるので、その間の値は補間で算出される。

次いでＳ１８に進み、定数Ｃと発熱量Ｃｖと算出された燃料質量流量Ｇｆｕｅｌと正味熱効率ηｅに基づき、図示の式に従って正味平均有効圧Ｐｍｅが算出される。正味平均有効圧Ｐｍｅは、前記した正味仕事Ｗｅをエンジン１０の容積で除して得られる値に相当する値である。定数Ｃは一定値であり、発熱量Ｃｖもエンジン１０に供給すべき燃料の性状に応じて決定される一定値である。尚、正味平均有効圧における「正味」は、正味熱効率と同様、理論、図示と対比される正味に相当する値を意味する。

次いでＳ２０に進み、エンジン１０の運転状態が燃焼において安定した運転状態にあるか否か判断する。

例えば、燃焼モードが切り換えられつつあるか、あるいは切り換えられてから所定時間（例えば５００ｍｓｅｃ）が経過していない場合、または燃料供給停止（フューエル・カット）が実行されているか、あるいは燃料供給が再開されても同様の所定時間が経過していない場合、トルク変動が大きいことから、燃焼において安定しない運転状態と判断される。

また、エンジンが始動された後も、暖気が終了してエンジン冷却水温ＴＷが所定温度以上まで昇温するまではエンジン１０の動作が安定せず、同様にトルク変動が大きいことから、燃焼において安定しないものと判断する。従って、燃焼において安定しない運転状態とは、トルク変動が大きい運転状態を意味する。

Ｓ２０で肯定されるときはＳ２２に進み、算出された正味平均有効圧Ｐｍｅをその目標値Ｐｍｃｍｄで学習、より具体的には図示の式に従い、算出された正味平均有効圧Ｐｍｅをその目標値Ｐｍｃｍｄとの比で学習して平均有効圧補正係数Ｋｐｍｒｅｆ（ｎ）を算出する。

尚、式中、ｎは離散系のサンプル時間を示し、Ｋｐｍｒｅｆ（ｎ）は現在時刻（図３フロー・チャートの今回実行時刻）における値（今回値）を、Ｋｐｍｒｅｆ（ｎ−１）は前回時刻（図３フロー・チャートの前回実行時刻）における値（前回値）を示す。

このように、平均有効圧補正係数Ｋｐｍｒｅｆ（ｎ）は、正味平均有効圧Ｐｍｅとその目標値Ｐｍｃｍｄの比に重み係数ｘを乗じて得た値に、平均有効圧補正係数前回値Ｋｐｍｒｅｆ（ｎ−１）に１．０と重み係数ｘの差を乗じて得た値を加算する荷重平均値を求めることで算出する。正味平均有効圧Ｐｍｅとその目標値Ｐｍｃｍｄの比を用いるのは、乗算項で学習する方が演算において便宜なためと、算出値をなますためである。

次いでＳ２４に進み、算出された平均有効圧補正係数Ｋｐｍｒｅｆと正味平均有効圧の目標値Ｐｍｃｍｄに基づき、より具体的には両者を乗算して瞬時正味平均有効圧Ｐｍｃｍｄｆｂを算出する。

尚、Ｓ２０で否定されるときはＳ２２をスキップする。即ち、トルク変動が大きくて制御パラメータも大きく変化するために算出精度が低下することから、上記した学習を中止する。その場合、Ｓ２４の処理では前回値が使用される。

次いで、図５フロー・チャートのＳ１００に示す如く、第２のＥＣＵ９０によって、算出された正味平均有効圧Ｐｍｅに基づいてＣＶＴ６４の側圧が制御される。尚、そのとき、瞬時正味平均有効圧Ｐｍｃｍｄｆｂを用いても良い。

また、図６フロー・チャートのＳ２００に示す如く、ＥＣＵ３２によって、算出された瞬時正味平均有効圧Ｐｍｃｍｄｆｂに基づいてエンジン１０の制御パラメータ、例えばＤＢＷ機構６２の目標スロットル開度、開弁特性可変機構５０の目標位相角、ＥＧＲ制御バルブ５２ａの目標リフト量などが算出される。尚、そのとき、正味平均有効圧Ｐｍｅを用いても良い。

図７は、図３の処理を説明する説明図である。

エンジン１０の運転パラメータとして直接測定できるのは新気（空気質量流量Ｇａｉｒ）であることから、それを基本としてエンジン１０を制御するのが望ましい。新気はＤＢＷ機構６２を介して制御されるが、その制御と測定されるＧａｉｒの間にばらつきや誤差を生じると、燃料量Ｇｆｕｅｌが正しく算出されないため、発生する実トルクと要求トルク（瞬時正味平均有効圧Ｐｍｃｍｄｆｂ）が一致しなくなる。

そこで、この実施例においては、燃料量Ｇｆｕｅｌから推定トルク（正味平均有効圧Ｐｍｅ）を算出し、要求トルク（瞬時正味平均有効圧Ｐｍｃｍｄｆｂ）との比を学習し、よって得た補正係数Ｋｐｍｒｅｆを要求トルクに乗算して補正するようにした。

これにより、燃焼前に求めることから、同一空気充填量で燃焼状態が変化してもそれに影響されることなく、正味平均有効圧Ｐｍｅを精度良く算出することができる。

この実施例は上記の如く、内燃機関（エンジン）１０に供給されるサイクル（１燃焼サイクル）当たりの空気質量流量Ｇａｉｒを算出する空気質量流量算出手段（ＥＣＵ３２，Ｓ１０）、前記空気質量流量と燃料質量流量の比を示す当量比の目標値（目標当量比）ＫＣＭＤを算出する目標当量比算出手段（ＥＣＵ３２，Ｓ１２）、前記算出された空気質量流量と当量比の目標値から算出して得た前記燃料質量流量を前記内燃機関に供給すべき前記サイクル当たりの燃料質量流量Ｇｆｕｅｌとする燃料質量流量算出手段（ＥＣＵ３２，Ｓ１４）、前記サイクルを一巡して取り出すことのできる仕事Ｗｅを前記サイクルについて供給される熱量Ｑで除して得られる正味熱効率ηｅを前記内燃機関の運転状態に基づいて算出する正味熱効率算出手段（ＥＣＵ３２，Ｓ１６）、前記内燃機関に供給すべき燃料の性状から求められる発熱量Ｃｖと前記算出された燃料質量流量Ｇｆｕｅｌと正味熱効率ηｅに基づき、前記仕事を前記内燃機関の容積で除して得られる値に相当する正味平均有効圧（推定トルク）Ｐｍｅを算出すると共に、算出された正味平均有効圧Ｐｍｅをその目標値Ｐｍｃｍｄとの比で学習して瞬時正味平均有効圧Ｐｍｃｍｄｆｂを算出する正味平均有効圧算出手段（ＥＣＵ３２，Ｓ１８からＳ２４）、および前記算出された瞬時正味平均有効圧に基づいて前記内燃機関の制御パラメータを算出する制御パラメータ算出手段（ＥＣＵ３２，Ｓ２００）を備える如く構成した。

これにより、１燃焼サイクルでの正味平均有効圧Ｐｍｅを精度良く算出することができる。即ち、燃焼前に求めることから、同一空気充填量で燃焼状態が変化してもそれに影響されることなく、正味平均有効圧Ｐｍｅを精度良く算出することができる。

また、瞬時正味平均有効圧Ｐｍｃｍｄｆｂに基づいてエンジン１０の制御パラメータを適宜算出することで発生する実トルクを一致させることができるので、エンジン１０の製造ばらつきによるトルクのばらつきを吸収することができる。それにより、燃焼切り換え時のトルク変動を小さくすることが可能となり、ドライバビリティを向上させることができる。また、設定されたトルク領域で最適な燃焼を行うことができ、不要なエミッション排出や燃料消費を抑制することができてエミッション性能や燃費性能を向上させることができる。

さらに、エンジン１０で要求される正味平均有効圧Ｐｍｅと実際に発生する値との誤差を減少させることができるので、誤差に伴う制御マージンを小さくすることができる。その結果、オイルポンプ６６などの補機の仕事量あるいは容量を低減することができ、燃費性能を向上させることができる。また、高価な筒内圧センサを用いることなく、正味平均有効圧を精度良く算出することができるので、コスト低減も図ることができる。

また、前記正味平均有効圧算出手段は、前記算出された正味平均有効圧Ｐｍｅをその目標値Ｐｍｃｍｄとの比で学習して平均有効圧補正係数Ｋｐｍｒｅｆを算出し、前記算出された平均有効圧補正係数と前記正味平均有効圧の目標値に基づいて前記瞬時正味平均有効圧Ｐｍｃｍｄｆｂを算出する（ＥＣＵ３２，Ｓ２２，Ｓ２４）如く構成したので、上記した効果を一層良く得ることができる。

また、前記正味平均有効圧算出手段は、前記内燃機関が燃焼において安定しない運転状態にあるとき、前記学習を中止する（ＥＣＵ３２，Ｓ２０，Ｓ２２）如く構成したので、上記した効果に加え、学習精度を高めることができる。

尚、上記において、自動変速機６４の例としてＣＶＴを示し、正味平均有効圧（推定トルク）などに基づいてその側圧を制御するようにしたが、ＣＶＴに代えて有段変速機を設け、正味平均有効圧（推定トルク）などに基づいてそのクラッチ圧を制御するようにしても良い。

この発明の実施例に係る内燃機関の制御装置を全体的に示す概略図である。図１に示す装置の燃焼モードの制御を示す説明図である。図１に示す装置の動作を示すフロー・チャートである。図３のフロー・チャートの処理で使用される、正味熱効率の特性を示すグラフである。図３のフロー・チャートの処理と平行して行われる処理を示すフロー・チャートである。同様に、図３のフロー・チャートの処理と平行して行われる処理を示すフロー・チャートである。この実施例の動作を説明する説明図である。

符号の説明

１０内燃機関（エンジン）、１６スロットルバルブ、２２吸気バルブ、２４燃焼室、２６第１のインジェクタ、３０第２のインジェクタ、３２ＥＣＵ（電子制御ユニット）、３４点火プラグ、４０排気バルブ、５０開弁特性可変機構、５４ターボチャージャ、６２ＤＢＷ機構、６６オイルポンプ、７２クランク角センサ、７４エアフローメータ、８６広域空燃比センサ、９０第２のＥＣＵ（電子制御ユニット）

Claims

内燃機関に供給されるサイクル当たりの空気質量流量を算出する空気質量流量算出手段、前記空気質量流量と燃料質量流量の比を示す当量比の目標値を算出する目標当量比算出手段、前記算出された空気質量流量と当量比の目標値から算出して得た前記燃料質量流量を前記内燃機関に供給すべき前記サイクル当たりの燃料質量流量とする燃料質量流量算出手段、前記サイクルを一巡して取り出すことのできる仕事を前記サイクルについて供給される熱量で除して得られる正味熱効率を前記内燃機関の運転状態に基づいて算出する正味熱効率算出手段、前記内燃機関に供給すべき燃料の性状から求められる発熱量と前記算出された燃料質量流量と正味熱効率に基づき、前記仕事を前記内燃機関の容積で除して得られる値に相当する正味平均有効圧を算出すると共に、算出された正味平均有効圧をその目標値との比で学習して瞬時正味平均有効圧を算出する正味平均有効圧算出手段、および前記算出された瞬時正味平均有効圧に基づいて前記内燃機関の制御パラメータを算出する制御パラメータ算出手段を備えたことを特徴とする内燃機関の制御装置。
前記正味平均有効圧算出手段は、前記算出された正味平均有効圧をその目標値との比で学習して平均有効圧補正係数を算出し、前記算出された平均有効圧補正係数と前記正味平均有効圧の目標値に基づいて前記瞬時正味平均有効圧を算出することを特徴とする請求項１記載の内燃機関の制御装置。
前記正味平均有効圧算出手段は、前記内燃機関が燃焼において安定しない運転状態にあるとき、前記学習を中止することを特徴とする請求項１または２記載の内燃機関の制御装置。