動力伝達機構の試験装置
【課題】内燃機関のトルクを高い精度で再現することで、実機の内燃機関を用いることなく、動力伝達機構の試験を高精度に行うこと。
【解決手段】動力伝達機構５の試験装置４であって、動力伝達機構５に接続されるモーター２と、実機の内燃機関の図示トルクを算出するシミュレーター３と、図示トルクに基づいて、モーター２の出力を制御するモーター制御手段６と、を備える。モーター２の駆動により実機の内燃機関のトルクを高精度に再現することができるため、実機のエンジンを使用した場合と同等の精度で動力伝達機構５の耐久試験、騒音試験等を行うことができる。
【解決手段】動力伝達機構５の試験装置４であって、動力伝達機構５に接続されるモーター２と、実機の内燃機関の図示トルクを算出するシミュレーター３と、図示トルクに基づいて、モーター２の出力を制御するモーター制御手段６と、を備える。モーター２の駆動により実機の内燃機関のトルクを高精度に再現することができるため、実機のエンジンを使用した場合と同等の精度で動力伝達機構５の耐久試験、騒音試験等を行うことができる。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
この発明は、動力伝達機構の試験装置に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来、例えば特開平６−３０７９８６号公報には、被試験機の種類に応じた脈動トルクの振幅及び波形を設定し、これに対応したトルク脈動を発生させることで、電動駆動部（モーター）によりパワートレーンを駆動し、試験、評価を行う方法が開示されている。
【０００３】
【特許文献１】特開平６−３０７９８６号公報
【特許文献２】特開２００４−１２３４０号公報
【特許文献３】特開平１０−２８１９４２号公報
【特許文献４】特開２００２−４８６８３号公報
【特許文献５】特開平１１−３５３００７号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
しかしながら、エンジンが発生するトルクは、空気量、燃焼などが複雑に影響して発生するものであり、エンジンの種類に応じた脈動トルクの振幅や周波数を決めるためには、膨大な計測を行い、非常に複雑なマップ等を用意する必要がある。従って、モーターの駆動により実機のエンジンのトルクを再現することは非常に手間がかかり、困難である。
【０００５】
また、振幅、周波数などを決めて実機のエンジンのトルク変動を再現する方法では、再現したトルクと実際の燃焼圧により定まるトルク変動とが一致しないため、再現したトルクによりパワートレーンの騒音試験、耐久試験などを精度良く行うことは困難である。
【０００６】
この発明は、上述のような問題を解決するためになされたものであり、内燃機関のトルクを高い精度で再現することで、実機の内燃機関を用いることなく、動力伝達機構の試験を高精度に行うことを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
第１の発明は、上記の目的を達成するため、
動力伝達機構の試験装置であって、
前記動力伝達機構に接続されるモーターと、
実機の内燃機関の図示トルクを算出するシミュレーターと、
前記図示トルクに基づいて、前記モーターの出力を制御する制御手段と、
を備えたことを特徴とする。
【０００８】
第２の発明は、第１の発明において、
前記シミュレーターは、
内燃機関のガス流及び燃焼状態を表す特性値と図示トルクとの関係を規定したトルク推定モデルを取得するモデル取得手段と、
クランク角度θに対する筒内の発熱量Ｑの変化率である熱発生率ｄＱ／ｄθに寄与するパラメータを、運転条件に応じて取得するパラメータ取得手段と、
前記パラメータを用いて、所望の運転条件下における熱発生率ｄＱ／ｄθを演算する熱発生率演算手段と、
前記熱発生率ｄＱ／ｄθを用いて、前記トルク推定モデルから前記図示トルクを推定する図示トルク推定手段と、
を有することを特徴とする。
【０００９】
第３の発明は、第２の発明において、
前記パラメータ取得手段は、前記運転条件と前記パラメータとの関係を規定したマップ又は近似式を用いて、前記パラメータを取得することを特徴とする。
【００１０】
第４の発明は、第３の発明において、
前記熱発生率演算手段は、
複数の前記パラメータを含む関数であって、前記パラメータにより実際の熱発生率の特性を近似した関数を用いて前記熱発生率ｄＱ／ｄθを演算することを特徴とする。
【００１１】
第５の発明は、第４の発明において、
前記シミュレーターは、
実機の内燃機関の筒内圧の実測値に基づいて、所定の運転条件毎に前記実際の熱発生率を取得する手段と、
前記所定の運転条件毎に、前記実際の熱発生率と前記関数の値が一致するように前記パラメータの値を決定し、前記運転条件と前記パラメータとの関係を規定した前記マップ又は前記近似式を作成するマップ作成手段と、
を更に有することを特徴とする。
【００１２】
第６の発明は、第４又は第５の発明において、
前記関数はWiebe関数であり、前記複数のパラメータは、形状パラメータｍ、効率パラメータｋ、燃焼期間θｐ及び熱発生開始点ズレ量θｂを含むことを特徴とする。
【００１３】
第７の発明は、第２〜第６の発明のいずれかにおいて、
前記図示トルク推定手段は、
前記トルク推定モデルを用いて筒内圧を推定し、推定した筒内圧に基づいて前記図示トルクを推定することを特徴とする。
【００１４】
第８の発明は、第２〜第７の発明のいずれかにおいて、
前記トルク推定モデルは、吸気流演算モデル、排気流演算モデル、及び熱発生演算モデルを含み、
前記図示トルク推定手段は、前記熱発生率ｄＱ／ｄθを前記熱発生演算モデルへ導入することで、前記図示トルクを推定することを特徴とする。
【００１５】
第９の発明は、第８の発明において、
前記トルク推定モデルは、内燃機関のガス経路における容量要素と流れ要素を交互に結合して構成され、前記容量要素はエネルギー保存則、質量保存則、及び気体の状態方程式によってモデル化され、前記流れ要素は非圧縮性流体のノズルの式によってモデル化されることを特徴とする。
【００１６】
第１０の発明は、第２〜第９の発明のいずれかにおいて、
前記シミュレーターは、
内燃機関のフリクショントルクを推定する手段と、
前記図示トルクと前記フリクショントルクとの差分から駆動軸に出力される実トルクを算出する手段と、
を更に有することを特徴とする。
【発明の効果】
【００１７】
第１の発明によれば、シミュレーターにより実機の内燃機関の図示トルクを算出し、算出した図示トルクに基づいてモーターの出力を制御するため、モーターの駆動により実機の内燃機関のトルクを高精度に再現することができる。従って、モーターにより動力伝達機構を駆動することで、実機のエンジンを使用した場合と同等の精度で動力伝達機構の耐久試験、騒音試験等を行うことができる。
【００１８】
第２の発明によれば、熱発生率ｄＱ／ｄθに寄与するパラメータを運転条件に応じて取得することができ、運転条件に応じた熱発生率ｄＱ／ｄθを演算することができる。従って、熱発生率ｄＱ／ｄθに基づいて内燃機関の図示トルクを精度良く推定することが可能となる。
【００１９】
第３の発明によれば、運転条件とパラメータとの関係を規定したマップ又は近似式を用いてパラメータを取得するため、個々の条件毎にパラメータを算出する必要がなく、計測工数及び演算処理量を低減することが可能となる。
【００２０】
第４の発明によれば、実際の熱発生率の特性を近似した関数を用いて熱発生率ｄＱ／ｄθを演算するため、近似した関数により熱発生率ｄＱ／ｄθを精度良く演算することができる。
【００２１】
第５の発明によれば、筒内圧の実測値に基づいて所定の運転条件毎に実際の熱発生率を取得し、所定の運転条件毎に、実際の熱発生率と前記関数の値が一致するようにパラメータの値を決定するため、マップ又は近似式を作成する際の計測工数を低減することが可能となる。また、定常試験では計測が不可能な条件に対してもマップ又は近似式を作成することが可能となるため、トルクの推定精度を向上することができる。
【００２２】
第６の発明によれば、関数をWiebe関数とし、複数のパラメータとして形状パラメータｍ、効率パラメータｋ、燃焼期間θｐ及び熱発生開始点ズレ量θｂを用いるため、これらのパラメータによりWiebe関数を実際の熱発生率に精度良く近似することが可能となる。
【００２３】
第７の発明によれば、筒内圧と図示トルクは相関があるため、トルク推定モデルを用いて推定した筒内圧に基づいて、図示トルクを推定することができる。
【００２４】
第８の発明によれば、熱発生率ｄＱ／ｄθに基づいて燃焼によるエネルギーが得られるため、熱発生率ｄＱ／ｄθを熱発生演算モデルへ導入することで、図示トルクを算出することができる。
【００２５】
第９の発明によれば、エネルギー保存則、質量保存則、及び気体の状態方程式によってモデル化された容量要素と、非圧縮性流体のノズルの式によってモデル化された流れ要素とを交互に結合することで、トルク推定モデルをモデル化することができる。
【００２６】
第１０の発明によれば、内燃機関のフリクショントルクを推定するため、図示トルクとフリクショントルクとの差分から駆動軸に出力される実トルクを算出することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００２７】
以下、図面に基づいてこの発明の一実施形態について説明する。尚、各図において共通する要素には、同一の符号を付して重複する説明を省略する。なお、以下の実施の形態によりこの発明が限定されるものではない。
【００２８】
［システムの構成］
図１は、本発明の一実施形態に係るパワートレーン試験システム１の構成を示す模式図である。図１に示すように、本実施形態のシステム１は、モーター２、及びシミュレーター３を備えた仮想エンジン（試験装置）４を備えている。仮想エンジン４には、トランスミッション、ディファレンシャルギヤなどの動力伝達機構５が接続されている。
【００２９】
仮想エンジン４は、モーター２から実機のエンジンと同じトルクを発生させるものであり、実際のエンジンのトルク変動を出力可能な性能を有している。このため、パワートレーン試験システム１によれば、仮想エンジン４によって動力伝達機構５を駆動することで、動力伝達機構５の試験（耐久試験、騒音試験等）を行うことができる。従って、試験の際に実機のエンジンを用意する必要がなく、動力伝達機構５の試験を行うことができる。
【００３０】
仮想エンジン４のシミュレーター３は、モーター２に対してのトルク指令値を決定するエンジンモデルである。仮想エンジン４は、決定されたトルク指令値に基づいて、モーター２の駆動電流を決定する電気的な回路部分（モーター制御手段６）を含んでいる。モーター制御手段６は、トルク指令値に基づいてモーター２を駆動する電流を決定することで、実機のエンジンと同様の駆動力が出力されるようにモーター２を制御することができる。
【００３１】
このため、シミュレーター３は、後述するように、実機のエンジンの図示トルクを算出する機能を有している。シミュレーター３にはＥＣＵ（Electronic Control Unit）７が接続されている。ＥＣＵ７は、後述する実機の内燃機関１０のＥＣＵ４０に対応するものであり、スロットル開度などの運転者による操作情報の入力を受けて、機関回転数、負荷率、点火時期、バルブタイミング（ＶＶＴ）、雰囲気条件（温度、大気圧）などの運転条件を出力する。なお、ＥＣＵ７を用いることなく、これらの運転条件を直接シミュレーター３に入力しても良い。シミュレーター３は、ＥＣＵ７から送られた運転条件に基づいて、実機のエンジンの図示トルクを算出する。そして、モーター制御手段６は、シミュレーター３で算出された図示トルクをトルク指令値として、モーター２への入力（電圧値、電流値）を制御する。
【００３２】
このような手法によれば、シミュレーター３によりエンジンのトルク波形を忠実に再現することができるため、実際のエンジンを使用した場合と同等の精度で動力伝達機構５の耐久試験、騒音試験を行うことができる。従って、試験の際に実機のエンジンを用意する必要がなく、簡素な構成で実機を用いた場合と同等の精度で試験を行うことが可能となる。これにより、作業の効率化を図ることができる。
【００３３】
図１に示すように、動力伝達機構５には動力計８が接続されている。動力計８はモーターの駆動力によって駆動され、動力伝達機構５に対して駆動輪からの走行抵抗に相当する負荷を与えるものである。従って、例えば動力伝達機構５の耐久試験を行う際には、動力計８から動力伝達機構５に負荷を与えることにより、走行抵抗を加味した上で試験を行うことができる。
【００３４】
［内燃機関システムの構成］
図２は、シミュレーター４によってトルクが推定される内燃機関システムの構成の一例を示す模式図である。図２のシステムは内燃機関１０を備えている。内燃機関１０には吸気通路１２および排気通路１４が連通している。吸気通路１２は、上流側の端部にエアフィルタ１６を備えている。エアフィルタ１６には、吸気温ＴＨＡ（すなわち外気温）を検出する吸気温センサ１８が組みつけられている。
【００３５】
エアフィルタ１６の下流には、エアフロメータ２０が配置されている。エアフロメータ２０の下流には、スロットルバルブ２２が設けられている。スロットルバルブ２２の近傍には、スロットル開度ＴＡを検出するスロットルセンサ２４と、スロットルバルブ２２が全閉となることでオンとなるアイドルスイッチ２６とが配置されている。
【００３６】
スロットルバルブ２２の下流には、サージタンク２８が設けられている。サージタンク２６は、インテークマニホールド内に設けられている。サージタンク２８の近傍には、吸気通路１２の圧力（吸気管圧力）を検出する吸気管圧センサ２９が設けられている。また、サージタンク２８の更に下流には、内燃機関１０の吸気ポートに燃料を噴射するための燃料噴射弁３０が配置されている。
【００３７】
内燃機関１０は、吸気弁４６および排気弁４８を備えている。吸気弁４６には、吸気弁４６のリフト量、及び／又は作用角を可変するための可変動弁機構（VVT; Variable Valve Timing）５０が接続されている。また、燃焼室内に噴霧された燃料に点火するため、内燃機関１０の筒内には点火プラグが設けられている。更に、筒内には、その内部を往復運動するピストン３４が設けられている。また、内燃機関１０には、冷却水温を検出する水温センサ４２が取り付けられている。
【００３８】
ピストン３４には、その往復運動によって回転駆動されるクランクシャフト３６が連結されている。車両駆動系と補機類（エアコンのコンプレッサ、オルタネータ、トルクコンバータ、パワーステアリングのポンプ等）は、このクランクシャフト３６の回転トルクによって駆動される。クランクシャフト３６の近傍には、クランクシャフト３６の回転角を検出するためのクランク角センサ３８が取り付けられている。また、内燃機関１０には、筒内の圧力（筒内圧）を検出するための筒内圧センサ４４が設けられている。
【００３９】
排気通路１４には排気浄化触媒３２が配置されている。排気浄化触媒３２と内燃機関１０の間において、排気通路１４はエキゾーストマニホールド内に設けられている。
【００４０】
図２に示すように、本実施形態の制御装置はＥＣＵ（Electronic Control Unit）４０を備えている。ＥＣＵ４０には、上述した各種センサに加え、ノッキングの発生を検知するKCSセンサや、車速、機関回転数、排気温度、潤滑油温度、触媒床温度などを検出するための各種センサ（不図示）が接続されている。また、ＥＣＵ４０には、上述した燃料噴射弁３０、可変動弁機構５０などの各アクチュエータが接続されている。
【００４１】
［トルク推定モデルの構成］
本実施形態では、クランクシャフト３６の出力（トルク）をトルク推定モデルから算出する。図３は、本実施形態に係るトルク推定モデルの構成の主要部を示す模式図である。図３に示すように、トルク推定モデルは、スロットルモデル６２、インテークマニホールドモデル６４、吸気弁モデル６６、シリンダーモデル（熱発生モデル）６８、排気弁モデル７０、エキゾーストマニホールドモデル７２、を有して構成されている。
【００４２】
各モデルは、容量要素と流れ要素に分類することができる。図３において、インテークマニホールドモデル６４、シリンダーモデル６８、エキゾーストマニホールド７２は容量要素である。一方、スロットルモデル６２、吸気弁モデル６６、排気弁モデル７０は流れ要素である。
【００４３】
容量要素では、容量に出入りするガスの質量流量が保存され、また、エネルギーの収支が保存される。また、容量要素では、気体の状態方程式が成立する。一方、流れ要素では流量長が短いため容量は考慮しておらず、流れ要素では、圧縮性流体の式より流量が計算される。図３に示すモデルは、容量要素と流れ要素を交互に接続して構成したものである。以下、各モデルを表す物理式について各モデル毎に説明する。
【００４４】
（スロットルモデル）
スロットバルブ２２を流れる吸入空気の質量流量ｍ１の時間微分値ｄｍ１／ｄｔは、一般的な圧縮性流体の式より、以下の（１）式、（１）’式から算出できる。（１）式、（１）’式において、Ａｔｈはスロットルバルブ２２の有効開度、Ｐ０はスロットルバルブ２２の上流のガス圧力（大気圧）、Ｐ１はスロットルバルブ２２の下流のインテークマニホールド内のガス圧力、ρ０はスロットルバルブ２２の上流の空気の密度である。また、κは比熱比である。
【００４５】
また、スロットルバルブ２２を流れるガスが持つエンタルピーｅ１の時間微分値ｄｅ１／ｄｔは、以下の（２）式から算出することができる。（２）式において、ν１はスロットルバルブ２２の上流のガスの自由度（比熱比と相関あり）であり、ここでは一定値とする。なお、ν１はガスの組成や温度などにより計算しても良い。
【００４６】
【数１】
【００４７】
以上のように、スロットルモデル６２によれば、スロットルバルブ２２の前後のガス圧力Ｐ０，Ｐ１、質量流量ｍ１の時間微分値ｄｍ１／ｄｔ、エンタルピーｅ１の時間微分値ｄｅ１／ｄｔの関係を数式により規定することができる。
【００４８】
なお、上述した（１）式、（２）式は、１サイクルの期間で特性値を時間微分して得られた式である。以下に説明する各式も同様であり、１サイクルの期間で特性値を時間微分して得られたものである。
【００４９】
（インテークマニホールドモデル（サージタンクモデル））
インテークマニホールドモデル６４では、上流を流れるガスの質量流量ｍ１の時間微分値ｄｍ１／ｄｔ、エンタルピーｅ１の時間微分値ｄｅ１／ｄｔと、下流を流れるガスの質量流量ｍ２の時間微分値ｄｍ２／ｄｔ、エンタルピーｅ２の時間微分値ｄｅ２／ｄｔに基づいて、インテークマニホールド内部のガスの質量Ｍ１、圧力Ｐ１、温度Ｔ１、体積Ｖ１を計算する数式を構築する。すなわち、インテークマニホールドモデル６４では、以下の（３）式、（４）式、（５）式の関係が成立する。ここで、（３）式は質量保存則、（４）式はエネルギー保存則、（５）式は気体の状態方程式である。（４）式において、Ｒ１は、インテークマニホールド内部のガスのガス定数（ここでは一定値とする）である。
【００５０】
【数２】
【００５１】
以上のように、インテークマニホールドモデル６４によれば、インテークマニホールド内部のガスの質量Ｍ１、圧力Ｐ１、温度Ｔ１、体積Ｖ１、インテークマニホールドの前後の質量流量の時間微分値ｄｍ１／ｄｔ，ｄｍ２／ｄｔ、エンタルピーの時間微分値ｄｅ１／ｄｔ，ｄｅ２／ｄｔの関係を数式により規定することができる。
【００５２】
（吸気弁モデル）
吸気弁モデル６６は、スロットルモデル６２と同様に一般的な圧縮性流体の式で表すことができ、吸気弁４６を流れる吸入空気の質量流量ｍ２の時間微分値ｄｍ２／ｄｔは、以下の（６）式、（６）’式から算出できる。（６）式、（６）’式において、Ａｉｎｖは吸気弁４６の有効開度、Ｐ１は吸気弁４６の上流のインテークマニホールド内のガス圧力、Ｐｃｙｌは吸気弁４６の下流のガス圧力（筒内圧力）、ρ１は吸気弁４６の上流の空気の密度である。また、κは比熱比である。
【００５３】
また、吸気弁４６を流れるガスが持つエンタルピーｅ２の時間微分値ｄｅ２／ｄｔは、以下の（７）式から算出することができる。（７）式において、ν２は吸気弁上流のガスの自由度（比熱比と相関あり）であり、ここでは一定値とする。なお、ν２はガスの組成や温度などにより計算しても良い。
【００５４】
【数３】
【００５５】
以上のように、吸気弁モデル６６によれば、吸気弁４６の前後の圧力Ｐ１，Ｐｃｙｌ、吸気弁４６を流れるガスの質量流量ｍ２の時間微分値ｄｍ２／ｄｔ、エンタルピーｅ２の時間微分値ｄｅ２／ｄｔの関係を数式により規定することができる。
【００５６】
（排気弁モデル）
排気弁モデル７０も一般的な圧縮性流体の式で表すことができ、排気弁４８を流れる排出ガスの質量流量ｍ３の時間微分値ｄｍ３／ｄｔは、以下の（８）式、（８）’式から算出できる。（８）式、（８）’において、Ａｅｘｖは排気弁４８の有効開度、Ｐｃｙｌは排気弁４８の上流のガス圧力（筒内圧力）、Ｐ３は排気弁下流のエキゾーストマニホールド内の圧力、ρ３は排気弁４８の上流の筒内ガスの密度である。また、κは比熱比である。
【００５７】
また、排気弁４８を流れるガスが持つエンタルピーｅ３の時間微分値ｄｅ３／ｄｔは、以下の（９）式から算出することができる。（９）式において、ν３は排気弁上流の筒内ガスの自由度（比熱比と相関あり）であり、ここでは一定値とする。なお、ν３はガスの組成や温度などにより計算しても良い。
【００５８】
【数４】
【００５９】
以上のように、排気弁モデル７０によれば、排気弁４８の前後の圧力Ｐｃｙｌ，Ｐ３、排気弁４８を流れるガスの質量流量ｍ３の時間微分値ｄｍ３／ｄｔ、および排気弁４８を流れるガスのエンタルピーｅ３の時間微分値ｄｅ３／ｄｔの関係を数式により規定することができる。
【００６０】
（エキゾーストマニホールドモデル）
エキゾーストマニホールド７２は、インテークマニホールドモデル６４と同様に表すことができる。エキゾーストマニホールドでは、上流を流れるガスの質量流量ｍ３の時間微分値ｄｍ３／ｄｔ、エンタルピーｅ３の時間微分値ｄｅ３／ｄｔと、下流を流れるガスの質量流量ｍ４の時間微分値ｄｍ４／ｄｔ、エンタルピーｅ４の時間微分値ｄｅ４／ｄｔに基づいて、エキゾーストマニホールド内部のガスの質量Ｍ３、圧力Ｐ３、温度Ｔ３、体積Ｖ３を計算する数式を構築する。すなわち、エキゾーストマニホールド７２では、以下の（１０）式、（１１）式、（１２）式の関係が成立する。ここで、（１０）式は質量保存則、（１１）式はエネルギー保存則、（１２）式は気体の状態方程式を示している。（１２）式において、Ｒ３は、エキゾーストマニホールド内部のガスのガス定数（ここでは一定値とする）である。
【００６１】
【数５】
【００６２】
以上のように、エキゾーストマニホールド７２によれば、エキゾーストマニホールド内部のガスの質量Ｍ３、圧力Ｐ３、温度Ｔ３、体積Ｖ３と、エキゾーストマニホールドの前後の質量流量の時間微分値ｄｍ３／ｄｔ，ｄｍ４／ｄｔ、エンタルピーｄｅ３／ｄｔ，ｄｅ４／ｄｔの関係を数式により規定することができる。
【００６３】
（シリンダーモデル（熱発生モデル））
シリンダーモデル６８はインテークマニホールドモデル６４等と同様の容量要素であるが、シリンダー内では混合気の燃焼が行われるため、燃焼による熱量ｅｑｆと、外部への仕事Ｗｃｒａｎｋをエネルギー収支に考慮している点で他の容量要素と相違する。
【００６４】
シリンダーモデル６８では、シリンダーへ流入するガス（吸気弁４６を流れるガス）の質量流量ｍ２の時間微分値ｄｍ２／ｄｔ、エンタルピーｅ２の時間微分値ｄｅ２／ｄｔと、シリンダーから排出されるガス（下流の排気弁４８を流れるガス）の質量流量ｍ３の時間微分値ｄｍ３／ｄｔ、エンタルピーｅ３の時間微分値ｄｅ３／ｄｔに基づいて、シリンダー内（筒内）のガスの質量Ｍｃｙｌ、圧力Ｐｃｙｌ、温度Ｔｃｙｌ、体積Ｖｃｙｌを計算する数式を構築する。すなわち、シリンダーモデル６８では、以下の（１３）式、（１４）式、（１５）式の関係が成立する。ここで、（１３）式はエネルギー保存則、（１４）式は気体の状態方程式、（１５）式は質量保存則を示している。（１４）式において、Ｒｃｙｌはインテークマニホールド内部のガスのガス定数（ここでは一定値とする）である。
【００６５】
【数６】
【００６６】
（１３）式において、ｅｑｆは燃焼により発生する熱量であり、ｄｅｑｆ／ｄｔは燃焼により発生する熱量を１サイクルの期間で時間微分した値を示している。また、Ｗｃｒａｎｋはクランクシャフト３６が外部にする仕事であり、ｄＷｃｒａｎｋ／ｄｔはクランクシャフト３６が外部にする仕事を１サイクルの期間で時間微分した値を示している。（１３）式で表されるように、１サイクルの期間では、流入ガスのエンタルピーｅ２、排出ガスのエンタルピーｅ３、燃焼により発生する熱量ｅｑｆ、およびクランクシャフトが外部にする仕事Ｗｃｒａｎｋのエネルギー収支が０となる。
【００６７】
以上のように、シリンダーモデル６８によれば、シリンダー内（筒内）のガスの質量Ｍｃｙｌ、圧力Ｐｃｙｌ、温度Ｔｃｙｌ、体積Ｖｃｙｌ、シリンダーの前後の質量流量の時間微分値ｄｍ２／ｄｔ，ｄｍ３／ｄｔ、エンタルピーの時間微分値ｄｅ２／ｄｔ，ｄｅ３／ｄｔの関係を数式により規定することができる。
【００６８】
以上のように構築された本実施形態のトルク推定モデルによれば、各モデルの物理式を並列的に演算処理することで、各モデルにおいて、ガスの質量Ｍ、圧力Ｐ、温度Ｔ、体積Ｖ、質量流量ｍ、エンタルピーｅ等の特性値を逐次求めることが可能となり、筒内圧Ｐｃｙｌを算出することができる。なお、各モデルにおいて、ガスの質量Ｍ、圧力Ｐ、温度Ｔ、体積Ｖの初期値については、必要に応じて、センサによる検出、又は容量要素の設計値等から予め取得することが好適である。
【００６９】
この際、（１３）式は燃焼によるエネルギーを含むため、燃焼による熱量ｅｑｆを別途算出する必要がある。このため、本実施形態では、熱発生に関するWiebe関数（以下の（１６）式）を用いて、（１３）式におけるｄｅｑｆ／ｄｔを算出するようにしている。（１６）式によれば、微小クランク角毎の熱発生率ｄＱ／ｄθを算出することができる。ここで、（１６）式のＱは燃焼により発生する熱量であり、（１３）式のｅｑｆと同じ特性値を表している。すなわち、ｅｑｆ＝Ｑの関係が成立する。
【００７０】
また、（１７）式は、熱発生率ｄＱ／ｄθと熱発生量ｅｑｆの時間微分値ｅｑｆ／ｄｔとの関係を表している。ここで、ｄθ／ｄｔは微小時間毎のクランク角の変化量であるため、クランク角センサ３８の検出値（機関回転数）から求めることができる。従って、（１３）式のｄｅｑｆ／ｄｔは、（１６）式、（１７）式から算出することができる。
【００７１】
【数７】
【００７２】
また、クランクシャフト３６の仕事量Ｗｃｒａｎｋ、筒内圧Ｐｃｙｌ、クランクシャフト３６の図示トルクＴｃｒａｎｋの間には、以下の（１８）式〜（２０）式の関係が成立する。（１８）式〜（２０）式において、筒内容積Ｖおよびその変化率dＶ／dθは、クランク角θに応じて幾何学的に決定される値である。従って、（１８）式〜（２０）式についても上記各式と並列的に演算処理を行うことで、（１３）式から得られる仕事量Ｗｃｒａｎｋに基づいて、（１８）式から筒内圧Ｐｃｙｌを算出することができる。そして、筒内圧Ｐｃｙｌに基づいて、（２０）式からクランクシャフト３６の図示トルクＴｃｒａｎｋを算出することができる。
【００７３】
【数８】
【００７４】
以上のように、本実施形態のトルク推定モデルによれば、サイクル毎に上記各モデルを構成する数式を並列的に演算処理することで、クランクシャフト３６の図示トルクＴｃｒａｎｋを逐次算出することができる。
【００７５】
なお、エキゾーストマニホールドモデル７２の下流に触媒モデルなどのモデルを更に構築しても良い。また、ターボチャージャーなどの過給機を備えたシステムにおいては、過給機モデルを構築することが好適である。
【００７６】
図示トルクＴｃｒａｎｋは、筒内圧Ｐｃｙｌに基づいて算出された値であり、内燃機関１０のフリクショントルクの影響は考慮されていないため、クランクシャフト３６から実際に出力されるトルク（実トルク）を求めるためには、フリクショントルクを推定して、図示トルクからフリクショントルクを減算することが好適である。すなわち、実トルクと図示トルクの間には以下の関係式が成立する。
実トルク＝（図示トルクＴｃｒａｎｋ）−（フリクショントルク）
【００７７】
フリクショントルクは機関回転数、冷却水温などのパラメータと相関があるため、フリクショントルクとこれらのパラメ−タの関係を予め取得してマップを作成しておくことで、このマップに基づいてフリクショントルクを算出することができる。
【００７８】
［Wiebe関数による熱発生率の算出方法］
次に、Wiebe関数（（１６）式）を用いて熱発生率ｄＱ／ｄθを算出する方法について説明する。図４は、クランク角[CA]と熱発生率ｄＱ／ｄθとの関係を示す特性図である。上述のように、熱発生率ｄＱ／ｄθは微小クランク角毎の熱発生量を表しており、図４では、実機データに基づいて得られた熱発生率（図４中に実線で示す）と、Wiebe関数から得られた熱発生率（図４中に破線で示す）を共に示している。Wiebe関数によれば、実機データの熱発生率を精度良く近似することができる。
【００７９】
図４において、θ０は点火が行われるクランク角を示している。熱発生率ｄＱ／ｄθは、θ０のクランク角位置で点火が行われた後、筒内での燃焼の進行に伴って増加し、ピークに達した後、減少する。
【００８０】
（１６）式で示されるWiebe関数には、熱入力Ｑｆｕｅｌが与えられる。ここで、熱入力Ｑｆｕｅｌは、筒内に供給された燃料の持つ熱量に相当する。よって、熱入力Ｑｆｕｅｌの値は、筒内に供給された燃料量に、その燃料の低位発熱量を乗じた値に相当する。なお、低位発熱量は、真発熱量とも呼ばれる物性値である。低位発熱量とは、単位量の燃料が完全燃焼したときに発生する熱量から、燃料中に含まれる水分および燃焼によって生じる水分を蒸発させるのに必要な熱量（潜熱）を差し引いた残りの熱量を意味する。熱入力Ｑｆｕｅｌの値は、具体的には、燃料噴射弁３０からの燃料噴射量に基づいて算出することができる。あるいは、空燃比A/Fおよび筒内空気量（負荷率KL）から熱入力Ｑｆｕｅｌを算出することもできる。
【００８１】
（１６）式に示されるように、Wiebe関数は、複数のパラメータｍ，ｋ，θｐ，θｂを含んでいる。図４に示すように、これらのパラメータは、Wiebe関数の形状を調整する機能を有している。従って、Wiebe関数に実機データと同様の熱入力Ｑｆｕｅｌが与えられ、これらのパラメータが適切な値に設定されると、Wiebe関数により図４中に実線で示す実機データの特性を近似することができる。これにより、実機データをその都度取得することなく、任意のクランク角における熱発生率ｄＱ／ｄθをWiebe関数から逐次算出することが可能となる。
【００８２】
各パラメータｍ，ｋ，θｐ，θｂの値は運転条件に応じて決定され、これによりWiebe関数の特性が実機データに近似される。以下、各パラメータｍ，ｋ，θｐ，θｂを適合する方法について説明する。
【００８３】
（形状パラメータｍ）
ｍは形状パラメータであって、熱発生率ｄＱ／ｄθのピークの位置を調整する機能を有している。（１６）式において、ｍの値が大きくなるほどピークの位置はクランク角の遅角側（図４の右側）へ変化する。従って、パラメータｍの値を適合することで、熱発生率のピークの位置を実機データに適合することができる。
【００８４】
図５は、パラメータｍを求める際に用いるマップを示している。図５に示すように、パラメータｍは点火時期ＳＡ[BTDC]に基づいて決定され、点火時期ＳＡ[BTDC]が大きくなるほど形状パラメータｍの値は小さくなる。図５のマップによれば、点火時期ＳＡ[BTDC]に基づいて最適な形状パラメータｍの値を求めることができる。なお、点火時期以外のパラメータ、例えば空燃比Ａ／Ｆ、機関回転数ＮＥ、負荷率ＫＬ、バルブタイミングＶＴなどを更に加えて、多次元マップからパラメータｍを算出するようにしても良い。
【００８５】
（効率ｋ）
パラメータｋは、効率を表している。（１６）式から判るように、本実施形態では、効率ｋなるパラメータを乗じて、熱発生率dＱ／dθを算出することとしている。Wiebe関数を内燃機関１０での燃焼に適用する場合には、一般に、筒内に供給された燃料が持つ熱量が熱入力Ｑfuelに相当すると考えられている。しかしながら、内燃機関１０における実際の燃焼では、冷却損失や燃料の燃え残り等に起因して、何らかの熱損失を伴うのが普通である。すなわち、実際には、燃料が持つ熱入力Ｑｆｕｅｌの全部が発熱量Ｑに変換されることはなく、その変換効率は１００％ではない。本実施形態では、このことをWiebe関数モデルに反映させるため、効率ｋを導入することとした。すなわち、効率ｋは、燃料が持つ熱量である熱入力Ｑｆｕｅｌが発熱量Ｑに変換される効率としての物理的意味を有している。よって、効率ｋは、０＜ｋ＜１の範囲の値を示す数である。
【００８６】
効率ｋを導入しない場合には、Wiebe関数モデルにより算出される熱発生率dＱ／dθのピーク値は、実機データのピーク値より大きくなり易い。これは、実機における熱損失が反映されないことが原因であると考えられる。本実施形態では、効率ｋを導入することにより、Wiebe関数モデルにより算出される熱発生率dＱ／dθのピーク値を、実機データのピーク値にほぼ等しく揃えることができる。従って、効率ｋを導入することで、筒内の熱発生を更に良い精度でシミュレートすることが可能となる。
【００８７】
図６は、効率ｋを求める際に用いるマップを示している。図６に示すように、効率ｋも主として点火時期ＳＡ[BTDC]に応じて変化し、点火時期ＳＡ[SA]が大きくなるほど効率ｋの値は小さくなる。図６のマップによれば、点火時期ＳＡ[BTDC]に基づいて最適な効率パラメータｋの値を求めることができる。なお、点火時期以外のパラメータ、例えば空燃比Ａ／Ｆ、機関回転数ＮＥ、負荷率ＫＬ、バルブタイミングＶＴなどを更に加えて、多次元マップから効率パラメータｋを算出するようにしても良い。
【００８８】
なお、（１３）式のエネルギー保存則に熱損失を見積もる項を入れることもできるが、（１６）式で効率ｋを考慮しているため、熱損失の項を不要とすることができる。
【００８９】
（燃焼期間θｐ）
パラメータθｐは、燃焼による熱の発生が継続する期間をクランク角度で表したものとしての物理的意味を有する。従って、燃焼期間θｐが大きくなると、熱発生率ｄＱ／ｄθが０から立ち上がった後、再び０に戻るまでのクランク角幅が大きくなる。
【００９０】
図７は、燃焼期間θｐを求める際に用いるマップを示している。図７に示すように、燃焼期間θｐは、点火時期ＳＡ[BTDC]と、機関回転数ＮＥとに基づいて決定される。そして、点火時期ＳＡ[BTDC]が大きくなるほど燃焼期間θｐの値は小さくなり、また、機関回転数ＮＥが大きくなるほど、燃焼期間θｐの値は大きくなる。図７のマップによれば、点火時期ＳＡ[BTDC]及び機関回転数ＮＥに基づいて最適な燃焼期間θｐの値を求めることができる。なお、点火時期、機関回転数以外のパラメータ、例えば空燃比Ａ／Ｆ、負荷率ＫＬ、バルブタイミングＶＴなどを更に加えた多次元マップから燃焼期間θｐを算出するようにしても良い。
【００９１】
（熱発生開始点ズレ量θｂ）
上記（１６）式においては、θ＝０のときdＱ／dθ＝０であり、θが０より大きくなると、dＱ／dθ＞０となって熱が発生し始めることを表す。つまり、本実施形態のWiebe関数モデルにおいては、θは熱発生開始後の経過クランク角度を表す。よって、θ＝０の点は、熱発生開始点となる。従来、Wiebe関数を利用したシミュレーションにおいては、熱発生開始点（θ＝０）は、点火時期に等しいとされていた。
【００９２】
しかしながら、Wiebe関数モデルの熱発生開始点を実際の点火時期に等しいとした場合には、精度の良いシミュレーションを行うことが困難となる。図８は、このことを説明するための模式的な図である。図８中、太い実線は熱発生率ｄＱ／ｄθの実機データを表し、細い実線はWiebe関数モデルによる算出結果を表す。
【００９３】
図８（Ａ）に示すように、熱発生開始点を点火時期に等しくした場合には、Wiebe関数のどのパラメータをどのように変えても、Wiebe関数モデルの算出結果を実機データに一致させることができない場合がある。このような場合、図８（Ｂ）に示すように、熱発生開始点（θ＝０）を点火時期からずらした位置とすることにより、Wiebe関数モデルの算出結果におけるｄＱ／ｄθの立ち上がり位置を移動させて、実機データの立ち上がり位置に一致させることができる。以下、Wiebe関数モデルの熱発生開始点と、点火時期とのズレ量を「熱発生開始点ズレ量」と称し、符号θｂで表すこととする。このように、Wiebe関数モデルに熱発生開始点ズレ量θｂを導入することにより、筒内の熱発生を精度良くシミュレートすることが可能となる。
【００９４】
熱発生開始点ズレ量θｂの値は、内燃機関１０の運転条件によって異なると考えられる。よって、Wiebe関数モデルを内燃機関１０に適合するためには、運転条件と熱発生開始点ズレ量θｂの値との関係を把握する必要がある。
【００９５】
図９は、熱発生開始点ズレ量θｂを求める際に用いるマップを示している。図９に示すように、熱発生開始点ズレ量θｂは、点火時期ＳＡ[BTDC]と、機関回転数ＮＥに基づいて決定される。そして、点火時期ＳＡ[BTDC]が大きくなるほど熱発生開始点ズレ量θｂの値は大きくなり、また、機関回転数ＮＥが大きくなるほど熱発生開始点ズレ量θｂの値は大きくなる。図９のマップによれば、点火時期ＳＡ[BTDC]及び機関回転数ＮＥに基づいて最適な熱発生開始点ズレ量θｂの値を求めることができる。なお、点火時期、機関回転数以外のパラメータ、例えば空燃比Ａ／Ｆ、負荷率ＫＬ、バルブタイミングＶＴなどを更に加えた多次元マップから熱発生開始点ズレ量θｂを算出するようにしても良い。
【００９６】
なお、（１６）式において係数ａは所定の係数であって、θ＝θｐとなり、燃焼が終了した時点での熱発生率を与える係数である。
【００９７】
以上のように、本実施形態の手法によれば、Wiebe関数のパラメータｍ，ｋ，θｐ，θｂを、図５、図６、図７、図９のマップから算出することができ、熱発生率の特性を実測値の特性に精度良く適合することができる。これにより、（１６）式に基づいて熱発生率を高い精度で推定することが可能となる。なお、Wiebe関数のパラメータｍ，ｋ，θｐ，θｂと運転条件との関係は、近似式を用いて規定しても良い。
【００９８】
［各マップの取得方法］
次に、Wiebe関数のパラメータｍ，ｋ，θｐ，θｂを算出するためのマップを取得する方法について説明する。Wiebe関数のパラメータｍ，ｋ，θｐ，θｂは、Wiebe関数を実機データにフィッティングすることで求めることができる。
【００９９】
最初に、熱発生率dＱ／dθの実機データの取得方法を説明する。まず、所定クランク角幅ごと（例えば１degCAごと）に、筒内圧センサ４４により筒内圧Ｐを計測する。筒内圧Ｐと、筒内容積Ｖと、発熱量Ｑとの間には、以下の（２１）式のエネルギー保存則が成り立つ。
【０１００】
【数９】
【０１０１】
上記（２）式中、κは比熱比である。また、筒内容積Ｖおよびその変化率dＶ／dθは、クランク角θに応じて幾何学的に決定される値である。よって、所定クランク角幅ごとに計測した筒内圧Ｐの値を上記（２２）式に代入することにより、熱発生率dＱ／dθの実機データを得ることができる。
【０１０２】
図１０は、フィッティングの方法を説明するための模式図である。図１０中で、実線は、熱発生率dＱ／dθの実機データを示しており、破線は、Wiebe関数モデルによる算出結果を示している。この場合、Wiebe関数モデルによって熱発生率dＱ／dθを算出するに際し、熱入力Ｑfuel、熱発生開始点ズレ量θｂ、効率ｋ、燃焼期間θｐおよび形状パラメータｍに対して、実機データとWiebe関数モデルの算出結果との誤差が最小となるように、最小二乗法によりフィッティング（最適化）を行う。
【０１０３】
具体的には、図１０に示す誤差比較範囲内で、複数の計測ポイント（ここでは、２つの計測ポイントＰ１，Ｐ２とする）を設定し、各ポイントＰ１，Ｐ２での実機データとWiebe関数モデルによる算出結果との誤差（偏差）の二乗和が最小となるような熱発生開始点ズレ量θｂ、効率ｋ、燃焼期間θｐおよび形状パラメータｍの値をそれぞれ探索する。そして、その探し出された値が熱発生開始点ズレ量θｂ、効率ｋ、燃焼期間θｐおよび形状パラメータｍの最適化された値であると定められる。そして、このようなフィッティングを異なる運転条件毎に行うことで、図５、図６、図７、図９のマップを取得することができる。
【０１０４】
この際、Wiebe関数は元々実機の熱発生率dＱ／dθに近い特性を有しているため、実機データとの上記偏差を求める計測ポイントの数は最小限に抑えることができる。従って、実機データの熱発生率dＱ／dθは設定した計測ポイントのみで取得すれば足り、筒内圧の計測ポイントを最小限に抑えることができる。これにより、非常に少ない適合工数でWiebe関数モデルを実機データにフィッティングすることが可能となる。
【０１０５】
従って、例えば本実施形態のトルク推定モデルによれば、計測ポイントを大幅に抑えることができるため、マップ作成に要する時間を大幅に短縮することが可能となる。これにより、作業の効率化を図ることができる。また、計測ポイント間の運転状態はWiebe関数モデルによって実機データに対して非常に高い精度で近似することができるため、トルク推定の精度を大幅に高めることができる。更に、例えば排気温が高いなどの理由で定常試験での計測が困難な条件（大遅角領域など）に関しても、トルク推定を行うことが可能となる。従って、クランク角毎に図示トルクＴｃｒａｎｋを精度良く算出することができ、これに基づいてモーター２を実機の内燃機関１０と同等の精度で運転することが可能となる。
【０１０６】
なお、効率ｋ、および熱発生開始点ズレ量θｂは、マップまたは近似式によらずに、実機のデータから直接算出しても良い。図１１は、効率ｋの定義を説明するための図である。熱発生率dＱ／dθの実機データにおいて、効率ｋは以下のように定義される。図１１中、Ｑｆｕｅｌは、筒内に供給された燃料が持つ熱量を意味し、その値は、燃料噴射弁３０からの燃料噴射量に基づいて、あるいは空燃比A/Fおよび筒内空気量に基づいて、算出することができる。一方、図１１中、Ｑｍａｘは、実機データにおけるdＱ／dθをθで積分した値である。すなわち、Ｑｍａｘは、実機データの熱発生率dＱ／dθの曲線と、dＱ／dθ＝０の直線とがグラフ上で囲む面積に相当し、実際の総発熱量としての物理的意味を有する。従って、効率ｋは、ｋ＝Ｑｍａｘ／Ｑｆｕｅｌとして算出することができる。
【０１０７】
また、図１２は、熱発生率dＱ／dθの実機データから熱発生開始点ズレ量θｂを求める方法を説明するための図である。図１２中の実線は、図４における実機データの前半部分を拡大したものである。図１２から判るように、一般に、実機データの熱発生率dＱ／dθの値は、点火時期の直後は０を挟んで振動し、その後立ち上がる。従って、dＱ／dθのピーク位置から点火時期方向へ戻っていったときに最初にdＱ／dθ＝０となる点は、熱発生率dＱ／dθの立ち上がり位置を示すことになる。よって、実機データから熱発生開始点ズレ量θｂを求める場合は、点火時期、機関回転数等を可変させた運転条件毎にdＱ／dθ＝０となる点を熱発生開始点と定め、その熱発生開始点と点火時期との間のクランク角度幅を、熱発生開始点ズレ量θｂとして求めることができる。
【０１０８】
以上説明したように、パワートレーン試験システム１によれば、シミュレーター３により実機の内燃機関１０の図示トルクを推定し、これに基づいてモーター２を制御するため、推定した図示トルクと同一のトルクをモーター２から出力することができる。従って、仮想エンジン４により実機のエンジンのトルク波形を精度良く再現することが可能となり、動力伝達機構５の耐久試験、騒音試験などを行った場合に、実機のエンジンを使用した場合と同等の精度で試験を行うことができる。
【０１０９】
また、エンジンの部品の変更、制御の適合の変更など、仮想エンジン４の仕様が変更された場合であっても、モデルを変更するのみで動力伝達機構５の評価が可能となる。従って、例えば排気量が２０％アップした場合に動力伝達機構５に生じる影響等についても、仮想エンジン４内のモデルを変更するのみで評価を行うことが可能となる。従って、異なる仕様のエンジン毎に試験を行う場合においても、シミュレーター３のモデルを変更した各エンジンの図示トルクを算出することで、モーター２から各エンジンの駆動力を出力することが可能となる。従って、各仕様のエンジンを用意する必要がなく、試験の効率を大幅に向上することができる。
【０１１０】
更に、シミュレーター３に入力される運転条件（点火時期、吸入空気量など）をモデルで変えた際に、そのときのトルクをモーター２の出力で再現できるため、例えば、シフトチェンジ時のトルクショック（動力伝達機構５に生じる振動）を無くすためにどれだけの遅角量がエンジンに必要なのか算出することができ、シフトチェンジ時のエンジン制御の適合を行なうことも可能となる。
【０１１１】
以上説明したように本実施形態によれば、Wiebe関数のパラメータｍ，ｋ，θｐ，θｂを運転状態に基づいてマップから算出し、Wiebe関数から算出した熱発生率を用いて図示トルクを算出するため、内燃機関１０の図示トルクを高精度に算出することが可能となる。これにより、運転条件から直接的にトルクを算出する場合に比べて適合工数を大幅に削減することが可能となる。
【０１１２】
そして、算出した図示トルクに基づいて、モーター２を制御するため、実機の内燃機関１０のトルクを忠実に再現した状態で駆動伝達機構５を駆動することができる。これにより、動力伝達機構５の耐久試験、騒音試験などを行った場合に、実機のエンジンを使用した場合と同等の精度で試験を行うことができる。
【図面の簡単な説明】
【０１１３】
【図１】本発明の一実施形態に係るパワートレーン試験システム１の構成を示す模式図である。
【図２】本発明の一実施形態に係る手法によって運転状態が取得され、制御される内燃機関システムの構成を示す模式図である。
【図３】本実施形態に係るトルク推定モデルの構成を示す模式図である。
【図４】クランク角[CA]と熱発生率ｄＱ／ｄθとの関係を示す特性図である。
【図５】パラメータｍを求める際に用いるマップを示す模式図である。
【図６】効率ｋを求める際に用いるマップを示す模式図である。
【図７】燃焼期間θｐを求める際に用いるマップを示す模式図である。
【図８】Wiebe関数モデルの熱発生開始点を実際の点火時期に等しいとした場合の問題を説明するための模式図である。
【図９】熱発生開始点ズレ量θｂを求める際に用いるマップを示す模式図である。
【図１０】Wiebe関数を実機データにフィッティングする方法を説明するための模式図である。
【図１１】効率ｋの定義を説明するための図である。
【図１２】熱発生率dＱ／dθの実機データから熱発生開始点ズレ量θｂを求める方法を説明するための図である。
【符号の説明】
【０１１４】
２ モーター
３ シミュレーター
４ 仮想エンジン（試験装置）
５ 動力伝達機構
６ モーター制御手段
１０ 内燃機関
４０ ＥＣＵ
６２ スロットルモデル
６４ インテークマニホールドモデル
６６ 吸気弁モデル
６８ シリンダーモデル（熱発生モデル）
７０ 排気弁モデル
７２ エキゾーストマニホールドモデル７２
【技術分野】
【０００１】
この発明は、動力伝達機構の試験装置に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来、例えば特開平６−３０７９８６号公報には、被試験機の種類に応じた脈動トルクの振幅及び波形を設定し、これに対応したトルク脈動を発生させることで、電動駆動部（モーター）によりパワートレーンを駆動し、試験、評価を行う方法が開示されている。
【０００３】
【特許文献１】特開平６−３０７９８６号公報
【特許文献２】特開２００４−１２３４０号公報
【特許文献３】特開平１０−２８１９４２号公報
【特許文献４】特開２００２−４８６８３号公報
【特許文献５】特開平１１−３５３００７号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
しかしながら、エンジンが発生するトルクは、空気量、燃焼などが複雑に影響して発生するものであり、エンジンの種類に応じた脈動トルクの振幅や周波数を決めるためには、膨大な計測を行い、非常に複雑なマップ等を用意する必要がある。従って、モーターの駆動により実機のエンジンのトルクを再現することは非常に手間がかかり、困難である。
【０００５】
また、振幅、周波数などを決めて実機のエンジンのトルク変動を再現する方法では、再現したトルクと実際の燃焼圧により定まるトルク変動とが一致しないため、再現したトルクによりパワートレーンの騒音試験、耐久試験などを精度良く行うことは困難である。
【０００６】
この発明は、上述のような問題を解決するためになされたものであり、内燃機関のトルクを高い精度で再現することで、実機の内燃機関を用いることなく、動力伝達機構の試験を高精度に行うことを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
第１の発明は、上記の目的を達成するため、
動力伝達機構の試験装置であって、
前記動力伝達機構に接続されるモーターと、
実機の内燃機関の図示トルクを算出するシミュレーターと、
前記図示トルクに基づいて、前記モーターの出力を制御する制御手段と、
を備えたことを特徴とする。
【０００８】
第２の発明は、第１の発明において、
前記シミュレーターは、
内燃機関のガス流及び燃焼状態を表す特性値と図示トルクとの関係を規定したトルク推定モデルを取得するモデル取得手段と、
クランク角度θに対する筒内の発熱量Ｑの変化率である熱発生率ｄＱ／ｄθに寄与するパラメータを、運転条件に応じて取得するパラメータ取得手段と、
前記パラメータを用いて、所望の運転条件下における熱発生率ｄＱ／ｄθを演算する熱発生率演算手段と、
前記熱発生率ｄＱ／ｄθを用いて、前記トルク推定モデルから前記図示トルクを推定する図示トルク推定手段と、
を有することを特徴とする。
【０００９】
第３の発明は、第２の発明において、
前記パラメータ取得手段は、前記運転条件と前記パラメータとの関係を規定したマップ又は近似式を用いて、前記パラメータを取得することを特徴とする。
【００１０】
第４の発明は、第３の発明において、
前記熱発生率演算手段は、
複数の前記パラメータを含む関数であって、前記パラメータにより実際の熱発生率の特性を近似した関数を用いて前記熱発生率ｄＱ／ｄθを演算することを特徴とする。
【００１１】
第５の発明は、第４の発明において、
前記シミュレーターは、
実機の内燃機関の筒内圧の実測値に基づいて、所定の運転条件毎に前記実際の熱発生率を取得する手段と、
前記所定の運転条件毎に、前記実際の熱発生率と前記関数の値が一致するように前記パラメータの値を決定し、前記運転条件と前記パラメータとの関係を規定した前記マップ又は前記近似式を作成するマップ作成手段と、
を更に有することを特徴とする。
【００１２】
第６の発明は、第４又は第５の発明において、
前記関数はWiebe関数であり、前記複数のパラメータは、形状パラメータｍ、効率パラメータｋ、燃焼期間θｐ及び熱発生開始点ズレ量θｂを含むことを特徴とする。
【００１３】
第７の発明は、第２〜第６の発明のいずれかにおいて、
前記図示トルク推定手段は、
前記トルク推定モデルを用いて筒内圧を推定し、推定した筒内圧に基づいて前記図示トルクを推定することを特徴とする。
【００１４】
第８の発明は、第２〜第７の発明のいずれかにおいて、
前記トルク推定モデルは、吸気流演算モデル、排気流演算モデル、及び熱発生演算モデルを含み、
前記図示トルク推定手段は、前記熱発生率ｄＱ／ｄθを前記熱発生演算モデルへ導入することで、前記図示トルクを推定することを特徴とする。
【００１５】
第９の発明は、第８の発明において、
前記トルク推定モデルは、内燃機関のガス経路における容量要素と流れ要素を交互に結合して構成され、前記容量要素はエネルギー保存則、質量保存則、及び気体の状態方程式によってモデル化され、前記流れ要素は非圧縮性流体のノズルの式によってモデル化されることを特徴とする。
【００１６】
第１０の発明は、第２〜第９の発明のいずれかにおいて、
前記シミュレーターは、
内燃機関のフリクショントルクを推定する手段と、
前記図示トルクと前記フリクショントルクとの差分から駆動軸に出力される実トルクを算出する手段と、
を更に有することを特徴とする。
【発明の効果】
【００１７】
第１の発明によれば、シミュレーターにより実機の内燃機関の図示トルクを算出し、算出した図示トルクに基づいてモーターの出力を制御するため、モーターの駆動により実機の内燃機関のトルクを高精度に再現することができる。従って、モーターにより動力伝達機構を駆動することで、実機のエンジンを使用した場合と同等の精度で動力伝達機構の耐久試験、騒音試験等を行うことができる。
【００１８】
第２の発明によれば、熱発生率ｄＱ／ｄθに寄与するパラメータを運転条件に応じて取得することができ、運転条件に応じた熱発生率ｄＱ／ｄθを演算することができる。従って、熱発生率ｄＱ／ｄθに基づいて内燃機関の図示トルクを精度良く推定することが可能となる。
【００１９】
第３の発明によれば、運転条件とパラメータとの関係を規定したマップ又は近似式を用いてパラメータを取得するため、個々の条件毎にパラメータを算出する必要がなく、計測工数及び演算処理量を低減することが可能となる。
【００２０】
第４の発明によれば、実際の熱発生率の特性を近似した関数を用いて熱発生率ｄＱ／ｄθを演算するため、近似した関数により熱発生率ｄＱ／ｄθを精度良く演算することができる。
【００２１】
第５の発明によれば、筒内圧の実測値に基づいて所定の運転条件毎に実際の熱発生率を取得し、所定の運転条件毎に、実際の熱発生率と前記関数の値が一致するようにパラメータの値を決定するため、マップ又は近似式を作成する際の計測工数を低減することが可能となる。また、定常試験では計測が不可能な条件に対してもマップ又は近似式を作成することが可能となるため、トルクの推定精度を向上することができる。
【００２２】
第６の発明によれば、関数をWiebe関数とし、複数のパラメータとして形状パラメータｍ、効率パラメータｋ、燃焼期間θｐ及び熱発生開始点ズレ量θｂを用いるため、これらのパラメータによりWiebe関数を実際の熱発生率に精度良く近似することが可能となる。
【００２３】
第７の発明によれば、筒内圧と図示トルクは相関があるため、トルク推定モデルを用いて推定した筒内圧に基づいて、図示トルクを推定することができる。
【００２４】
第８の発明によれば、熱発生率ｄＱ／ｄθに基づいて燃焼によるエネルギーが得られるため、熱発生率ｄＱ／ｄθを熱発生演算モデルへ導入することで、図示トルクを算出することができる。
【００２５】
第９の発明によれば、エネルギー保存則、質量保存則、及び気体の状態方程式によってモデル化された容量要素と、非圧縮性流体のノズルの式によってモデル化された流れ要素とを交互に結合することで、トルク推定モデルをモデル化することができる。
【００２６】
第１０の発明によれば、内燃機関のフリクショントルクを推定するため、図示トルクとフリクショントルクとの差分から駆動軸に出力される実トルクを算出することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００２７】
以下、図面に基づいてこの発明の一実施形態について説明する。尚、各図において共通する要素には、同一の符号を付して重複する説明を省略する。なお、以下の実施の形態によりこの発明が限定されるものではない。
【００２８】
［システムの構成］
図１は、本発明の一実施形態に係るパワートレーン試験システム１の構成を示す模式図である。図１に示すように、本実施形態のシステム１は、モーター２、及びシミュレーター３を備えた仮想エンジン（試験装置）４を備えている。仮想エンジン４には、トランスミッション、ディファレンシャルギヤなどの動力伝達機構５が接続されている。
【００２９】
仮想エンジン４は、モーター２から実機のエンジンと同じトルクを発生させるものであり、実際のエンジンのトルク変動を出力可能な性能を有している。このため、パワートレーン試験システム１によれば、仮想エンジン４によって動力伝達機構５を駆動することで、動力伝達機構５の試験（耐久試験、騒音試験等）を行うことができる。従って、試験の際に実機のエンジンを用意する必要がなく、動力伝達機構５の試験を行うことができる。
【００３０】
仮想エンジン４のシミュレーター３は、モーター２に対してのトルク指令値を決定するエンジンモデルである。仮想エンジン４は、決定されたトルク指令値に基づいて、モーター２の駆動電流を決定する電気的な回路部分（モーター制御手段６）を含んでいる。モーター制御手段６は、トルク指令値に基づいてモーター２を駆動する電流を決定することで、実機のエンジンと同様の駆動力が出力されるようにモーター２を制御することができる。
【００３１】
このため、シミュレーター３は、後述するように、実機のエンジンの図示トルクを算出する機能を有している。シミュレーター３にはＥＣＵ（Electronic Control Unit）７が接続されている。ＥＣＵ７は、後述する実機の内燃機関１０のＥＣＵ４０に対応するものであり、スロットル開度などの運転者による操作情報の入力を受けて、機関回転数、負荷率、点火時期、バルブタイミング（ＶＶＴ）、雰囲気条件（温度、大気圧）などの運転条件を出力する。なお、ＥＣＵ７を用いることなく、これらの運転条件を直接シミュレーター３に入力しても良い。シミュレーター３は、ＥＣＵ７から送られた運転条件に基づいて、実機のエンジンの図示トルクを算出する。そして、モーター制御手段６は、シミュレーター３で算出された図示トルクをトルク指令値として、モーター２への入力（電圧値、電流値）を制御する。
【００３２】
このような手法によれば、シミュレーター３によりエンジンのトルク波形を忠実に再現することができるため、実際のエンジンを使用した場合と同等の精度で動力伝達機構５の耐久試験、騒音試験を行うことができる。従って、試験の際に実機のエンジンを用意する必要がなく、簡素な構成で実機を用いた場合と同等の精度で試験を行うことが可能となる。これにより、作業の効率化を図ることができる。
【００３３】
図１に示すように、動力伝達機構５には動力計８が接続されている。動力計８はモーターの駆動力によって駆動され、動力伝達機構５に対して駆動輪からの走行抵抗に相当する負荷を与えるものである。従って、例えば動力伝達機構５の耐久試験を行う際には、動力計８から動力伝達機構５に負荷を与えることにより、走行抵抗を加味した上で試験を行うことができる。
【００３４】
［内燃機関システムの構成］
図２は、シミュレーター４によってトルクが推定される内燃機関システムの構成の一例を示す模式図である。図２のシステムは内燃機関１０を備えている。内燃機関１０には吸気通路１２および排気通路１４が連通している。吸気通路１２は、上流側の端部にエアフィルタ１６を備えている。エアフィルタ１６には、吸気温ＴＨＡ（すなわち外気温）を検出する吸気温センサ１８が組みつけられている。
【００３５】
エアフィルタ１６の下流には、エアフロメータ２０が配置されている。エアフロメータ２０の下流には、スロットルバルブ２２が設けられている。スロットルバルブ２２の近傍には、スロットル開度ＴＡを検出するスロットルセンサ２４と、スロットルバルブ２２が全閉となることでオンとなるアイドルスイッチ２６とが配置されている。
【００３６】
スロットルバルブ２２の下流には、サージタンク２８が設けられている。サージタンク２６は、インテークマニホールド内に設けられている。サージタンク２８の近傍には、吸気通路１２の圧力（吸気管圧力）を検出する吸気管圧センサ２９が設けられている。また、サージタンク２８の更に下流には、内燃機関１０の吸気ポートに燃料を噴射するための燃料噴射弁３０が配置されている。
【００３７】
内燃機関１０は、吸気弁４６および排気弁４８を備えている。吸気弁４６には、吸気弁４６のリフト量、及び／又は作用角を可変するための可変動弁機構（VVT; Variable Valve Timing）５０が接続されている。また、燃焼室内に噴霧された燃料に点火するため、内燃機関１０の筒内には点火プラグが設けられている。更に、筒内には、その内部を往復運動するピストン３４が設けられている。また、内燃機関１０には、冷却水温を検出する水温センサ４２が取り付けられている。
【００３８】
ピストン３４には、その往復運動によって回転駆動されるクランクシャフト３６が連結されている。車両駆動系と補機類（エアコンのコンプレッサ、オルタネータ、トルクコンバータ、パワーステアリングのポンプ等）は、このクランクシャフト３６の回転トルクによって駆動される。クランクシャフト３６の近傍には、クランクシャフト３６の回転角を検出するためのクランク角センサ３８が取り付けられている。また、内燃機関１０には、筒内の圧力（筒内圧）を検出するための筒内圧センサ４４が設けられている。
【００３９】
排気通路１４には排気浄化触媒３２が配置されている。排気浄化触媒３２と内燃機関１０の間において、排気通路１４はエキゾーストマニホールド内に設けられている。
【００４０】
図２に示すように、本実施形態の制御装置はＥＣＵ（Electronic Control Unit）４０を備えている。ＥＣＵ４０には、上述した各種センサに加え、ノッキングの発生を検知するKCSセンサや、車速、機関回転数、排気温度、潤滑油温度、触媒床温度などを検出するための各種センサ（不図示）が接続されている。また、ＥＣＵ４０には、上述した燃料噴射弁３０、可変動弁機構５０などの各アクチュエータが接続されている。
【００４１】
［トルク推定モデルの構成］
本実施形態では、クランクシャフト３６の出力（トルク）をトルク推定モデルから算出する。図３は、本実施形態に係るトルク推定モデルの構成の主要部を示す模式図である。図３に示すように、トルク推定モデルは、スロットルモデル６２、インテークマニホールドモデル６４、吸気弁モデル６６、シリンダーモデル（熱発生モデル）６８、排気弁モデル７０、エキゾーストマニホールドモデル７２、を有して構成されている。
【００４２】
各モデルは、容量要素と流れ要素に分類することができる。図３において、インテークマニホールドモデル６４、シリンダーモデル６８、エキゾーストマニホールド７２は容量要素である。一方、スロットルモデル６２、吸気弁モデル６６、排気弁モデル７０は流れ要素である。
【００４３】
容量要素では、容量に出入りするガスの質量流量が保存され、また、エネルギーの収支が保存される。また、容量要素では、気体の状態方程式が成立する。一方、流れ要素では流量長が短いため容量は考慮しておらず、流れ要素では、圧縮性流体の式より流量が計算される。図３に示すモデルは、容量要素と流れ要素を交互に接続して構成したものである。以下、各モデルを表す物理式について各モデル毎に説明する。
【００４４】
（スロットルモデル）
スロットバルブ２２を流れる吸入空気の質量流量ｍ１の時間微分値ｄｍ１／ｄｔは、一般的な圧縮性流体の式より、以下の（１）式、（１）’式から算出できる。（１）式、（１）’式において、Ａｔｈはスロットルバルブ２２の有効開度、Ｐ０はスロットルバルブ２２の上流のガス圧力（大気圧）、Ｐ１はスロットルバルブ２２の下流のインテークマニホールド内のガス圧力、ρ０はスロットルバルブ２２の上流の空気の密度である。また、κは比熱比である。
【００４５】
また、スロットルバルブ２２を流れるガスが持つエンタルピーｅ１の時間微分値ｄｅ１／ｄｔは、以下の（２）式から算出することができる。（２）式において、ν１はスロットルバルブ２２の上流のガスの自由度（比熱比と相関あり）であり、ここでは一定値とする。なお、ν１はガスの組成や温度などにより計算しても良い。
【００４６】
【数１】
【００４７】
以上のように、スロットルモデル６２によれば、スロットルバルブ２２の前後のガス圧力Ｐ０，Ｐ１、質量流量ｍ１の時間微分値ｄｍ１／ｄｔ、エンタルピーｅ１の時間微分値ｄｅ１／ｄｔの関係を数式により規定することができる。
【００４８】
なお、上述した（１）式、（２）式は、１サイクルの期間で特性値を時間微分して得られた式である。以下に説明する各式も同様であり、１サイクルの期間で特性値を時間微分して得られたものである。
【００４９】
（インテークマニホールドモデル（サージタンクモデル））
インテークマニホールドモデル６４では、上流を流れるガスの質量流量ｍ１の時間微分値ｄｍ１／ｄｔ、エンタルピーｅ１の時間微分値ｄｅ１／ｄｔと、下流を流れるガスの質量流量ｍ２の時間微分値ｄｍ２／ｄｔ、エンタルピーｅ２の時間微分値ｄｅ２／ｄｔに基づいて、インテークマニホールド内部のガスの質量Ｍ１、圧力Ｐ１、温度Ｔ１、体積Ｖ１を計算する数式を構築する。すなわち、インテークマニホールドモデル６４では、以下の（３）式、（４）式、（５）式の関係が成立する。ここで、（３）式は質量保存則、（４）式はエネルギー保存則、（５）式は気体の状態方程式である。（４）式において、Ｒ１は、インテークマニホールド内部のガスのガス定数（ここでは一定値とする）である。
【００５０】
【数２】
【００５１】
以上のように、インテークマニホールドモデル６４によれば、インテークマニホールド内部のガスの質量Ｍ１、圧力Ｐ１、温度Ｔ１、体積Ｖ１、インテークマニホールドの前後の質量流量の時間微分値ｄｍ１／ｄｔ，ｄｍ２／ｄｔ、エンタルピーの時間微分値ｄｅ１／ｄｔ，ｄｅ２／ｄｔの関係を数式により規定することができる。
【００５２】
（吸気弁モデル）
吸気弁モデル６６は、スロットルモデル６２と同様に一般的な圧縮性流体の式で表すことができ、吸気弁４６を流れる吸入空気の質量流量ｍ２の時間微分値ｄｍ２／ｄｔは、以下の（６）式、（６）’式から算出できる。（６）式、（６）’式において、Ａｉｎｖは吸気弁４６の有効開度、Ｐ１は吸気弁４６の上流のインテークマニホールド内のガス圧力、Ｐｃｙｌは吸気弁４６の下流のガス圧力（筒内圧力）、ρ１は吸気弁４６の上流の空気の密度である。また、κは比熱比である。
【００５３】
また、吸気弁４６を流れるガスが持つエンタルピーｅ２の時間微分値ｄｅ２／ｄｔは、以下の（７）式から算出することができる。（７）式において、ν２は吸気弁上流のガスの自由度（比熱比と相関あり）であり、ここでは一定値とする。なお、ν２はガスの組成や温度などにより計算しても良い。
【００５４】
【数３】
【００５５】
以上のように、吸気弁モデル６６によれば、吸気弁４６の前後の圧力Ｐ１，Ｐｃｙｌ、吸気弁４６を流れるガスの質量流量ｍ２の時間微分値ｄｍ２／ｄｔ、エンタルピーｅ２の時間微分値ｄｅ２／ｄｔの関係を数式により規定することができる。
【００５６】
（排気弁モデル）
排気弁モデル７０も一般的な圧縮性流体の式で表すことができ、排気弁４８を流れる排出ガスの質量流量ｍ３の時間微分値ｄｍ３／ｄｔは、以下の（８）式、（８）’式から算出できる。（８）式、（８）’において、Ａｅｘｖは排気弁４８の有効開度、Ｐｃｙｌは排気弁４８の上流のガス圧力（筒内圧力）、Ｐ３は排気弁下流のエキゾーストマニホールド内の圧力、ρ３は排気弁４８の上流の筒内ガスの密度である。また、κは比熱比である。
【００５７】
また、排気弁４８を流れるガスが持つエンタルピーｅ３の時間微分値ｄｅ３／ｄｔは、以下の（９）式から算出することができる。（９）式において、ν３は排気弁上流の筒内ガスの自由度（比熱比と相関あり）であり、ここでは一定値とする。なお、ν３はガスの組成や温度などにより計算しても良い。
【００５８】
【数４】
【００５９】
以上のように、排気弁モデル７０によれば、排気弁４８の前後の圧力Ｐｃｙｌ，Ｐ３、排気弁４８を流れるガスの質量流量ｍ３の時間微分値ｄｍ３／ｄｔ、および排気弁４８を流れるガスのエンタルピーｅ３の時間微分値ｄｅ３／ｄｔの関係を数式により規定することができる。
【００６０】
（エキゾーストマニホールドモデル）
エキゾーストマニホールド７２は、インテークマニホールドモデル６４と同様に表すことができる。エキゾーストマニホールドでは、上流を流れるガスの質量流量ｍ３の時間微分値ｄｍ３／ｄｔ、エンタルピーｅ３の時間微分値ｄｅ３／ｄｔと、下流を流れるガスの質量流量ｍ４の時間微分値ｄｍ４／ｄｔ、エンタルピーｅ４の時間微分値ｄｅ４／ｄｔに基づいて、エキゾーストマニホールド内部のガスの質量Ｍ３、圧力Ｐ３、温度Ｔ３、体積Ｖ３を計算する数式を構築する。すなわち、エキゾーストマニホールド７２では、以下の（１０）式、（１１）式、（１２）式の関係が成立する。ここで、（１０）式は質量保存則、（１１）式はエネルギー保存則、（１２）式は気体の状態方程式を示している。（１２）式において、Ｒ３は、エキゾーストマニホールド内部のガスのガス定数（ここでは一定値とする）である。
【００６１】
【数５】
【００６２】
以上のように、エキゾーストマニホールド７２によれば、エキゾーストマニホールド内部のガスの質量Ｍ３、圧力Ｐ３、温度Ｔ３、体積Ｖ３と、エキゾーストマニホールドの前後の質量流量の時間微分値ｄｍ３／ｄｔ，ｄｍ４／ｄｔ、エンタルピーｄｅ３／ｄｔ，ｄｅ４／ｄｔの関係を数式により規定することができる。
【００６３】
（シリンダーモデル（熱発生モデル））
シリンダーモデル６８はインテークマニホールドモデル６４等と同様の容量要素であるが、シリンダー内では混合気の燃焼が行われるため、燃焼による熱量ｅｑｆと、外部への仕事Ｗｃｒａｎｋをエネルギー収支に考慮している点で他の容量要素と相違する。
【００６４】
シリンダーモデル６８では、シリンダーへ流入するガス（吸気弁４６を流れるガス）の質量流量ｍ２の時間微分値ｄｍ２／ｄｔ、エンタルピーｅ２の時間微分値ｄｅ２／ｄｔと、シリンダーから排出されるガス（下流の排気弁４８を流れるガス）の質量流量ｍ３の時間微分値ｄｍ３／ｄｔ、エンタルピーｅ３の時間微分値ｄｅ３／ｄｔに基づいて、シリンダー内（筒内）のガスの質量Ｍｃｙｌ、圧力Ｐｃｙｌ、温度Ｔｃｙｌ、体積Ｖｃｙｌを計算する数式を構築する。すなわち、シリンダーモデル６８では、以下の（１３）式、（１４）式、（１５）式の関係が成立する。ここで、（１３）式はエネルギー保存則、（１４）式は気体の状態方程式、（１５）式は質量保存則を示している。（１４）式において、Ｒｃｙｌはインテークマニホールド内部のガスのガス定数（ここでは一定値とする）である。
【００６５】
【数６】
【００６６】
（１３）式において、ｅｑｆは燃焼により発生する熱量であり、ｄｅｑｆ／ｄｔは燃焼により発生する熱量を１サイクルの期間で時間微分した値を示している。また、Ｗｃｒａｎｋはクランクシャフト３６が外部にする仕事であり、ｄＷｃｒａｎｋ／ｄｔはクランクシャフト３６が外部にする仕事を１サイクルの期間で時間微分した値を示している。（１３）式で表されるように、１サイクルの期間では、流入ガスのエンタルピーｅ２、排出ガスのエンタルピーｅ３、燃焼により発生する熱量ｅｑｆ、およびクランクシャフトが外部にする仕事Ｗｃｒａｎｋのエネルギー収支が０となる。
【００６７】
以上のように、シリンダーモデル６８によれば、シリンダー内（筒内）のガスの質量Ｍｃｙｌ、圧力Ｐｃｙｌ、温度Ｔｃｙｌ、体積Ｖｃｙｌ、シリンダーの前後の質量流量の時間微分値ｄｍ２／ｄｔ，ｄｍ３／ｄｔ、エンタルピーの時間微分値ｄｅ２／ｄｔ，ｄｅ３／ｄｔの関係を数式により規定することができる。
【００６８】
以上のように構築された本実施形態のトルク推定モデルによれば、各モデルの物理式を並列的に演算処理することで、各モデルにおいて、ガスの質量Ｍ、圧力Ｐ、温度Ｔ、体積Ｖ、質量流量ｍ、エンタルピーｅ等の特性値を逐次求めることが可能となり、筒内圧Ｐｃｙｌを算出することができる。なお、各モデルにおいて、ガスの質量Ｍ、圧力Ｐ、温度Ｔ、体積Ｖの初期値については、必要に応じて、センサによる検出、又は容量要素の設計値等から予め取得することが好適である。
【００６９】
この際、（１３）式は燃焼によるエネルギーを含むため、燃焼による熱量ｅｑｆを別途算出する必要がある。このため、本実施形態では、熱発生に関するWiebe関数（以下の（１６）式）を用いて、（１３）式におけるｄｅｑｆ／ｄｔを算出するようにしている。（１６）式によれば、微小クランク角毎の熱発生率ｄＱ／ｄθを算出することができる。ここで、（１６）式のＱは燃焼により発生する熱量であり、（１３）式のｅｑｆと同じ特性値を表している。すなわち、ｅｑｆ＝Ｑの関係が成立する。
【００７０】
また、（１７）式は、熱発生率ｄＱ／ｄθと熱発生量ｅｑｆの時間微分値ｅｑｆ／ｄｔとの関係を表している。ここで、ｄθ／ｄｔは微小時間毎のクランク角の変化量であるため、クランク角センサ３８の検出値（機関回転数）から求めることができる。従って、（１３）式のｄｅｑｆ／ｄｔは、（１６）式、（１７）式から算出することができる。
【００７１】
【数７】
【００７２】
また、クランクシャフト３６の仕事量Ｗｃｒａｎｋ、筒内圧Ｐｃｙｌ、クランクシャフト３６の図示トルクＴｃｒａｎｋの間には、以下の（１８）式〜（２０）式の関係が成立する。（１８）式〜（２０）式において、筒内容積Ｖおよびその変化率dＶ／dθは、クランク角θに応じて幾何学的に決定される値である。従って、（１８）式〜（２０）式についても上記各式と並列的に演算処理を行うことで、（１３）式から得られる仕事量Ｗｃｒａｎｋに基づいて、（１８）式から筒内圧Ｐｃｙｌを算出することができる。そして、筒内圧Ｐｃｙｌに基づいて、（２０）式からクランクシャフト３６の図示トルクＴｃｒａｎｋを算出することができる。
【００７３】
【数８】
【００７４】
以上のように、本実施形態のトルク推定モデルによれば、サイクル毎に上記各モデルを構成する数式を並列的に演算処理することで、クランクシャフト３６の図示トルクＴｃｒａｎｋを逐次算出することができる。
【００７５】
なお、エキゾーストマニホールドモデル７２の下流に触媒モデルなどのモデルを更に構築しても良い。また、ターボチャージャーなどの過給機を備えたシステムにおいては、過給機モデルを構築することが好適である。
【００７６】
図示トルクＴｃｒａｎｋは、筒内圧Ｐｃｙｌに基づいて算出された値であり、内燃機関１０のフリクショントルクの影響は考慮されていないため、クランクシャフト３６から実際に出力されるトルク（実トルク）を求めるためには、フリクショントルクを推定して、図示トルクからフリクショントルクを減算することが好適である。すなわち、実トルクと図示トルクの間には以下の関係式が成立する。
実トルク＝（図示トルクＴｃｒａｎｋ）−（フリクショントルク）
【００７７】
フリクショントルクは機関回転数、冷却水温などのパラメータと相関があるため、フリクショントルクとこれらのパラメ−タの関係を予め取得してマップを作成しておくことで、このマップに基づいてフリクショントルクを算出することができる。
【００７８】
［Wiebe関数による熱発生率の算出方法］
次に、Wiebe関数（（１６）式）を用いて熱発生率ｄＱ／ｄθを算出する方法について説明する。図４は、クランク角[CA]と熱発生率ｄＱ／ｄθとの関係を示す特性図である。上述のように、熱発生率ｄＱ／ｄθは微小クランク角毎の熱発生量を表しており、図４では、実機データに基づいて得られた熱発生率（図４中に実線で示す）と、Wiebe関数から得られた熱発生率（図４中に破線で示す）を共に示している。Wiebe関数によれば、実機データの熱発生率を精度良く近似することができる。
【００７９】
図４において、θ０は点火が行われるクランク角を示している。熱発生率ｄＱ／ｄθは、θ０のクランク角位置で点火が行われた後、筒内での燃焼の進行に伴って増加し、ピークに達した後、減少する。
【００８０】
（１６）式で示されるWiebe関数には、熱入力Ｑｆｕｅｌが与えられる。ここで、熱入力Ｑｆｕｅｌは、筒内に供給された燃料の持つ熱量に相当する。よって、熱入力Ｑｆｕｅｌの値は、筒内に供給された燃料量に、その燃料の低位発熱量を乗じた値に相当する。なお、低位発熱量は、真発熱量とも呼ばれる物性値である。低位発熱量とは、単位量の燃料が完全燃焼したときに発生する熱量から、燃料中に含まれる水分および燃焼によって生じる水分を蒸発させるのに必要な熱量（潜熱）を差し引いた残りの熱量を意味する。熱入力Ｑｆｕｅｌの値は、具体的には、燃料噴射弁３０からの燃料噴射量に基づいて算出することができる。あるいは、空燃比A/Fおよび筒内空気量（負荷率KL）から熱入力Ｑｆｕｅｌを算出することもできる。
【００８１】
（１６）式に示されるように、Wiebe関数は、複数のパラメータｍ，ｋ，θｐ，θｂを含んでいる。図４に示すように、これらのパラメータは、Wiebe関数の形状を調整する機能を有している。従って、Wiebe関数に実機データと同様の熱入力Ｑｆｕｅｌが与えられ、これらのパラメータが適切な値に設定されると、Wiebe関数により図４中に実線で示す実機データの特性を近似することができる。これにより、実機データをその都度取得することなく、任意のクランク角における熱発生率ｄＱ／ｄθをWiebe関数から逐次算出することが可能となる。
【００８２】
各パラメータｍ，ｋ，θｐ，θｂの値は運転条件に応じて決定され、これによりWiebe関数の特性が実機データに近似される。以下、各パラメータｍ，ｋ，θｐ，θｂを適合する方法について説明する。
【００８３】
（形状パラメータｍ）
ｍは形状パラメータであって、熱発生率ｄＱ／ｄθのピークの位置を調整する機能を有している。（１６）式において、ｍの値が大きくなるほどピークの位置はクランク角の遅角側（図４の右側）へ変化する。従って、パラメータｍの値を適合することで、熱発生率のピークの位置を実機データに適合することができる。
【００８４】
図５は、パラメータｍを求める際に用いるマップを示している。図５に示すように、パラメータｍは点火時期ＳＡ[BTDC]に基づいて決定され、点火時期ＳＡ[BTDC]が大きくなるほど形状パラメータｍの値は小さくなる。図５のマップによれば、点火時期ＳＡ[BTDC]に基づいて最適な形状パラメータｍの値を求めることができる。なお、点火時期以外のパラメータ、例えば空燃比Ａ／Ｆ、機関回転数ＮＥ、負荷率ＫＬ、バルブタイミングＶＴなどを更に加えて、多次元マップからパラメータｍを算出するようにしても良い。
【００８５】
（効率ｋ）
パラメータｋは、効率を表している。（１６）式から判るように、本実施形態では、効率ｋなるパラメータを乗じて、熱発生率dＱ／dθを算出することとしている。Wiebe関数を内燃機関１０での燃焼に適用する場合には、一般に、筒内に供給された燃料が持つ熱量が熱入力Ｑfuelに相当すると考えられている。しかしながら、内燃機関１０における実際の燃焼では、冷却損失や燃料の燃え残り等に起因して、何らかの熱損失を伴うのが普通である。すなわち、実際には、燃料が持つ熱入力Ｑｆｕｅｌの全部が発熱量Ｑに変換されることはなく、その変換効率は１００％ではない。本実施形態では、このことをWiebe関数モデルに反映させるため、効率ｋを導入することとした。すなわち、効率ｋは、燃料が持つ熱量である熱入力Ｑｆｕｅｌが発熱量Ｑに変換される効率としての物理的意味を有している。よって、効率ｋは、０＜ｋ＜１の範囲の値を示す数である。
【００８６】
効率ｋを導入しない場合には、Wiebe関数モデルにより算出される熱発生率dＱ／dθのピーク値は、実機データのピーク値より大きくなり易い。これは、実機における熱損失が反映されないことが原因であると考えられる。本実施形態では、効率ｋを導入することにより、Wiebe関数モデルにより算出される熱発生率dＱ／dθのピーク値を、実機データのピーク値にほぼ等しく揃えることができる。従って、効率ｋを導入することで、筒内の熱発生を更に良い精度でシミュレートすることが可能となる。
【００８７】
図６は、効率ｋを求める際に用いるマップを示している。図６に示すように、効率ｋも主として点火時期ＳＡ[BTDC]に応じて変化し、点火時期ＳＡ[SA]が大きくなるほど効率ｋの値は小さくなる。図６のマップによれば、点火時期ＳＡ[BTDC]に基づいて最適な効率パラメータｋの値を求めることができる。なお、点火時期以外のパラメータ、例えば空燃比Ａ／Ｆ、機関回転数ＮＥ、負荷率ＫＬ、バルブタイミングＶＴなどを更に加えて、多次元マップから効率パラメータｋを算出するようにしても良い。
【００８８】
なお、（１３）式のエネルギー保存則に熱損失を見積もる項を入れることもできるが、（１６）式で効率ｋを考慮しているため、熱損失の項を不要とすることができる。
【００８９】
（燃焼期間θｐ）
パラメータθｐは、燃焼による熱の発生が継続する期間をクランク角度で表したものとしての物理的意味を有する。従って、燃焼期間θｐが大きくなると、熱発生率ｄＱ／ｄθが０から立ち上がった後、再び０に戻るまでのクランク角幅が大きくなる。
【００９０】
図７は、燃焼期間θｐを求める際に用いるマップを示している。図７に示すように、燃焼期間θｐは、点火時期ＳＡ[BTDC]と、機関回転数ＮＥとに基づいて決定される。そして、点火時期ＳＡ[BTDC]が大きくなるほど燃焼期間θｐの値は小さくなり、また、機関回転数ＮＥが大きくなるほど、燃焼期間θｐの値は大きくなる。図７のマップによれば、点火時期ＳＡ[BTDC]及び機関回転数ＮＥに基づいて最適な燃焼期間θｐの値を求めることができる。なお、点火時期、機関回転数以外のパラメータ、例えば空燃比Ａ／Ｆ、負荷率ＫＬ、バルブタイミングＶＴなどを更に加えた多次元マップから燃焼期間θｐを算出するようにしても良い。
【００９１】
（熱発生開始点ズレ量θｂ）
上記（１６）式においては、θ＝０のときdＱ／dθ＝０であり、θが０より大きくなると、dＱ／dθ＞０となって熱が発生し始めることを表す。つまり、本実施形態のWiebe関数モデルにおいては、θは熱発生開始後の経過クランク角度を表す。よって、θ＝０の点は、熱発生開始点となる。従来、Wiebe関数を利用したシミュレーションにおいては、熱発生開始点（θ＝０）は、点火時期に等しいとされていた。
【００９２】
しかしながら、Wiebe関数モデルの熱発生開始点を実際の点火時期に等しいとした場合には、精度の良いシミュレーションを行うことが困難となる。図８は、このことを説明するための模式的な図である。図８中、太い実線は熱発生率ｄＱ／ｄθの実機データを表し、細い実線はWiebe関数モデルによる算出結果を表す。
【００９３】
図８（Ａ）に示すように、熱発生開始点を点火時期に等しくした場合には、Wiebe関数のどのパラメータをどのように変えても、Wiebe関数モデルの算出結果を実機データに一致させることができない場合がある。このような場合、図８（Ｂ）に示すように、熱発生開始点（θ＝０）を点火時期からずらした位置とすることにより、Wiebe関数モデルの算出結果におけるｄＱ／ｄθの立ち上がり位置を移動させて、実機データの立ち上がり位置に一致させることができる。以下、Wiebe関数モデルの熱発生開始点と、点火時期とのズレ量を「熱発生開始点ズレ量」と称し、符号θｂで表すこととする。このように、Wiebe関数モデルに熱発生開始点ズレ量θｂを導入することにより、筒内の熱発生を精度良くシミュレートすることが可能となる。
【００９４】
熱発生開始点ズレ量θｂの値は、内燃機関１０の運転条件によって異なると考えられる。よって、Wiebe関数モデルを内燃機関１０に適合するためには、運転条件と熱発生開始点ズレ量θｂの値との関係を把握する必要がある。
【００９５】
図９は、熱発生開始点ズレ量θｂを求める際に用いるマップを示している。図９に示すように、熱発生開始点ズレ量θｂは、点火時期ＳＡ[BTDC]と、機関回転数ＮＥに基づいて決定される。そして、点火時期ＳＡ[BTDC]が大きくなるほど熱発生開始点ズレ量θｂの値は大きくなり、また、機関回転数ＮＥが大きくなるほど熱発生開始点ズレ量θｂの値は大きくなる。図９のマップによれば、点火時期ＳＡ[BTDC]及び機関回転数ＮＥに基づいて最適な熱発生開始点ズレ量θｂの値を求めることができる。なお、点火時期、機関回転数以外のパラメータ、例えば空燃比Ａ／Ｆ、負荷率ＫＬ、バルブタイミングＶＴなどを更に加えた多次元マップから熱発生開始点ズレ量θｂを算出するようにしても良い。
【００９６】
なお、（１６）式において係数ａは所定の係数であって、θ＝θｐとなり、燃焼が終了した時点での熱発生率を与える係数である。
【００９７】
以上のように、本実施形態の手法によれば、Wiebe関数のパラメータｍ，ｋ，θｐ，θｂを、図５、図６、図７、図９のマップから算出することができ、熱発生率の特性を実測値の特性に精度良く適合することができる。これにより、（１６）式に基づいて熱発生率を高い精度で推定することが可能となる。なお、Wiebe関数のパラメータｍ，ｋ，θｐ，θｂと運転条件との関係は、近似式を用いて規定しても良い。
【００９８】
［各マップの取得方法］
次に、Wiebe関数のパラメータｍ，ｋ，θｐ，θｂを算出するためのマップを取得する方法について説明する。Wiebe関数のパラメータｍ，ｋ，θｐ，θｂは、Wiebe関数を実機データにフィッティングすることで求めることができる。
【００９９】
最初に、熱発生率dＱ／dθの実機データの取得方法を説明する。まず、所定クランク角幅ごと（例えば１degCAごと）に、筒内圧センサ４４により筒内圧Ｐを計測する。筒内圧Ｐと、筒内容積Ｖと、発熱量Ｑとの間には、以下の（２１）式のエネルギー保存則が成り立つ。
【０１００】
【数９】
【０１０１】
上記（２）式中、κは比熱比である。また、筒内容積Ｖおよびその変化率dＶ／dθは、クランク角θに応じて幾何学的に決定される値である。よって、所定クランク角幅ごとに計測した筒内圧Ｐの値を上記（２２）式に代入することにより、熱発生率dＱ／dθの実機データを得ることができる。
【０１０２】
図１０は、フィッティングの方法を説明するための模式図である。図１０中で、実線は、熱発生率dＱ／dθの実機データを示しており、破線は、Wiebe関数モデルによる算出結果を示している。この場合、Wiebe関数モデルによって熱発生率dＱ／dθを算出するに際し、熱入力Ｑfuel、熱発生開始点ズレ量θｂ、効率ｋ、燃焼期間θｐおよび形状パラメータｍに対して、実機データとWiebe関数モデルの算出結果との誤差が最小となるように、最小二乗法によりフィッティング（最適化）を行う。
【０１０３】
具体的には、図１０に示す誤差比較範囲内で、複数の計測ポイント（ここでは、２つの計測ポイントＰ１，Ｐ２とする）を設定し、各ポイントＰ１，Ｐ２での実機データとWiebe関数モデルによる算出結果との誤差（偏差）の二乗和が最小となるような熱発生開始点ズレ量θｂ、効率ｋ、燃焼期間θｐおよび形状パラメータｍの値をそれぞれ探索する。そして、その探し出された値が熱発生開始点ズレ量θｂ、効率ｋ、燃焼期間θｐおよび形状パラメータｍの最適化された値であると定められる。そして、このようなフィッティングを異なる運転条件毎に行うことで、図５、図６、図７、図９のマップを取得することができる。
【０１０４】
この際、Wiebe関数は元々実機の熱発生率dＱ／dθに近い特性を有しているため、実機データとの上記偏差を求める計測ポイントの数は最小限に抑えることができる。従って、実機データの熱発生率dＱ／dθは設定した計測ポイントのみで取得すれば足り、筒内圧の計測ポイントを最小限に抑えることができる。これにより、非常に少ない適合工数でWiebe関数モデルを実機データにフィッティングすることが可能となる。
【０１０５】
従って、例えば本実施形態のトルク推定モデルによれば、計測ポイントを大幅に抑えることができるため、マップ作成に要する時間を大幅に短縮することが可能となる。これにより、作業の効率化を図ることができる。また、計測ポイント間の運転状態はWiebe関数モデルによって実機データに対して非常に高い精度で近似することができるため、トルク推定の精度を大幅に高めることができる。更に、例えば排気温が高いなどの理由で定常試験での計測が困難な条件（大遅角領域など）に関しても、トルク推定を行うことが可能となる。従って、クランク角毎に図示トルクＴｃｒａｎｋを精度良く算出することができ、これに基づいてモーター２を実機の内燃機関１０と同等の精度で運転することが可能となる。
【０１０６】
なお、効率ｋ、および熱発生開始点ズレ量θｂは、マップまたは近似式によらずに、実機のデータから直接算出しても良い。図１１は、効率ｋの定義を説明するための図である。熱発生率dＱ／dθの実機データにおいて、効率ｋは以下のように定義される。図１１中、Ｑｆｕｅｌは、筒内に供給された燃料が持つ熱量を意味し、その値は、燃料噴射弁３０からの燃料噴射量に基づいて、あるいは空燃比A/Fおよび筒内空気量に基づいて、算出することができる。一方、図１１中、Ｑｍａｘは、実機データにおけるdＱ／dθをθで積分した値である。すなわち、Ｑｍａｘは、実機データの熱発生率dＱ／dθの曲線と、dＱ／dθ＝０の直線とがグラフ上で囲む面積に相当し、実際の総発熱量としての物理的意味を有する。従って、効率ｋは、ｋ＝Ｑｍａｘ／Ｑｆｕｅｌとして算出することができる。
【０１０７】
また、図１２は、熱発生率dＱ／dθの実機データから熱発生開始点ズレ量θｂを求める方法を説明するための図である。図１２中の実線は、図４における実機データの前半部分を拡大したものである。図１２から判るように、一般に、実機データの熱発生率dＱ／dθの値は、点火時期の直後は０を挟んで振動し、その後立ち上がる。従って、dＱ／dθのピーク位置から点火時期方向へ戻っていったときに最初にdＱ／dθ＝０となる点は、熱発生率dＱ／dθの立ち上がり位置を示すことになる。よって、実機データから熱発生開始点ズレ量θｂを求める場合は、点火時期、機関回転数等を可変させた運転条件毎にdＱ／dθ＝０となる点を熱発生開始点と定め、その熱発生開始点と点火時期との間のクランク角度幅を、熱発生開始点ズレ量θｂとして求めることができる。
【０１０８】
以上説明したように、パワートレーン試験システム１によれば、シミュレーター３により実機の内燃機関１０の図示トルクを推定し、これに基づいてモーター２を制御するため、推定した図示トルクと同一のトルクをモーター２から出力することができる。従って、仮想エンジン４により実機のエンジンのトルク波形を精度良く再現することが可能となり、動力伝達機構５の耐久試験、騒音試験などを行った場合に、実機のエンジンを使用した場合と同等の精度で試験を行うことができる。
【０１０９】
また、エンジンの部品の変更、制御の適合の変更など、仮想エンジン４の仕様が変更された場合であっても、モデルを変更するのみで動力伝達機構５の評価が可能となる。従って、例えば排気量が２０％アップした場合に動力伝達機構５に生じる影響等についても、仮想エンジン４内のモデルを変更するのみで評価を行うことが可能となる。従って、異なる仕様のエンジン毎に試験を行う場合においても、シミュレーター３のモデルを変更した各エンジンの図示トルクを算出することで、モーター２から各エンジンの駆動力を出力することが可能となる。従って、各仕様のエンジンを用意する必要がなく、試験の効率を大幅に向上することができる。
【０１１０】
更に、シミュレーター３に入力される運転条件（点火時期、吸入空気量など）をモデルで変えた際に、そのときのトルクをモーター２の出力で再現できるため、例えば、シフトチェンジ時のトルクショック（動力伝達機構５に生じる振動）を無くすためにどれだけの遅角量がエンジンに必要なのか算出することができ、シフトチェンジ時のエンジン制御の適合を行なうことも可能となる。
【０１１１】
以上説明したように本実施形態によれば、Wiebe関数のパラメータｍ，ｋ，θｐ，θｂを運転状態に基づいてマップから算出し、Wiebe関数から算出した熱発生率を用いて図示トルクを算出するため、内燃機関１０の図示トルクを高精度に算出することが可能となる。これにより、運転条件から直接的にトルクを算出する場合に比べて適合工数を大幅に削減することが可能となる。
【０１１２】
そして、算出した図示トルクに基づいて、モーター２を制御するため、実機の内燃機関１０のトルクを忠実に再現した状態で駆動伝達機構５を駆動することができる。これにより、動力伝達機構５の耐久試験、騒音試験などを行った場合に、実機のエンジンを使用した場合と同等の精度で試験を行うことができる。
【図面の簡単な説明】
【０１１３】
【図１】本発明の一実施形態に係るパワートレーン試験システム１の構成を示す模式図である。
【図２】本発明の一実施形態に係る手法によって運転状態が取得され、制御される内燃機関システムの構成を示す模式図である。
【図３】本実施形態に係るトルク推定モデルの構成を示す模式図である。
【図４】クランク角[CA]と熱発生率ｄＱ／ｄθとの関係を示す特性図である。
【図５】パラメータｍを求める際に用いるマップを示す模式図である。
【図６】効率ｋを求める際に用いるマップを示す模式図である。
【図７】燃焼期間θｐを求める際に用いるマップを示す模式図である。
【図８】Wiebe関数モデルの熱発生開始点を実際の点火時期に等しいとした場合の問題を説明するための模式図である。
【図９】熱発生開始点ズレ量θｂを求める際に用いるマップを示す模式図である。
【図１０】Wiebe関数を実機データにフィッティングする方法を説明するための模式図である。
【図１１】効率ｋの定義を説明するための図である。
【図１２】熱発生率dＱ／dθの実機データから熱発生開始点ズレ量θｂを求める方法を説明するための図である。
【符号の説明】
【０１１４】
２ モーター
３ シミュレーター
４ 仮想エンジン（試験装置）
５ 動力伝達機構
６ モーター制御手段
１０ 内燃機関
４０ ＥＣＵ
６２ スロットルモデル
６４ インテークマニホールドモデル
６６ 吸気弁モデル
６８ シリンダーモデル（熱発生モデル）
７０ 排気弁モデル
７２ エキゾーストマニホールドモデル７２
【特許請求の範囲】
【請求項１】
動力伝達機構の試験装置であって、
前記動力伝達機構に接続されるモーターと、
実機の内燃機関の図示トルクを算出するシミュレーターと、
前記図示トルクに基づいて、前記モーターの出力を制御する制御手段と、
を備えたことを特徴とする動力伝達機構の試験装置。
【請求項２】
前記シミュレーターは、
内燃機関のガス流及び燃焼状態を表す特性値と図示トルクとの関係を規定したトルク推定モデルを取得するモデル取得手段と、
クランク角度θに対する筒内の発熱量Ｑの変化率である熱発生率ｄＱ／ｄθに寄与するパラメータを、運転条件に応じて取得するパラメータ取得手段と、
前記パラメータを用いて、所望の運転条件下における熱発生率ｄＱ／ｄθを演算する熱発生率演算手段と、
前記熱発生率ｄＱ／ｄθを用いて、前記トルク推定モデルから前記図示トルクを推定する図示トルク推定手段と、
を有することを特徴とする請求項１記載の動力伝達機構の試験装置。
【請求項３】
前記パラメータ取得手段は、前記運転条件と前記パラメータとの関係を規定したマップ又は近似式を用いて、前記パラメータを取得することを特徴とする請求項２記載の動力伝達機構の試験装置。
【請求項４】
前記熱発生率演算手段は、
複数の前記パラメータを含む関数であって、前記パラメータにより実際の熱発生率の特性を近似した関数を用いて前記熱発生率ｄＱ／ｄθを演算することを特徴とする請求項３記載の動力伝達機構の試験装置。
【請求項５】
前記シミュレーターは、
実機の内燃機関の筒内圧の実測値に基づいて、所定の運転条件毎に前記実際の熱発生率を取得する手段と、
前記所定の運転条件毎に、前記実際の熱発生率と前記関数の値が一致するように前記パラメータの値を決定し、前記運転条件と前記パラメータとの関係を規定した前記マップ又は前記近似式を作成するマップ作成手段と、
を更に有することを特徴とする請求項４記載の動力伝達機構の試験装置。
【請求項６】
前記関数はWiebe関数であり、前記複数のパラメータは、形状パラメータｍ、効率パラメータｋ、燃焼期間θｐ及び熱発生開始点ズレ量θｂを含むことを特徴とする請求項４又は５記載の動力伝達機構の試験装置。
【請求項７】
前記図示トルク推定手段は、
前記トルク推定モデルを用いて筒内圧を推定し、推定した筒内圧に基づいて前記図示トルクを推定することを特徴とする請求項２〜６のいずれかに記載の動力伝達機構の試験装置。
【請求項８】
前記トルク推定モデルは、吸気流演算モデル、排気流演算モデル、及び熱発生演算モデルを含み、
前記図示トルク推定手段は、前記熱発生率ｄＱ／ｄθを前記熱発生演算モデルへ導入することで、前記図示トルクを推定することを特徴とする請求項２〜７のいずれかに記載の動力伝達機構の試験装置。
【請求項９】
前記トルク推定モデルは、内燃機関のガス経路における容量要素と流れ要素を交互に結合して構成され、前記容量要素はエネルギー保存則、質量保存則、及び気体の状態方程式によってモデル化され、前記流れ要素は非圧縮性流体のノズルの式によってモデル化されることを特徴とする請求項８記載の動力伝達機構の試験装置。
【請求項１０】
前記シミュレーターは、
内燃機関のフリクショントルクを推定する手段と、
前記図示トルクと前記フリクショントルクとの差分から駆動軸に出力される実トルクを算出する手段と、
を更に有することを特徴とする請求項２〜９のいずれかに記載の動力伝達機構の試験装置。
【請求項１】
動力伝達機構の試験装置であって、
前記動力伝達機構に接続されるモーターと、
実機の内燃機関の図示トルクを算出するシミュレーターと、
前記図示トルクに基づいて、前記モーターの出力を制御する制御手段と、
を備えたことを特徴とする動力伝達機構の試験装置。
【請求項２】
前記シミュレーターは、
内燃機関のガス流及び燃焼状態を表す特性値と図示トルクとの関係を規定したトルク推定モデルを取得するモデル取得手段と、
クランク角度θに対する筒内の発熱量Ｑの変化率である熱発生率ｄＱ／ｄθに寄与するパラメータを、運転条件に応じて取得するパラメータ取得手段と、
前記パラメータを用いて、所望の運転条件下における熱発生率ｄＱ／ｄθを演算する熱発生率演算手段と、
前記熱発生率ｄＱ／ｄθを用いて、前記トルク推定モデルから前記図示トルクを推定する図示トルク推定手段と、
を有することを特徴とする請求項１記載の動力伝達機構の試験装置。
【請求項３】
前記パラメータ取得手段は、前記運転条件と前記パラメータとの関係を規定したマップ又は近似式を用いて、前記パラメータを取得することを特徴とする請求項２記載の動力伝達機構の試験装置。
【請求項４】
前記熱発生率演算手段は、
複数の前記パラメータを含む関数であって、前記パラメータにより実際の熱発生率の特性を近似した関数を用いて前記熱発生率ｄＱ／ｄθを演算することを特徴とする請求項３記載の動力伝達機構の試験装置。
【請求項５】
前記シミュレーターは、
実機の内燃機関の筒内圧の実測値に基づいて、所定の運転条件毎に前記実際の熱発生率を取得する手段と、
前記所定の運転条件毎に、前記実際の熱発生率と前記関数の値が一致するように前記パラメータの値を決定し、前記運転条件と前記パラメータとの関係を規定した前記マップ又は前記近似式を作成するマップ作成手段と、
を更に有することを特徴とする請求項４記載の動力伝達機構の試験装置。
【請求項６】
前記関数はWiebe関数であり、前記複数のパラメータは、形状パラメータｍ、効率パラメータｋ、燃焼期間θｐ及び熱発生開始点ズレ量θｂを含むことを特徴とする請求項４又は５記載の動力伝達機構の試験装置。
【請求項７】
前記図示トルク推定手段は、
前記トルク推定モデルを用いて筒内圧を推定し、推定した筒内圧に基づいて前記図示トルクを推定することを特徴とする請求項２〜６のいずれかに記載の動力伝達機構の試験装置。
【請求項８】
前記トルク推定モデルは、吸気流演算モデル、排気流演算モデル、及び熱発生演算モデルを含み、
前記図示トルク推定手段は、前記熱発生率ｄＱ／ｄθを前記熱発生演算モデルへ導入することで、前記図示トルクを推定することを特徴とする請求項２〜７のいずれかに記載の動力伝達機構の試験装置。
【請求項９】
前記トルク推定モデルは、内燃機関のガス経路における容量要素と流れ要素を交互に結合して構成され、前記容量要素はエネルギー保存則、質量保存則、及び気体の状態方程式によってモデル化され、前記流れ要素は非圧縮性流体のノズルの式によってモデル化されることを特徴とする請求項８記載の動力伝達機構の試験装置。
【請求項１０】
前記シミュレーターは、
内燃機関のフリクショントルクを推定する手段と、
前記図示トルクと前記フリクショントルクとの差分から駆動軸に出力される実トルクを算出する手段と、
を更に有することを特徴とする請求項２〜９のいずれかに記載の動力伝達機構の試験装置。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図１２】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図１２】
【公開番号】特開２００７−１２７４５８（Ｐ２００７−１２７４５８Ａ）
【公開日】平成１９年５月２４日（２００７．５．２４）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２００５−３１８７０１（Ｐ２００５−３１８７０１）
【出願日】平成１７年１１月１日（２００５．１１．１）
【出願人】（０００００３２０７）トヨタ自動車株式会社 (59,920)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成１９年５月２４日（２００７．５．２４）
【国際特許分類】
【出願日】平成１７年１１月１日（２００５．１１．１）
【出願人】（０００００３２０７）トヨタ自動車株式会社 (59,920)
【Ｆターム（参考）】
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