5~7kHz with Window

- 91 -

以上の実験的検証結果から，HCCI燃焼時のノックセンサ信号のFFTウィンドウを決定 した(図3.23)．検出開始をTDCとし検出完了を40deg.ATDC CAとした．これによりIVC，

EVC，点火によるノックセンサ信号へのノイズ成分を除外する．また，噴射ノイズは周波 数帯がHCCI燃焼の10モードより低いため，周波数での除去が可能である．

Fig. 3.23 Optimized FFT window

図3.24に周波数選定とFFTウィンドウ最適化を実施際の検出精度を示す．dp/dθmaxの増 加と共にVIが増加するリニアな特性が得られた．

Fig. 3.24 Relationship between dp/dθ

and VI (5-7kHz, Optimized FFT window, all cylinder)

Crank angle [deg.ATDC CA]

-20

0 20 40

Knock sensor signal

In-cylinder pressure

Optimized

- 92 -

各振動モードのVIとdp/dθmaxの決定係数R²を図3.25にまとめる．本検出手法ベース性能 1-15kHz積分VIによる決定係数0.6709に対し，5-7kHz積分VIで0.8279，FFTウィンドウ 最適化を加え0.8502まで改善した．

Fig. 3.25 Improvement of detection accuracy by optimizing detection method

3.5 他機種 HCCI エンジンへの適用

本燃焼騒音検出コンセプトが他機種エンジンへ適用できるかについて実験的に検証した．

検証エンジンは図3.26に示すV型6気筒エンジンである．表3.6にエンジン諸元を示す．

実験エンジンの総排気量は2987cm³，V型6気筒である．当該エンジンでは HCCI燃焼を 燃料噴射，およびバルブタイミング制御により実施した．圧縮比は12であり，燃料噴射は サイドマウント直噴である．動弁システムには吸排気に連続可変バルブタイミングと連続 可変バルブリフト機構を備える．エンジン制御にはRPT (Rapid Proto Typing) を使用し，

噴射時期，動弁開閉弁時期，スロットル開度を制御した．筒内圧センサは各気筒に装着し，

燃焼解析装置により計測した．ノックセンサ信号も同期計測し，ポスト処理によってノッ クセンサ信号の FFT 処理を行った．ノックセンサは検証エンジンの標準装着品(非共振型) を使用した．実験条件はエンジン回転数1400rpm，1800rpm，2200rpm でのIMEP違い とし，NVO および燃料噴射量を変更することで燃焼騒音(dp/dθmax)を作為的に発生させた (表3.7)．

0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0

1-15kHz 5-7kHz Window Co ef ficie nt of corre la tion dp /dθ

vs VI

Band 1-15kHz 5-7kHz 5-7kHz

FFT

window 0-180 0-180 0-40

R

0.6709 0.8279 0.8502

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Fig. 3.26 Test engine Table 3.6 Engine specification

Table 3.7 test condition

図3.27にノックセンサ装着位置を示す．ノックセンサは両バンク中央ブロック部に装着 し，3番気筒，4番気筒，5番気筒，6番気筒の中央に位置する．また振動強度VIのリアル タイム演算ロジックを構築し，RPTに実装させることによりリアルタイム検出を実施した．

V6-cylinder 4-stroke engine

Bore×stroke 93.0×73.3 mm

Displacement 2,987cm³

Compression ratio 12.0

Valve control Phase & lift (Intake/exhaust) Fuel Supply Direct Injection

Fuel Regular gasoline

Engine speed [rpm] 1400, 1800, 2200

IMEP [kPa] 160 ~ 480

Coolant temperature [deg.C] 90

dp/dθmax survey area [kPa/deg.CA] 100 ~ 1200

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Fig. 3.27 Location of knock sensor

図3.28，3.29に検証結果を示す．全気筒平均でのdp/dθmaxとVIの相関は非常に高い結 果が得られ，決定係数R²は0.91に到達した．一方で，低dp/dθmax (400kPa/deg.CA近傍) ではdp/dθmaxの変化量に対しVIの変化量が小さいこと，高dp/dθmax (900kPa/deg.CA以 上)においてもdp/dθmaxの変化量に対しVIの変化量が小さいことが確認された．

Fig. 3.28 Relationship between dp/dθ

and VI (all cylinder)

Cyl4 Cyl6

Front Cyl1

Cyl3

Cyl5 Transmission

Source: NISSAN MOTOR CO.,LTD.

Cyl1 Cyl2

Cyl5

Cyl3 Cyl4

Cyl6 Knock sensor

400 500 600 700 800 900 1000

0.005 0.0075 0.01 0.0125

d p /d θm ax [k P a/ de g. C A ]

ΣPSD [W/rpm]

ΣPSD と dp/dθmax の相関 (Allcylnder)

Intensity of engine vibration VI [W/rpm]