2][实施方式I的系统结构]
[0053]图1是用于说明本发明的实施方式I的内燃机10的系统结构的图。
[0054]图1所示的系统具备内燃机(作为一例为火花点火式内燃机)10。在内燃机10的缸内设有活塞12。在缸内的活塞12的顶部侧形成有燃烧室14。在燃烧室14连通有进气通路16及排气通路18。
[0055]在进气通路16的进气端口设有用于开闭该进气端口的进气阀20，在排气通路18的排气端口设有用于开闭该排气端口的排气阀22。另外，在进气通路16设有电子控制式的节气门24。
[0056]在内燃机10的各气缸分别设有用于向燃烧室14内(缸内)直接喷射燃料的燃料喷射阀26和用于对混合气点火的火花塞28。在各气缸还组装有用于检测缸内压力P的缸内压传感器30。
[0057]本实施方式的系统还具备EQJ (Electronic Control Unit，电子控制单元)40。在ECU40的输入部，除了连接上述的缸内压传感器30之外，还连接有用于检测发动机转速的曲轴角传感器42等、用于检测内燃机10的运转状态的各种传感器。另外，在ECU40的输出部连接有上述的节气门24、燃料喷射阀26及火花塞28等的各种致动器。E⑶40基于这些传感器输出和预定程序来驱动上述各种致动器，由此进行燃料喷射控制及点火控制等预定发动机控制。另外，ECU40具有使缸内压传感器30的输出信号与曲轴角度Θ同步地进行AD转换并取得该输出信号的功能。由此，能够在AD转换的分辨能力容许的范围，检测任意正时的缸内压力P。ECU40还具有根据曲轴角度Θ算出由曲轴角度Θ的位置决定的缸内容积V的值的功能。
[0058][实施方式I的缸内压传感器的检测值的绝对压修正方法]
[0059](与绝对压修正的精度确保相关的课题)
[0060]一般而言，缸内压传感器的检测值(输出值)是相对压，因此进行将该相对压转换为绝对压的修正(绝对压修正)。作为利用缸内压传感器30的检测值进行绝对压修正的方法，例如已知有利用如下的(I)式的方法。该方法是利用在视为绝热过程的压缩行程(更具体而言是从进气阀20关闭到燃烧开始为止的期间)中成立的泊松关系式(PVk =—定)，使用绝热压缩行程中的2点的缸内压力P和缸内容积V以及比热容比K来算出绝对压修正值ΔΡ。
[0061]ΔΡ = (PVk ( Θ 2)-PVk ( θ 2-Δ Θ ))/(Vk ( Θ 2)-Vk ( θ 2-Δ Θ ))...(I)
[0062]其中，在上述式(I)中，02是绝热压缩行程中的预定的第2曲轴角度(详情将后述)，△ Θ是关于为了进行绝对压修正而使用的2点的曲轴角度的预定的曲轴角度间隔(例如，30°CA)。因而，后述的第I曲轴角度Q1作为(θ 2-Λ Θ)而算出。
[0063]在内燃机10中，在具备缸内压传感器30的各个气缸(在本实施方式的内燃机10中为全部气缸)中，按每个循环执行使用上述(I)式的缸内压传感器30的检测值的绝对压修正。更加具体而言，在各循环中，使缸内压传感器30的输出信号与曲轴角度Θ同步地进行AD转换并取得该输出信号，由此获得预定期间(例如，压缩行程及膨胀行程)的缸内压波形，并存储于ECU40的缓存。然后，使用所取得的缸内压波形中的绝热压缩行程中的2点执行上述绝对压修正，将该绝对压修正后的缸内压波形再次存储于缓存。然后，使用绝对压修正后的缸内压波形算出本次循环中的各种燃烧解析值(发热量Q(或与发热量Q有关的参数PVk)、燃烧质量比例MFB、燃烧重心位置CA50(燃烧质量比例MFB为50%时的曲轴角度)及图示转矩等)，将算出的各种燃烧解析值反馈到下次的循环的燃烧控制。
[0064]对于每次循环的上述燃烧解析值的算出精度及上述绝对压精度，在近年来正研宄开发的增压稀薄燃烧、大量EGR燃烧及HCCI (均质充量压缩着火)燃烧、以及点火启动控制中尤其要求较高。另一方面，噪声(基线噪声(<一只文))可重叠于缸内压传感器30、E⑶40以及将缸内压传感器30与E⑶40连接的线束等。若这样的电磁噪声重叠于缸内压传感器30的检测值，则在采用上述方法算出绝对压修正值时，会发生误差。尤其是，在低负荷燃烧时，上述噪声会使燃烧解析值(例如燃烧重心位置CA50或图示转矩)发生较大误差。若产生这样的误差，则有时无法实现想要的燃料经济性和/或操纵性能的提高。
[0065]图2是表示模拟噪声重叠对缸内压传感器30的检测值的影响的结果的图。更具体而言，图2(A)是表示对于未重叠噪声的缸内压波形，使相当于上述基线噪声的白噪声重叠的图。图2(B)及图2(C)分别表示利用使用图2(A)中黑点所示的2点和上述(I)式进行绝对压修正的修正后的缸内压力P而算出的参数PVK&燃烧质量比例MFB的波形。参数PVk是与缸内的发热量Q相关性高的参数，在取代该参数PVk而使用后述的(2)式算出发热量Q时，发热量Q的波形也是与图2(B)所示相同的波形。此外，在图2的各图中，实线所示的波形为无噪声的波形，在该实线所示的波形的周围所表示的区域表示由于噪声的影响而值变得不均。
[0066]以往，为了简化绝对压修正的运算处理，使用如图2(A)中黑点所示的2点(固定值(例如，压缩上止点前90°CA和75°CA))那样在所有运转条件都能避免进气阀的闭阀正时及点火噪声的影响的正时处的曲轴角度。如上所述，对于(I)式，若是绝热压缩行程，则参数PVk—定，即使使用任意的2点，用于同一循环的绝对压修正值ΛΡ都为一定，以这一情况为前提导出(I)式。因此，可以说，即使使用如上述以往的方法那样设定的2点进行绝对压修正，本来也不会存在问题。
[0067]然而，绝对压修正所用的曲轴角度越背离压缩上止点，由于基线噪声的影响所致的绝对压修正值ΔΡ的误差则越大。这是因为，如图2(A)所示，在缸内压力P无论任何正时都重叠同等的基线噪声，与此相对，越远离压缩上止点则缸内容积V的值越变大，基线噪声对该缸内容积V的”欠幂与缸内压力P之积即参数PVk的影响如图2(B)所示，随着远离压缩上止点而被放大。通过上述以往的方法设定的2点，正是在较远地离开压缩上止点的正时处的曲轴角度，受到基线噪声的影响较大。结果，利用这样的2点算出的绝对压修正值ΔP会发生较大误差。而且，对于使用这样较大误差的绝对压修正值ΛP算出的参数PVk (或发热量Q)及燃烧质量比例MFB，也会如图2(B)及图2(C)所示发生较大误差。
[0068]图3是表示由于基线噪声的影响所致的绝对压修正的误差对燃烧解析值(作为一例，为燃烧重心位置CA50)的算出带来的影响的图。
[0069]更加具体而言，图3(A)表示利用使用图2(A)中黑点所示的2点和上述(I)式进行绝对压修正的修正后的缸内压力P，在预定循环(在此为500次循环)中算出的燃烧重心位置CA50的波形。图3(B)是使用柱状图表示图3(A)所示的燃烧重心位置CA50的偏差的图。如这些图3(A)及图3(B)所示可知，由于由基线噪声的影响所致的绝对压修正的误差的原因，在各循环中燃烧重心位置CA50的算出值偏差较大。
[0070]如以上所说明，在以往的方法中绝对压修正的误差变大的原因在于，作为绝对压修正值ΛΡ的算出所用的绝热压缩行程中的2点，将基线噪声的影响大的区域(即，S/N比低的区域)的2点作为固定值而使用。因此，本实施方式中，虽然没有实际使用，但考虑进行如下对策。
[0071]S卩，若基线噪声重叠于缸内压波形，则在使用同一循环中不同的2点的曲轴角度算出多个绝对压修正值ΔΡ时，绝对压修正值ΔΡ会发生变动。基线噪声是相当于白噪声(正态分布)的噪声，因此考虑使用将在同一循环内算出的N个绝对压修正值ΛΡ平均处理后所得的值这一对策。由此，可以将对绝对压修正值ΔΡ的噪声的影响降低至1/N。然而，根据进行进气阀的延迟关闭控制的条件等运转条件，存在无法确保能进行充分的平均处理所需的N数这一问题。另外，为了将用于算出N个绝对压修正值ΛΡ的各曲轴角度设为与运转条件相应的适当的值，映射的匹配需要耗费膨大的工时。而且，为了确保N数，需要缩短进行AD转换来取得缸内压力时的曲轴角度间隔，因此会招致ECU的成本增加或运算处理负荷的增大。
[0072]另外，也可考虑使用将在各循环算出的绝对压修正值ΔΡ在多个循环之间平均而得的值这一对策。由此，能够充分确保可降低基线噪声所需的N数。然而，在向与前次循环不同的运转条件变化的过渡运转时无法使用该对策。另外，由于无法按每个循环确定绝对压修正值ΔΡ，因此要按每个循环取得所希望的燃烧解析值、并将该取得结果反映于下一循环的燃烧控制这一事项本身无法实现。
[0073]进而，也可考虑如下等在硬件层面的应对噪声对策:对于缸内压传感器、ECU及将它们连接的线束，使用屏蔽线，或使用将传感器的输出电路分离为低压部和高压部的构造。然而，该对策可能会招致大幅的成本增加，其效果有限。
[0074](实施方式I中的特征性绝对压修正方法)