用于控制内燃机的控制器以及方法

专利名称：用于控制内燃机的控制器以及方法
技术领域：
本发明涉及一种内燃机控制器以及控制内燃机的方法，并且特别地，涉及一种用于控制配备有缸压传感器的内燃机的控制器以及方法。
背景技术：
缸压传感器的灵敏度随着时间而变化，并且缸压传感器之间存在灵敏度的个体差别。因而，例如，日本专利申请公布第2005-351146号(JP-A-2005-351146)公开了一种可以估计缸压传感器的灵敏度的内燃机控制器。更具体地，在该控制器中，基于在进气冲程中在预定曲柄角θ ^处的缸压、在曲柄角变为θ,λ的点处的进气压力、以及在压缩冲程中在曲柄角θ ρ θ 2的至少两点处的缸压和气缸容积，计算缸压传感器的灵敏度的估计值。通过使用以这种方式计算出的灵敏度的精确估计值，可以精确地获得关于气缸的内部条件的信息，并且因此，可以在控制内燃机时有效地使用该信息。缸压传感器被安装成暴露于内燃机的气缸内部。因此，当传感器暴露于高温气体时，存在于构成部件中发生热应变并且在来自传感器的输出中引起误差的担心。作为针对这样误差的措施，日本专利申请公布第6-^^430号(JP-A-6-265430)描述了一种用于在传感器的硬件方面提高测量压力的精确性的装置。然而，当如在上述的传统缸压传感器的情况下一样试图在传感器的硬件方面提高压力测量精确性时，传感器的结构变得复杂，这降低了实用性。因而，期望消除计算台侧的、 由缸压传感器的热应变引起的输出误差。

发明内容
本发明提供了一种用于配备有缸压传感器的内燃机的控制器，该控制器能够通过简单的计算校正由缸压传感器的热应变引起的输出误差。本发明的第一方面是一种内燃机控制器，其特征在于，包括缸压传感器，其检测在内燃机的预定曲柄角处的缸压；发热量计算部，其利用缸压传感器检测到的缸压、当检测到缸压时的气缸容积、以及气缸内的气体的比热比，计算发热量，其中，该发热量是缸压与通过求气缸容积的次数为比热比的幂而获得的值的乘积；以及发热量误差计算部，其利用在燃烧后的绝热过程中的发热量与曲柄角之间的相关性，计算绝热过程中的在预定曲柄角处的发热量误差。根据该配置，由于曲柄角与在燃烧后的绝热过程中所产生的热量之间存在一定相关性，因此，可以基于该相关性高度精确地计算在预定曲柄角处的发热量误差。在上述的第一方面，内燃机控制器还可包括实际发热量计算部，该实际发热量计算部计算通过从预定曲柄角处的发热量减去发热量误差而获得的值作为实际发热量。根据该配置，由于发热量误差叠加在燃烧后的绝热过程中的发热量上，因此，可以通过从发热量减去发热量误差来高度精确地估计预定曲柄角处的实际发热量。在上述的第一方面，内燃机控制器还可包括实际缸压计算部，该实际缸压计算部基于实际发热量计算预定曲柄角处的实际缸压。根据该配置，基于所计算出的实际发热量计算预定曲柄角处的实际缸压。因而，根据本发明，可以高度精确地校正由缸压传感器的热应变引起的输出误差。在上述的第一方面，发热量误差计算部可包括校正系数计算部，该校正系数计算部利用在绝热过程中的至少两点处的发热量，计算确定发热量与曲柄角之间的相关性的校正系数。发热量误差计算部可利用从绝热过程开始时的起始曲柄角到预定曲柄角的曲柄角期间以及校正系数，计算发热量误差。根据该配置，计算确定曲柄角与在燃烧后的绝热过程中的发热量之间的相关性的校正系数。发热量理论上在燃烧后的绝热过程中是恒定的。因而，根据本发明，可以利用校正系数以及从绝热过程开始时的起始曲柄角到预定曲柄角的曲柄角期间，精确地计算预定曲柄角处的发热量误差。在上述的第一方面，起始曲柄角可以是发热量达到峰值时的曲柄角。根据该配置，发热量达到峰值时的曲柄角被确定为绝热过程开始时的起始曲柄角。因而，根据本发明，可以通过简单的方法确定起始曲柄角。在上述的第一方面，起始曲柄角可以是与对燃烧过程中的已燃燃料质量分数 (MFB)的变化进行近似的直线与对紧接在燃烧过程之后的绝热膨胀过程中的MFB的变化进行近似的直线的交点对应的曲柄角。根据该配置，即使在发热量不具有最大值的情况下，也可以精确地计算起始曲柄在上述的第一方面，内燃机控制器还可包括冷却损失计算部，其计算绝热过程中的在预定曲柄角处的发热量的冷却损失；以及冷却损失消除部，其从预定曲柄角处的实际发热量减去冷却损失。根据该配置，从实际发热量减去发热量的冷却损失。因而，根据本发明，可以在考虑冷却损失的影响的情况下，高度精确地计算实际发热量。在上述的第一方面，冷却损失计算部可包括冷却损失系数计算部，该冷却损失系数计算部基于内燃机的水温和发动机速度，计算确定冷却损失与曲柄角之间的相关性的冷却损失系数。冷却损失计算部可利用冷却损失系数以及从绝热过程开始时的起始曲柄角到预定曲柄角的曲柄角期间，计算冷却损失。根据该配置，基于水温和发动机速度，计算确定冷却损失与曲柄角之间的相关性的冷却损失系数。因而，根据本发明，可以利用冷却损失系数以及从绝热过程开始时的起始曲柄角到预定曲柄角的曲柄角期间，高度精确地确定预定曲柄角处的冷却损失。在上述的第一方面，发热量误差计算部可包括校正系数计算部，其利用绝热过程中的至少两点处的发热量，计算确定发热量与曲柄角之间的相关性的校正系数；估计部，其基于校正系数，估计在绝热过程开始时的起始曲柄角处的缸压误差；以及校正部，其通过使校正系数反映缸压误差来对校正系数进行校正。发热量误差计算部可利用从起始曲柄角到预定曲柄角的曲柄角期间以及已被校正部校正的校正系数，计算发热量误差。根据缸压传感器所接收到的热量，可想到由于热应变导致的误差会在燃烧完成前发生。根据上述配置，利用与所接收到的热量相关的校正系数，估计起始曲柄角处的缸压误差。因而，根据本发明，通过使校正系数反映缸压误差，可以精确地确定曲柄角与绝热过程中的发热量之间的相关性，因此，可以提高计算发热量误差的精确性。在上述的第一方面，缸压传感器可具有绝热过程中的缸压误差是负的且缸压误差的绝对值增大的特性，并且起始曲柄角可以是发热量达到峰值时的曲柄角。根据该配置，叠加在缸压传感器的检测值上的、由于热应变引起的误差在绝热过程中是负的且其绝对值增大。因而，根据本发明，发热量在绝热过程中减少，因此，可以将发热量达到峰值时的曲柄角确定为绝热过程开始时的起始曲柄角。本发明的第二方面是一种内燃机控制器，其特征在于，包括缸压传感器，其检测内燃机的预定曲柄角处的缸压；发热量计算部，其利用缸压传感器检测到的缸压、当检测到缸压时的气缸容积、以及气缸内的气体的比热比，计算发热量，其中，该发热量是缸压与通过求气缸容积的次数为比热比的幂而获得的值的乘积；起始曲柄角确定部，其确定在燃烧后的绝热过程开始时的起始曲柄角；以及发热量估计部，其将发热量计算部已计算出的、起始曲柄角处的发热量作为绝热过程中的发热量的估计值。在燃烧后的绝热过程中的发热量理论上是恒定的。根据该配置，在燃烧后的绝热过程中的发热量被估计为恒定的，且从起始曲柄角处的发热量开始不会有任何改变。因而， 根据本发明，可以稳定地获得发热量的估计值，而不受叠加在绝热过程的缸压传感器的检测值上的噪声的影响。在上述的第二方面，缸压传感器可具有绝热过程中的缸压误差是负的且缸压误差的绝对值增大的特性，并且起始曲柄角确定部可将发热量达到峰值时的曲柄角确定为起始曲柄角。根据该配置，叠加在缸压传感器的检测值上的、由于热应变引起的误差在绝热过程中是负的且其绝对值增大。因而，根据本发明，发热量在绝热过程中减少，因此，可以将发热量达到峰值时的曲柄角确定为绝热过程开始时的起始曲柄角。在上述的第二方面，内燃机控制器还可包括冷却损失计算部，其计算绝热过程中的在预定曲柄角处的发热量的冷却损失；以及冷却损失消除部，其从预定曲柄角处的发热量减去冷却损失。根据该配置，从发热量减去发热量的与冷却损失对应的部分。因而，根据本发明， 可以在考虑冷却损失的影响的情况下高度精确地计算发热量。在上述的第二方面，冷却损失计算部可包括冷却损失系数计算部，该冷却损失系数计算部基于内燃机的水温和发动机速度，计算确定冷却损失与曲柄角之间的相关性的冷却损失系数。可利用从绝热过程开始时的起始曲柄角到预定曲柄角的曲柄角期间以及冷却损失系数，计算冷却损失。根据该配置，基于水温和发动机速度计算确定冷却损失与曲柄角之间的相关性的冷却损失系数。因而，根据本发明，可以利用冷却损失系数以及从绝热过程开始时的起始曲柄角到预定曲柄角的曲柄角期间，高度精确地确定预定曲柄角处的冷却损失。本发明的第三方面是一种控制配备有缸压传感器的内燃机的方法，该缸压传感器检测预定曲柄角处的缸压，该方法的特征在于，包括利用缸压传感器所检测到的缸压、当检测到缸压时的气缸容积、以及气缸内的气体的比热比，计算发热量，其中，该发热量是缸压与通过求气缸容积的次数为比热比的幂而获得的值的乘积；以及利用在燃烧后的绝热过程中的发热量与曲柄角之间的相关性，计算绝热过程中的在预定曲柄角处的发热量误差。
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根据该方法，由于曲柄角与在燃烧后的绝热过程中所产生的热量之间存在一定相关性，因此，可以基于该相关性高度精确地计算预定曲柄角处的发热量误差。在上述的第三方面，该方法还可包括计算通过从预定曲柄角处的发热量减去发热量误差而获得的值作为实际发热量。根据该方法，由于发热量误差叠加在燃烧后的绝热过程中的发热量上，因此，可以通过从发热量减去发热量误差来高度精确地估计预定曲柄角处的实际发热量。在上述的第三方面，该方法还可包括基于实际发热量计算预定曲柄角处的实际缸压。根据该方法，基于所计算出的实际发热量计算预定曲柄角处的实际缸压。因而，根据本发明，可以高度精确地校正由缸压传感器的热应变引起的输出误差。在上述的第三方面，在计算发热量误差时，可利用在绝热过程中的至少两点处的发热量，计算确定发热量与曲柄角之间的相关性的校正系数，并且可利用从绝热过程开始时的起始曲柄角到预定曲柄角的曲柄角期间以及校正系数，计算发热量误差。根据该方法，计算确定曲柄角与在燃烧后的绝热过程中的发热量之间的相关性的校正系数。发热量理论上在燃烧后的绝热过程中是恒定的。因而，根据本发明，可以利用校正系数以及从绝热过程开始时的起始曲柄角到预定曲柄角的曲柄角期间，精确地计算预定曲柄角处的发热量误差。在上述的第三方面，起始曲柄角可以是发热量达到峰值时的曲柄角。根据该方法，将发热量达到峰值时的曲柄角确定为绝热过程开始时的起始曲柄角。因而，根据本发明，可以通过简单的方法确定起始曲柄角。在上述的第三方面，起始曲柄角可以是与对燃烧过程中的已燃燃料质量分数 (MFB)的变化进行近似的直线与对紧接在燃烧过程之后的绝热膨胀过程中的MFB的变化进行近似的直线的交点对应的曲柄角。根据该方法，即使在发热量不具有最大值的情况下，也可以精确地计算起始曲柄在上述的第三方面，该方法还可包括计算绝热过程中的在预定曲柄角处的发热量的冷却损失；以及从预定曲柄角处的实际发热量减去冷却损失。根据该方法，从实际发热量减去发热量的冷却损失。因而，根据本发明，可以在考虑冷却损失的影响的情况下高度精确地计算实际发热量。在上述的第三方面，在计算冷却损失时，可基于内燃机的水温和发动机速度，计算确定冷却损失与曲柄角之间的相关性的冷却损失系数，并且可利用冷却损失系数以及从绝热过程开始时的起始曲柄角到预定曲柄角的曲柄角期间，计算冷却损失。根据该方法，基于水温和发动机速度，计算确定冷却损失与曲柄角之间的相关性的冷却损失系数。因而，根据本发明，可以利用冷却损失系数以及从绝热过程开始时的起始曲柄角到预定曲柄角的曲柄角期间，高度精确地确定预定曲柄角处的冷却损失。在上述的第三方面，在计算发热量误差时，可利用绝热过程中的至少两点处的发热量，计算确定发热量与曲柄角之间的相关性的校正系数，可基于校正系数，估计在绝热过程开始时的起始曲柄角处的缸压误差，可通过使校正系数反映缸压误差来对校正系数进行校正，并且可利用从起始曲柄角到预定曲柄角的曲柄角期间以及已被校正的校正系数，计算发热量误差。根据缸压传感器所接收到的热量，可想到由于热应变而导致的误差会在燃烧完成前发生。根据上述配置，利用与所接收到的热量相关的校正系数，估计起始曲柄角处的缸压误差。因而，根据本发明，通过使校正系数反映缸压误差，可以精确地确定曲柄角与绝热过程中的发热量之间的相关性，因此，可以提高计算发热量误差的精确性。在上述的第三方面，缸压传感器可具有绝热过程中的缸压误差是负的且缸压误差的绝对值增大的特性，并且起始曲柄角可以是发热量达到峰值时的曲柄角。根据该方法，叠加在缸压传感器的检测值上的、由于热应变引起的误差在绝热过程中是负的且其绝对值增大。因而，根据本发明，发热量在绝热过程中减少，因此，可以将发热量达到峰值时的曲柄角确定为绝热过程开始时的起始曲柄角。本发明的第四方面是一种控制配备有缸压传感器的内燃机的方法，该缸压传感器检测预定曲柄角处的缸压，该方法的特征在于，包括利用缸压传感器检测到的缸压、当检测到缸压时的气缸容积、以及气缸内的气体的比热比，计算发热量，其中，该发热量是缸压与通过求气缸容积的次数为比热比的幂而获得的值的乘积；确定在燃烧后的绝热过程开始时的起始曲柄角；以及将起始曲柄角处的发热量作为绝热过程中的发热量的估计值。在燃烧后的绝热过程中的发热量理论上是恒定的。根据该方法，将在燃烧后的绝热过程中的发热量估计为恒定的，且从起始曲柄角处的发热量开始不会有任何改变。因而， 根据本发明，可以稳定地获得发热量的估计值，而不受叠加在绝热过程的缸压传感器的检测值上的噪声的影响。在上述的第四方面，缸压传感器可具有绝热过程中的缸压误差是负的且缸压误差的绝对值增大的特性，并且可将发热量达到峰值时的曲柄角确定为起始曲柄角。根据该方法，叠加在缸压传感器的检测值上的、由于热应变引起的误差在绝热过程中是负的且其绝对值增大。因而，根据本发明，发热量在绝热过程中减少，因此，可以将发热量达到峰值时的曲柄角确定为绝热过程开始时的起始曲柄角。在上述的第四方面，该方法还可包括计算绝热过程中的在预定曲柄角处的发热量的冷却损失；以及从预定曲柄角处的发热量减去冷却损失。根据该方法，从发热量减去发热量的与冷却损失对应的部分。因而，根据本发明， 可以在考虑冷却损失的影响的情况下高度精确地计算发热量。在上述的第四方面，在计算冷却损失时，可基于内燃机的水温和发动机速度，计算确定冷却损失与曲柄角之间的相关性的冷却损失系数，并且可利用从绝热过程开始时的起始曲柄角到预定曲柄角的曲柄角期间以及冷却损失系数，计算冷却损失。根据该方法，基于水温和发动机速度，计算确定冷却损失与曲柄角之间的相关性的冷却损失系数。因而，根据本发明，可以利用冷却损失系数以及从绝热过程开始时的起始曲柄角到预定曲柄角的曲柄角期间，高度精确地确定预定曲柄角处的冷却损失。


根据参照附图对示例性实施例的以下描述，本发明的以上和另外的目的、特征和优点将变得明显，在附图中，相同的附图标记用于表示相同的元件，并且在附图中图1示出用于说明本发明的第一实施例的系统配置的示意性配置10
图2示出示意性地示出缸压传感器34的主要部分的截面图；图3是用于说明缸压传感器34的热应变发生的情形的图；图4A至图4C是示出在缸压传感器34的热应变发生时各输出值与输出值的真值之间的关系的图，其中，图4A示出缸压随着曲柄角的变化，图4B示出发热量PVk随着曲柄角的变化，以及图4C示出MFB随着曲柄角的变化；图5是用于说明所计算出的PVk的值与其真值之间的关系的图；图6是示出热应变误差已被校正的PVk的值的图；图7是示出在本发明的第一实施例中执行的例程的流程图；图8是用于说明计算曲柄角θ fix的方法的示例的图；图9是示出冷却损失对PVk的值的影响的图；图10是示出在本发明的第二实施例中执行的例程的流程图；图11是用于确定冷却损失系数K。-的图；图12是用于说明所计算出的PVk的值与其真值之间的关系的图；图13是示出在本发明的第三实施例中执行的例程的流程图；图14是示出缸压P、Vk和PVk随着曲柄角的变化的图；图15是用于说明所计算出的PVk的值与其真值之间的关系的图；图16是确定缸压减小量Δ P关于校正量K的图的示例；以及图17是示出在本发明的第五实施例中执行的例程的流程图。
具体实施例方式以下，将参照附图描述本发明的几个实施例。附图中的相同部件由相同的附图标记标明，并且省略其冗余描述。注意，本发明并不限于以下实施例。第一实施例图1示出用于说明本发明的第一实施例的系统配置的示意性配置图。如图1所示， 该实施例的系统设置有内燃机10。内燃机10是使用汽油作为燃料的火花点火发动机。在内燃机10的气缸中，设置了在气缸内往复运动的活塞12。内燃机10还包括气缸盖14。燃烧室16形成在活塞12与气缸盖14之间。进气通道18的一端和排气通道20的一端连接至燃烧室16。进气门22与排气门24分别设置在燃烧室16与进气通道18之间的连接部分以及燃烧室16与排气通道20之间的连接部分。空气过滤器26安装在进气通道18的入口处。节气门28位于空气过滤器26的下游。节气门28是由节流器(throttle motor)基于加速器的运转程度驱动的电控阀。火花塞30固定于气缸盖14，以从燃烧室16的顶部突出到燃烧室16中。用于将燃料喷射到气缸中的燃料喷射阀32设置在气缸盖14中。另外，用于检测缸压的缸压传感器 34内置于气缸盖14中。如图1所示，本实施例的系统包括电子控制单元(E⑶)40。除了上述缸压传感器34 外，连接至ECU 40的输入的是各种传感器，诸如用于检测曲柄轴的旋转位置的曲柄角传感器42、以及用于检测水温的水温传感器44。另外，连接至ECU 40的输出的是各种致动器， 诸如上述的节气门28、火花塞30和燃料喷射阀32。E⑶40基于所输入的各种信息控制内燃机10的操作。
缸压传感器的配置接下来，将描述缸压传感器34的主要部分的具体配置。图2示出示意性地示出缸压传感器34的主要部分的截面图。如图2所示，缸压传感器34包括壳体341。壳体341具有中空的圆筒形结构，并且壳体342接合至壳体341的一端。其电压值根据压力而变化的应变计元件343固定于壳体342。受压膜片344固定于壳体341的另一端。当缸压传感器34固定于气缸盖14时， 受压膜片344成为暴露于燃烧室16内的气体的部分。用于将受压膜片344受到的压力传递到应变计元件343的传动杆345容纳于壳体341内的内部空间中。预载荷总是被传动杆 345施加至应变计元件343和受压膜片344。第一实施例的操作来自缸压传感器的输出缸压传感器34非常有用之处在于，其直接感测气缸内的燃烧条件。因而，来自缸压传感器34的输出被用在各种控制操作中。例如，所检测到的缸压P用于计算废气的能量、 指示扭矩的变化等。因而，检测缸压P的精确性显著地影响使用这些参数的催化剂预热控制、扭矩需求控制等。另外，计算已燃燃料质量分数(MFB)和要使用所检测出的缸压P计算的发热量PVk (V是气缸容积，以及κ是气缸内的气体的比热比)。这些值用在检测失火、 执行最佳点火正时控制等中。缸压传感器的热应变接下来，将描述缸压传感器34的热应变。如上所述，缸压传感器34的受压膜片344 暴露于燃烧室16。因而，存在受压膜片344由于暴露于燃烧室16内的高温燃烧气体(燃烧火焰)而发生变形(下文中，称为“热应变”)的担心。图3是用于说明缸压传感器34的热应变发生的情形的图。如图3所示，当受压膜片344的热应变发生时，受压膜片344的形状从344A处所表示的形状变化为344B处所表示的形状，并且传动杆345的位移量减少。因而，当缸压传感器34的热应变发生时，存在缸压传感器34的输出值变得比对应于实际压力的输出值小的担心。图4A至图4C是示出在缸压传感器34的热应变发生时，各输出值与输出值的真值之间的关系的图。图4A示出缸压随着曲柄角的变化。图4B示出PVk (发热量)随着曲柄角的变化。图4C示出MFB随着曲柄角的变化。如图4A所示，当缸压传感器34的热应变发生时，缸压传感器34所检测到的缸压从真值向下侧偏离。如图4B所示，输出值对PVk的真值的偏离发生在燃烧完成后的绝热过程中。这是因为暴露于高温燃烧气体的受压膜片344在燃烧完成后的绝热过程中变形。如图4C所示，当缸压传感器34的热应变发生时，MFB也显著地偏离真值。如上所述，MFB用在各种控制操作(诸如，最佳点火正时控制、EGR控制等)中。因而，当使用不精确的MFB执行这些控制操作时，存在引起诸如发射的劣化、燃料节约的劣化等问题的担心。在该实施例的系统中，通过以下方法校正由缸压传感器34的热应变引起的误差 (下文中，也称为“热应变误差”)。图5是用于说明所计算出的PVk的值与其真值之间的关系的图。如图5所示，在燃烧后的绝热过程开始时的曲柄角θ fix之前，不存在燃烧火焰的热的影响。因而，当进气门关闭时的曲柄角是9ITC时，eITC彡θ彡θΗχ的范围内的曲柄角θ处的、校正后的缸压ΡΗχ(θ)由以下等式⑴表示。
Pfix ( θ ) = ρ( θ ). . . (1)上述等式(ι)意味着，在θ < θfix的曲柄角期间不对由于热应变引起的误差进行校正。同时，如图5所示，在θ fix之后的曲柄角处，真值几乎恒定，而所计算出的值减小。 这是因为，在燃烧完成后的绝热过程中，PVk的值理论上是恒定的，但另一方面，所计算出的值受到燃烧火焰的热的影响。如图5所示，在θ fix之后的所计算出的值线性减小。这是因为受压膜片344的热膨胀的反应比气缸内的压力由于燃烧而引起的变化慢。因而，可以通过直线来近似θ fix之后的曲柄角处的热应变误差的趋势。为此，在该实施例的系统中，基于直线的倾斜度Kfix(校正系数)估计热应变误差，以校正在曲柄角 efix之后的计算值。具体地，当排气门打开时的曲柄角是ΘETO时，通过以下等式计算校正系数Kfix Kfix = {PVK ( θ 削)-PVk ( θ fix)} / ( θ 訓-θ fix) · · ·⑵上述等式⑵中的校正系数Kfix表示连接所计算出的在曲柄角θΗχ处的值 PVk ( Θ fix)和所计算出的在曲柄角Θ·处的值pvK(eETO)这两点的直线的斜率。如上所述，θ fix之后的曲柄角处的PVk (Θ)的真值几乎是恒定的。因而，曲柄角θ处的热应变误差ΔΡνκ(θ)由以下等式(3)表示APVk ( θ ) = KfixX ( θ - θ fix). . · (3)因而，在θΗχ彡θ ( θ EVQ的范围内的曲柄角θ处的、校正后的PVKfix(9)由以下等式⑷表示PVKfix( θ ) = PVk ( θ )-APVK ( θ )· · · (4)利用上述等式(4)，在θΗχ彡θ彡θ EVQ的范围内的曲柄角θ处的、校正后的缸 J￡Pfix(0)由以下等式(5)表示Pfix(0) =PVKfix(6)/VK(0)... (5)图6是示出热应变误差已被校正的PVk的值的图。从图6中可以看出，与校正前的PVk的值相比，校正后的PVk的值更接近真值。以这种方式，根据该实施例的系统，可以通过简单的计算有效地校正热应变误差。第一实施例的具体处理接下来，参照图7，将描述第一实施例的具体处理。图7是示出E⑶40校正热应变误差的例程的流程图。在图7所示的例程中，首先，获取缸压(步骤100)。具体地，在该步骤中，利用缸压传感器34检测曲柄角θ处的缸压Ρ(θ)。随后，计算PVk (θ)的值(步骤102)。具体地， 在该步骤中，基于在步骤100中所获取的缸压Ρ( θ )、检测缸压时的气缸容积V( θ )、以及气缸内的气体的比热比κ，计算曲柄角(Θ)处的ρνκ(θ)的值。接下来，检测PVk (Θ)的值达到峰值时的曲柄角θ fix (步骤104)。具体地，在该步骤中，在MFB的检测期间(θ MFBstart到θ MFBend)内检测在上述步骤102中所计算出的PVk ( θ ) 的值达到峰值时的曲柄角θΗχ。然后，计算校正系数Kfix (步骤106)。具体地，在该步骤中， 通过将在步骤104中检测到的曲柄角θΗχ等代入上述等式(2)中，计算校正系数Kfix。在图7所示的例程中，接着计算校正后的PVKfix( θ )的值(实际发热量)(步骤 108)。具体地，在该步骤中，利用上述等式(4)校正在预定范围θΗχ彡θ ( θ·内的曲柄角θ处的PVk (θ)的值。实际发热量PVKfix(9)被用在各种计算中。在图7所示的例程中，利用该 PV%ix(0)的值计算实际缸压ΡΗχ(θ)(步骤110)。具体地，在该步骤中，将在上述步骤108 中已利用上述等式(5)计算出的PVKfix(9)的值用于计算实际缸压ΡΗχ(θ)。在步骤112 中，利用在步骤110中已计算出的缸压Pfix( θ )计算精确的内能。在步骤114中，利用在上述步骤108中已计算出的PVKfix( θ )的值计算MFB。如上所述，根据该实施例的系统，通过简单计算校正叠加在PVk ( θ )在范围 θ fix ^ θ ^ θ ETO内的值上的热应变误差。因而，可以将传感器的精确性保持在高水平，而无需在硬件方面采取任何针对传感器中的误差的措施。根据该实施例的系统，可以校正由于缸压传感器的热应变引起的误差，因此，可以精确地执行基于缸压的各种控制操作，诸如催化剂预热控制、失火检测、最佳点火正时控制寸。另外，根据该实施例的系统，每次执行例程时，计算最佳校正系数Kfix，以使得可以以高精确性处理由缸压传感器34的个体差别、其长期变化等引起的误差。尽管基于上述实施例中的上述等式(2)计算校正系数Kfix，但是计算校正系数Kfix 的方法并不限于此。具体地，只要能够计算在曲柄角θΗχ之后的ρνκ(θ)的值的近似直线的斜率，该方法就不被特别限定。尽管将PVk (Θ)的值达到峰值时的曲柄角确定为热应变误差开始被叠加在 PVk ( θ )的值上时的曲柄角θ fix，但是计算曲柄角θ fix的方法并不限于此。具体地，可想到使得所计算出的值大于真值的热应变误差取决于缸压传感器的种类而发生。在这种情况下，不能将θΗχ确定为Ρνκ(θ)的值达到峰值时的曲柄角。在这种情况下，例如，可以通过以下方法确定曲柄角θΗχ。图8是用于说明计算曲柄角θ fix的方法的示例的图。在图8中，虚线Ll所表示的曲线表示MFB基于缸压的真值的变化，实线L2所表示的曲线表示当缸压由于热应变误差而高于真值时MFB的变化，以及实线L3所表示的曲线表示当缸压由于热应变误差而低于真值时MFB的变化。如图8所示，以(a)指示的直线是对MFB在燃烧过程中的变化进行近似的直线。因而，当直线(a)上的曲柄角为θ c以及C1S常数时，直线(a)由以下表达式(6)表示{PVK ( θ c+d θ )-PVk ( θ c-d θ )}/2d θ X { θ -( θ c_d θ )}+C1. · · (6)另一方面，以(b)指示的直线是对MFB在燃烧后的绝热膨胀过程期间的变化进行近似的直线。因而，当直线(b)上的曲柄角为ΘΜ以及C2为常数时，直线(b)由以下表达式 (7)表示{PVK ( θ BV0)-PVK ( θ Μ)}/( θ EV。- θ M)} X ( θ - θ m)+C2. · · (7)如上所述，热应变发生在燃烧完成后的绝热过程中。因而，通过基于上述表达式 (6)和(7)计算直线(a)与直线(b)的交点处的曲柄角，可以将交点处的曲柄角确定为燃烧后的绝热过程开始时的曲柄角θ fix。根据该方法，即使在PVk不具有最大值的情况下，也可以精确地计算θΗχ。在上述的第一实施例中，可将PVk的值认为是本发明的“发热量”，并且可将 APVk (Θ)的值认为是本发明的“发热量误差”。另外，本发明的“发热量计算部”通过ECU40执行上述步骤102来实现，而本发明的“发热量误差计算部”通过E⑶40执行上述步骤 108来实现。在上述的第一实施例中，可将PVKfix( θ )认为是本发明的“实际发热量”。另外，本发明的“实际发热量计算部”通过ECU 40执行上述步骤108来实现。在上述的第一实施例中，可将Pfix( θ )认为是本发明的“实际缸压”。另外，本发明的“实际缸压计算部”通过E⑶40执行上述步骤110来实现。在上述的第一实施例中，本发明的“校正系数计算部”通过E⑶40执行上述步骤 106来实现。第二实施例接下来，将参照图9至图11描述第二实施例的特征。第二实施例是通过使用图1 所示的硬件、执行稍后描述的图10所示的例程来实现的。在上述的第一实施例的系统中，假设PVk的值在燃烧后的绝热过程中基本上是恒定的来校正热应变误差。当内燃机10在完全预热的条件下并且正常工作时，该假设成立， 因此，可以利用上述第一实施例的系统精确地校正热应变误差。然而，在内燃机10中，冷却损失由于在发动机被预热前的低水温、低发动机速度等而发生。图9是示出冷却损失对 PVk的值的影响的图。图9中以L4指示的曲线表示在发动机速度为2000rpm并且水温为 86°C的条件下的？^？是真值)的值的变化。图9中以L5指示的曲线表示在发动机速度为IOOOrpm并且水温为25°C的条件下的PVk (P是真值)的值的变化。如图9所示，对于以L5指示的曲线，冷却损失在绝热过程中发生。水温与气缸的壁所吸收的热能成比例。发动机速度与缸压传感器在每单位时间接收到的热量成比例。因而，在存在冷却损失的区域中，PVk的值线性减小，如图9所示。因而，当在无需考虑在这样的操作条件下的冷却损失的影响的情况下校正热应变误差时，在计算燃烧冲程中的MFB时引起误差。结果，存在如下担心燃烧中心移至延迟侧，并且点火的延迟引起燃料节约损失、 性能劣化、以及驾驶性能劣化等。因而，在第二实施例中，将由于热应变引起的误差和由于冷却损失引起的误差区分开，并且仅校正由于热应变损失引起的误差。具体地，首先，基于水温和发动机速度确定冷却损失系数K。-。冷却损失系数K。-是表示PVk由于冷却损失引起的斜率(减小率)的系数。因而，作为校正系数Kfix与冷却损失系数K—之间的差的校正系数Kfix’( = Kfix-KraJ 用作考虑了冷却损失的影响的校正系数。因而，通过利用这样的校正系数Kfix’来校正PVk 的值，可以在考虑了冷却损失的影响的情况下校正热应变误差。第二实施例的具体处理接下来，参照图10，将描述第二实施例的具体处理。图10是示出E⑶40校正热应变误差的例程的流程图。在图10所示的例程中，确定发动机速度是否低于预定值α (步骤200)。作为预定值α，读入预定值作为内燃机10的冷却损失会影响PVk的计算时所达到的最大发动机速度。结果，当确定满足关系(发动机速度)< (预定值α)时，确定冷却损失的影响被叠加在PVk的值上。然后，处理进行到下一步骤，并且检测内燃机10的水温(步骤202)。接下来，从图中读入冷却损失系数Kratjl (步骤204)。图11是用于确定冷却损失系数K。-的图。在该步骤中，利用图11所示的图确定分别与在上述步骤200和202中检测到
15的发动机速度和水温对应的系数K。。。”根据该图，发动机速度越低，系数Kratjl的值被确定为越大，而水温越低，系数K。-的值被确定为越大。接下来，计算校正系数Kfix’ (步骤206)。具体地，在该步骤中，首先，计算在上述步骤106中计算出的校正系数Kfix与在上述步骤206中读入的冷却损失系数Ketral之间的差， 作为考虑了冷却损失的校正系数Kfix’。所计算出的校正系数Kfix’替代校正系数Kfix。在上述步骤206之后，或者当在上述步骤200中确定不满足关系(发动机速度) < (预定值α)时，处理进行到下一步骤，并且计算校正后的PVKfix( θ)的值(步骤208)。 具体地，在该步骤中，执行与上述步骤108的处理类似的处理。如上所述，根据第二实施例的系统，可以在考虑了冷却损失的影响的情况下校正热应变误差。因而，可以精确地校正叠加在PVk (Θ)的值上的热应变误差，而与内燃机10 的操作条件无关。在上述的第二实施例中，利用图11所示的图确定冷却损失系数K。-。然而，确定冷却损失系数K。-的方法并不限于此。具体地，可利用多维图确定冷却损失系数Κ。-，其中， 使用与内燃机10的冷却损失相关的多个参数。在上述的第二实施例中，利用考虑了冷却损失的校正系数Kfix’ ( = Kfix-Kcool)计算校正后的ρνκΗχ(θ)的值。然而，考虑了冷却损失的、校正热应变误差的方法并不限于此。 具体地，可利用冷却损失系数Kratjl单独地计算PVKfix( θ )的值的与冷却损失对应的部分，并且可从利用校正系数Kfix计算出的PVKfix( θ )的值减去与冷却损失对应的部分。在上述的第二实施例中，本发明的“冷却损失消除部”通过ECU 40执行上述步骤 208来实现。在上述的第二实施例中，本发明的“冷却损失系数计算部”通过ECU40执行上述步骤204来实现。第三实施例接下来，将参照图12和图13描述第三实施例的特征。第三实施例是通过使用图 1所示的硬件、执行稍后描述的图13所示的例程来实现的。在上述第一实施例的系统中，在燃烧后的绝热过程中校正热应变误差(参见图 6)。另一气缸的直接喷射噪声、点火噪声等会被叠加在缸压P上。因而，曲柄角距上止点 (TDC)越远，气缸容积V越大，被放大并作为误差因子叠加在计算出的PVk的值上的噪声越大。上述第一实施例的系统不能校正由这样的噪声引起的误差。因而，在第三实施例的系统中，通过以下方法校正由于缸压传感器34的热应变引起的误差和由于上述噪声引起的误差。图12是用于说明在所计算出的PVk的值与其真值之间的关系的图。如第一实施例的描述中所述，在燃烧后的绝热过程开始时的曲柄角θΗχ 之前，不存在由于燃烧火焰引起的热影响。因而，在eITC彡θ彡θ fix的范围内的曲柄角 θ处的、校正后的缸压ΡΗχ(θ)由上述等式(1)表示。另一方面，在θ fix之后的曲柄角处，如图12所示，真值示出适度向下的直线。这是因为以上在第二实施例的描述中所述的冷却损失的影响叠加在理论上恒定的PVk的值上。 另一方面，所计算出的值在由于燃烧火焰引起的热影响和噪声的影响下迅速地减小。在第三实施例中，将通过使得所计算出的曲柄角θΗχ处的值pvK(efix)反映冷却损失的影响而获得的值，作为在θΗχ彡Θ彡Θ ETO的范围内的曲柄角Θ处的、校正后的
16PVKfix(6)的值的估计值。更具体地，在θΗχ彡θ彡θ ETO的范围内的曲柄角θ处的、校正后的PVKfix(9)的值由以下等式⑶表示。PVKfix( θ ) = PVk ( θ fix)-Kw( θ - θ fix). . · (8)在该等式中，Kw是基于水温和发动机速度确定的且表示PVk的值由于冷却损失而改变的速率的冷却损失系数。因而，利用上述等式(8)，通过利用校正系数Kw校正所计算出的值PVk ( θ fix)，可以在考虑了冷却损失的影响的情况下校正由于热应变引起的误差和由于噪声引起的误差。第三实施例的具体处理接下来，参照图13，将描述该实施例的具体处理。图13是示出E⑶40校正热应变误差的例程的流程图。在图13所示的例程中，首先，获取缸压Ρ(θ)(步骤300)。随后，计算Ρνκ(θ)的值(步骤302)。接下来，检测PVk ( θ )的值达到峰值时的曲柄角θ fix (步骤304)。具体地， 在这些步骤中，执行与上述步骤100到104的处理类似的处理。接下来，从图中读入冷却损失系数Kw(步骤306)。具体地，在该步骤中，首先，检测内燃机10的发动机速度和水温。接下来，利用发动机速度和水温作为参数的多维图，确定与所检测到的发动机速度和水温对应的Kw。对于该图，发动机速度越低，系数Kw被确定为越大，并且另外，水温越低，系数Kw被确定为越大。然后，在图13所示的例程中，计算校正后的PVKfix(e)(实际发热量)的值(步骤 308)。具体地，在该步骤中，利用上述等式⑶校正在θΗχ彡θ ( θ·的预定范围内的曲柄角θ处的PVk (θ)的值。实际发热量ρνκΗχ(θ)用在各种计算中。在图13所示的例程中，利用PVKfix(e) 的值计算实际缸压Pfix ( θ )(步骤310)。在步骤312中，利用在上述步骤310中计算出的缸压Pfix(Q)计算精确的内能。在步骤314中，利用在上述步骤308中计算出的PVKfix( θ )的值计算MFB。如上所述，根据该实施例的系统，可以在考虑了冷却损失的影响的情况下，通过简单的计算校正在Qfix彡θ彡θ·的范围内叠加在ρνκ(θ)的值上的、由于热应变引起的误差和由于噪声引起的误差。这样，可以将传感器的精确性保持在高水平，而无需在硬件方面采取任何针对传感器中的误差的措施。在上述的第三实施例中，利用发动机速度和水温确定冷却损失系数Kw。然而，确定冷却损失系数Kw的方法并不限于此。具体地，可利用多维图确定冷却损失系数Kw，在该多维图中，使用与内燃机10的冷却损失相关的多个参数。在上述的第三实施例中，将热应变误差开始叠加在PVk (Θ)的值上时的曲柄角 Qfix确定为Ρνκ(θ)的值达到峰值时的曲柄角。然而，计算曲柄角θΗχ的方法并不限于
此。具体地，可利用以上在第一实施例的描述中所述的图8所示的方法，确定曲柄角θΗχ。在上述的第三实施例中，可将PVk的值认为是本发明的“发热量”，并且可将曲柄角θ fix的值认为是本发明的“起始曲柄角”。另外，本发明的“发热量估计部”通过ECU 40 执行上述步骤308来实现。在上述的第三实施例中，本发明的“冷却损失消除部”通过ECU 40执行上述步骤 308来实现。
在上述的第三实施例中，本发明的“冷却损失系数计算部”通过ECU40执行上述步骤306来实现。第四实施例接下来，参照图14，将描述第四实施例的特征。在上述第三实施例的系统中，以上在第一实施例的描述中所述的图8所示的方法可以用于计算曲柄角θΗχ。利用该方法，可以确定曲柄角θ fix，而与热应变误差是绝对值增大的正值还是负值无关。然而，在图8所示的方法中，在上述表达式(7)中由于噪声引起的误差易于叠加在PVK(eEVQ)的值上。图14是示出缸压P、Vk随着曲柄角的变化的图。如图14所示，曲柄角距TDC越远，即，气缸容积V越大，被放大并作为误差因子叠加在PVk的值上的噪声就越大。因而，当这样的误差叠加在PVk ( θ EVQ)的值上时，可想到不能精确地计算曲柄角
fix0因而，在第四实施例的系统中，使用缸压传感器34，其被调整成具有热应变误差特性，以使得燃烧后的绝热过程中的热应变误差总是负的。根据这样的缸压传感器34，可以总是精确地将PVk (Θ)的值达到峰值时的曲柄角确定为曲柄角θΗχ。第五实施例接下来，参照图15至图17，将描述第五实施例的特征。第五实施例是通过使用图 1所示的硬件、执行稍后描述的图17所示的例程来实现的。在上述第一实施例中，校正在燃烧后的绝热过程中发生的热应变误差。然而，根据缸压传感器34接收到的热量，热应变误差可能发生在燃烧完成前。图15是用于说明所计算出的PVk的值与其真值之间的关系的图。如图15所示，在绝热过程开始时的起始曲柄角(即，PVk ( θ )的值达到峰值时的曲柄角θ fix)处，PVk ( θ fix)的值低于真值。这是因为缸压传感器34的输出值由于热应变而减小。在这种情况下，如图15所示，当利用这样的 PVk ( θ fix)的值进行由上述第一实施例的系统所进行的校正时，不能精确地校正绝热过程中的PVK (Θ)的值。因而，在第五实施例的系统中，还精确地校正在燃烧完成前叠加的热应变误差的影响。更具体地，首先，估计缸压减少量Δ P，其为曲柄角θΗχ处的缸压误差。为了便于计算，将通过将以上在第一实施例的描述中所述的校正系数Kfix乘以负号而获得的值定义为校正量K。通过变换上述等式(2)、(3)和(4)，得到以下等式(9)和 (10)K = {PVK ( θ fix) -PVk ( θ EV0)} / ( θ Ενο- θ fix) · · · (9)PVKfix( θ ) = PVk ( θ ) + ( θ - θ fix) XK. . . (10)随着缸压传感器34所接收到的热量增加，校正量K增大。另外，缸压传感器34所接收到的热量越大，在燃烧完成之前所施加的热应变的影响越大。因而，在第五实施例中， 校正量K与ΔΡ之间的关系以图的形式被存储，并且基于该图确定与校正量K对应的ΔΡ。图16是确定关于校正量K的ΔΡ值的图的示例。根据该图，在校正量K小时，所接收到的热量被估计为小，并且因此，曲柄角θ fix处的缸压误差Δ P被估计为基本为零。另一方面，当校正量K大时，估计缸压误差Δ P根据所接收到的热量而发生。这样，利用该图， 可以基于校正量K精确地估计缸压误差ΔΡ。应该注意，缸压传感器34的热应变误差开始发生时的定时被认为是响应于热传递的一阶滞后系统，因此，认为这样的发生定时还取决于发动机速度。因而，优选地，图16 所示的图是校正量K和发动机速度作为参数的多维图。这使得可以更精确地估计缸压误差 ΔΡ。由于以这种方式精确地估计曲柄角θΗχ处的缸压减少量ΔΡ，因此，可以计算已消除了燃烧完成前的热应变误差的影响的实际发热量PVKfix( θ fix)。通过将PVKfix( θ fix) 的值代入上述等式(9)中的PVK(efix)以重新计算校正量K、并且将重新计算出的校正量K 代入上述等式(10)中，获得已消除了热应变误差的影响的PVKfix(e)的精确值。第五实施例的具体处理接下来，参照图17，将描述该实施例的具体处理。图17是示出E⑶40校正热应变误差的例程的流程图。在图17所示的例程中，首先，获取缸压Ρ(θ)(步骤400)。随后，计算Ρνκ(θ)的值(步骤402)。接下来，检测PVk ( θ )的值达到峰值时的曲柄角θ fix (步骤404)。具体地， 在这些步骤中，执行与上述步骤100至104的处理类似的处理。接下来，计算校正系数K (步骤406)。具体地，在该步骤中，通过将在上述步骤404 中已检测到的曲柄角θΗχ等代入上述等式(9)中，计算校正系数K。在图17所示的例程中，然后，估计曲柄角θΗχ处的缸压减少量ΔΡ(步骤408)。 EUC 40存储上述的图16所示的图。具体地，在该步骤中，根据该图确定与在上述步骤406 中计算出的校正量K对应的缸压减少量Δ P。接下来，计算曲柄角9 ；￡处的实际发热量1^\!￡(0&)(步骤410)。具体地，在该步骤中，通过将Δρνκ(θ χ)的值与ρνκ(θΗχ)的值相加来计算实际发热量PVKfix(efix)。 随后，重新计算校正量K (步骤412)。具体地，在该步骤中，将在上述步骤410中已计算出的实际发热量PVKfix(efix)代入上述等式(9)中的PVk (ΘΗΧ)中。在图17所示的例程中，然后，计算校正后的PVk (θΗχ)(实际发热量)的值(步骤 414)。具体地，在该步骤中，通过将在上述步骤412中重新计算出的K的值代入上述等式 (10)中，校正在θΗχ彡θ彡θ ■的预定范围内的曲柄角θ处的PVk (θ)的值。实际发热量PVKfix( θ )被用在各种计算中。在图17所示的例程中，利用PVKfix( θ ) 的该值计算实际缸压Pfix ( θ )(步骤416)。在步骤418中，利用在上述步骤416中已计算出的缸压Pfix ( θ )，计算精确的内能。在步骤420中，利用在上述步骤414中已计算出的 PV%ix(6)的值，计算 MFB。如上所述，根据第五实施例的系统，精确地校正了在θ ( θ·的范围内叠加在PVk ( θ )的值上的热应变误差。因而，可以将传感器的精确性保持在高水平，而无需在硬件方面采取任何针对传感器中的误差的措施。同时，对于上述的第五实施例，通过基于校正量K确定缸压减少量ΔΡ，可以计算精确地校正过的缸压Pfix( θ )的值。因而，可以利用缸压Pfix( θ )精确地计算指示扭矩和指示平均有效压力。然而，当针对每个曲柄角计算缸压ΡΗχ(θ)以计算上述的指示扭矩和指示平均有效压力时，计算负荷较高。因而，可在图中直接定义指示扭矩(或指示平均有效压力)与校正量K和发动机速度两者之间的相关性、以及指示扭矩校正量(或指示平均有效压力校正量)与校正量K和发动机速度两者之间的相关性。以这种方式，可以精确地计算指示扭矩(或指示平均有效压力)，同时减少计算负荷。
在上述的第五实施例中，可将PVk的值认为是本发明的“发热量”，并且可将 APVk (Θ)的值认为是本发明的“发热量误差”。另外，本发明的“发热量计算部”通过ECU 40执行上述步骤402来实现，并且本发明的“发热量误差计算部，，通过ECU 40执行上述步骤414来实现。在上述的第五实施例中，可将PVKfix( θ )认为是本发明的“实际发热量”。另外，本发明的“实际发热量计算部”通过E⑶40执行上述步骤414来实现。在上述的第五实施例中，可将Pfix( θ )认为是本发明的“实际缸压”。另外，本发明的“实际缸压计算部”通过E⑶40执行上述步骤416来实现。在上述的第五实施例中，可将校正量K认为是本发明的“校正系数”。另外，本发明的“校正系数计算部”通过ECU 40执行上述步骤406来实现，本发明的“估计部”通过ECU 40执行上述步骤408来实现，并且本发明的“校正部”通过E⑶40执行上述步骤412来实现。仅出于说明性目的，参考示例性实施例描述了本发明。应该理解，该描述并不旨在为穷举性的或限制本发明的形式，并且本发明可适用于其他系统和应用。本发明的范围包括本领域的技术人员可想到的各种变型和等同布置。
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权利要求
1.一种内燃机控制器，其特征在于，包括缸压传感器，其检测在内燃机的预定曲柄角处的缸压；发热量计算部，其利用所述缸压传感器检测到的所述缸压、当检测到所述缸压时的气缸容积、以及气缸内的气体的比热比，计算发热量，其中，所述发热量是所述缸压与通过求所述气缸容积的次数为所述比热比的幂而获得的值的乘积；以及发热量误差计算部，其利用在燃烧后的绝热过程中的所述发热量与曲柄角之间的相关性，计算所述绝热过程中的在所述预定曲柄角处的发热量误差。
2.根据权利要求1所述的内燃机控制器，其特征在于，还包括实际发热量计算部，所述实际发热量计算部计算通过从在所述预定曲柄角处的所述发热量减去所述发热量误差而获得的值作为实际发热量。
3.根据权利要求2所述的内燃机控制器，其特征在于，还包括实际缸压计算部，所述实际缸压计算部基于所述实际发热量计算在所述预定曲柄角处的实际缸压。
4.根据权利要求1至3中的任一项所述的内燃机控制器，其中，所述发热量误差计算部包括校正系数计算部，所述校正系数计算部利用在所述绝热过程中的至少两点处的发热量，计算确定所述发热量与所述曲柄角之间的相关性的校正系数，其中，所述发热量误差计算部利用从所述绝热过程开始时的起始曲柄角到所述预定曲柄角的曲柄角期间以及所述校正系数，计算所述发热量误差。
5.根据权利要求4所述的内燃机控制器，其中，所述起始曲柄角是所述发热量达到峰值时的曲柄角。
6.根据权利要求4所述的内燃机控制器，其中，所述起始曲柄角是与对燃烧过程中的已燃燃料质量分数MFB的变化进行近似的直线与对紧接在所述燃烧过程之后的绝热膨胀过程中的MFB的变化进行近似的直线的交点对应的曲柄角。
7.根据权利要求1至6中的任一项所述的内燃机控制器，其特征在于，还包括冷却损失计算部，其计算所述绝热过程中的在所述预定曲柄角处的发热量的冷却损失；以及冷却损失消除部，其从在所述预定曲柄角处的实际发热量减去所述冷却损失。
8.根据权利要求7所述的内燃机控制器，其中，所述冷却损失计算部包括冷却损失系数计算部，所述冷却损失系数计算部基于所述内燃机的水温和发动机速度，计算确定所述冷却损失与所述曲柄角之间的相关性的冷却损失系数，其中，所述冷却损失计算部利用所述冷却损失系数以及从所述绝热过程开始时的所述起始曲柄角到所述预定曲柄角的曲柄角期间，计算所述冷却损失。
9.根据权利要求1至3中的任一项所述的内燃机控制器，其中，所述发热量误差计算部包括校正系数计算部，其利用所述绝热过程中的至少两点处的发热量，计算确定所述发热量与所述曲柄角之间的相关性的校正系数；估计部，其基于所述校正系数，估计在所述绝热过程开始时的起始曲柄角处的缸压误差；以及校正部，其通过使所述校正系数反映所述缸压误差来校正所述校正系数，其中，所述发热量误差计算部利用从所述起始曲柄角到所述预定曲柄角的曲柄角期间以及已被所述校正部校正的所述校正系数，计算所述发热量误差。
10.根据权利要求9所述的内燃机控制器，其中，所述缸压传感器具有所述绝热过程中的所述缸压误差是负的且所述缸压误差的绝对值增大的特性，并且所述起始曲柄角是所述发热量达到峰值时的曲柄角。
11.一种内燃机控制器，其特征在于，包括缸压传感器，其检测在内燃机的预定曲柄角处的缸压；发热量计算部，其利用所述缸压传感器检测到的所述缸压、当检测到所述缸压时的气缸容积、以及气缸内的气体的比热比，计算发热量，其中，所述发热量是所述缸压与通过求所述气缸容积的次数为所述比热比的幂而获得的值的乘积；起始曲柄角确定部，其确定在燃烧后的绝热过程开始时的起始曲柄角；以及发热量估计部，其将所述发热量计算部已计算出的在所述起始曲柄角处的发热量作为所述绝热过程中的发热量的估计值。
12.根据权利要求11所述的内燃机控制器，其中所述缸压传感器具有所述绝热过程中的缸压误差是负的且所述缸压误差的绝对值增大的特性；并且所述起始曲柄角确定部将所述发热量达到峰值时的曲柄角确定为所述起始曲柄角。
13.根据权利要求11或12所述的内燃机控制器，其特征在于，还包括冷却损失计算部，其计算所述绝热过程中的在所述预定曲柄角处的发热量的冷却损失；以及冷却损失消除部，其从在所述预定曲柄角处的发热量减去所述冷却损失。
14.根据权利要求13所述的内燃机控制器，其中，所述冷却损失计算部包括冷却损失系数计算部，所述冷却损失系数计算部基于所述内燃机的水温和发动机速度，计算确定所述冷却损失与所述曲柄角之间的相关性的冷却损失系数，其中，利用从所述绝热过程开始时的起始曲柄角到所述预定曲柄角的曲柄角期间以及所述冷却损失系数，计算所述冷却损失。
15.一种控制配备有缸压传感器的内燃机的方法，其中，所述缸压传感器检测在预定曲柄角处的缸压，所述方法的特征在于，包括利用所述缸压传感器所检测到的所述缸压、当检测到所述缸压时的气缸容积、以及气缸内的气体的比热比，计算发热量，其中，所述发热量是所述缸压与通过求所述气缸容积的次数为所述比热比的幂而获得的值的乘积；以及利用在燃烧后的绝热过程中的发热量与曲柄角之间的相关性，计算所述绝热过程中的在所述预定曲柄角处的发热量误差。
16.根据权利要求15所述的内燃机控制方法，其特征在于，还包括计算通过从在所述预定曲柄角处的发热量减去所述发热量误差而获得的值作为实际发热量。
17.根据权利要求16所述的内燃机控制方法，其特征在于，还包括基于所述实际发热量计算在所述预定曲柄角处的实际缸压。
18.根据权利要求15至17中的任一项所述的内燃机控制方法，其中，在计算所述发热量误差时，利用在所述绝热过程中的至少两点处的发热量，计算确定所述发热量与所述曲柄角之间的相关性的校正系数，并且利用从所述绝热过程开始时的起始曲柄角到所述预定曲柄角的曲柄角期间以及所述校正系数，计算所述发热量误差。
19.根据权利要求18所述的内燃机控制方法，其中， 所述起始曲柄角是所述发热量达到峰值时的曲柄角。
20.根据权利要求18所述的内燃机控制方法，其中，所述起始曲柄角是与对燃烧过程中的已燃燃料质量分数MFB的变化进行近似的直线与对紧接在所述燃烧过程之后的绝热膨胀过程中的MFB的变化进行近似的直线的交点对应的曲柄角。
21.根据权利要求15至20中的任一项所述的内燃机控制方法，其特征在于，还包括 计算所述绝热过程中的在所述预定曲柄角处的发热量的冷却损失；以及从在所述预定曲柄角处的所述实际发热量减去所述冷却损失。
22.根据权利要求21所述的内燃机控制方法，其中，在计算所述冷却损失时，基于所述内燃机的水温和发动机速度，计算确定所述冷却损失与所述曲柄角之间的相关性的冷却损失系数，并且利用所述冷却损失系数以及从所述绝热过程开始时的所述起始曲柄角到所述预定曲柄角的曲柄角期间，计算所述冷却损失。
23.根据权利要求15至17中的任一项所述的内燃机控制方法，其中， 在计算所述发热量误差时，利用所述绝热过程中的至少两点处的发热量，计算确定所述发热量与所述曲柄角之间的相关性的校正系数，基于所述校正系数，估计在所述绝热过程开始时的起始曲柄角处的缸压误差， 通过使所述校正系数反映所述缸压误差来校正所述校正系数，并且利用从所述起始曲柄角到所述预定曲柄角的曲柄角期间以及已被校正的所述校正系数，计算所述发热量误差。
24.根据权利要求23所述的内燃机控制方法，其中，所述缸压传感器具有所述绝热过程中的缸压误差是负的且所述缸压误差的绝对值增大的特性，并且所述起始曲柄角是所述发热量达到峰值时的曲柄角。
25.—种控制配备有缸压传感器的内燃机的方法，其中，所述缸压传感器检测在预定曲柄角处的缸压，所述方法的特征在于，包括利用所述缸压传感器检测到的所述缸压、当检测到所述缸压时的气缸容积、以及气缸内的气体的比热比，计算发热量，其中，所述发热量是所述缸压与通过求所述气缸容积的次数为所述比热比的幂而获得的值的乘积；确定在燃烧后的绝热过程开始时的起始曲柄角；以及将在所述起始曲柄角处的发热量作为所述绝热过程中的发热量的估计值。
26.根据权利要求25所述的内燃机控制方法，其中所述缸压传感器具有所述绝热过程中的缸压误差是负的且所述缸压误差的绝对值增大的特性；并且将所述发热量达到峰值时的曲柄角确定为所述起始曲柄角。
27.根据权利要求25或沈所述的内燃机控制方法，其特征在于，还包括 计算所述绝热过程中的在所述预定曲柄角处的发热量的冷却损失；以及从在所述预定曲柄角处的发热量减去所述冷却损失。
28.根据权利要求27所述的内燃机控制方法，其中，在计算所述冷却损失时，基于所述内燃机的水温和发动机速度，计算确定所述冷却损失与所述曲柄角之间的相关性的冷却损失系数，并且利用从所述绝热过程开始时的所述起始曲柄角到所述预定曲柄角的曲柄角期间以及所述冷却损失系数，计算所述冷却损失。
全文摘要
利用缸压传感器检测到的缸压P(θ)、气缸容积V(θ)以及比热比K计算发热量PVκ(θ)(步骤100到102)。将PVκ(θ)的值达到峰值时的曲柄角θfix确定为燃烧后的绝热过程开始时的起始曲柄角(步骤104)。基于在θfix之后的PVκ(θ)的值的变化计算校正系数Kfix(步骤106)。利用校正系数Kfix计算实际发热量PVκfix(θ)(步骤110)。可基于水温和发动机速度计算确定冷却损失与曲柄角之间的相关性的冷却损失系数Kcool，并且可使实际发热量PVκfix(θ)反映冷却损失系数Kcool。
文档编号F02D35/02GK102348883SQ201080011495
公开日2012年2月8日 申请日期2010年3月9日 优先权日2009年3月11日
发明者安田宏通, 铃木裕介 申请人:丰田自动车株式会社