JP2004332647A - Ignition timing control device for engine - Google Patents
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Abstract
Description
【0001】
【発明の属する技術分野】
本発明は、エンジン(内燃機関)の点火時期制御装置、特に最大の軸トルクを発生するのに必要な最小点火進角値(いわゆるMBT)となるように点火時期を制御するものに関する。
【0002】
【従来の技術】
シリンダ内総ガス質量MASSCを未燃ガス密度基本値DENS及び層流火炎速度SLVで割った値に所定の着火遅れ時間B1を加算し、この加算値をクランク角に単位換算した値をMBTの得られる基本点火時期として演算するものがある(特許文献1参照)。
【0003】
【特許文献1】
特開平10−30535号公報
【0004】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、燃焼解析により得た知見を図4を参照しながら説明すると、図4は吸気下死点から膨張行程前半にかけての燃焼質量割合BRの変化を示している。ここで、燃焼質量割合BRは燃焼室に供給された燃料に対する燃焼ガス質量の比率を表し、これが燃焼解析により検出することが可能となった物理量である。この燃焼ガス質量BRは点火時期に0%であり、完全燃焼によって100%に達する。この場合に、基準クランク角θPMAXにおける燃焼質量割合BRは一定で約60%であることを新たに見出した。
【0005】
なお、図3は吸気下死点から膨張行程前半にかけての燃焼室圧力の変化を示し、MBTで混合気に点火した場合に混合気の燃焼圧力が最大値Pmaxとなるクランク角が基準クランク角θPMAXである。この基準クランク角θPMAXは燃焼方式によらずほぼ一定であり、一般に圧縮上死点後12〜15度、最大で圧縮上死点後10〜20度の範囲にあることが知られている。
【0006】
ここで、燃焼を開始してからθPMAXに達するまでの期間を燃焼期間として定義すれば、この燃焼期間は燃焼室の総ガス質量を層流燃焼速度で除算することによって求めることが基本的に可能であるため、上記従来装置では、総ガス質量MASSCを未燃ガス密度基本値DENSと乱流火炎速度基本値FLMTとで除算して燃焼期間を求めている。従来装置における未燃ガス密度基本値DENSは未燃ガス質量を未燃ガス体積で割って得られる値であるため、理論的にはこれら未燃ガス質量及び未燃ガス体積を検出すれば未燃ガス密度基本値DENSを正確に求めることができるのであるが、実際には燃焼室内にける未燃ガス体積を推定することは困難であるので、従来装置においては充填効率ITACに基づいて未燃ガス密度基本値DENSを求めている。
【0007】
しかしながら、従来装置のように質量に相当する充填効率ITACのみの関数で未燃ガス密度基本値DENSを算出するのでは、運転条件により変化する未燃ガス体積分だけ算出精度が悪くなり、算出精度が落ちる分だけ燃焼期間の算出精度が低下し、基本点火時期の演算が不正確となり、MBTが得られない事態が生じ得る。
【0008】
そこで本発明は、燃焼ガス体積はそのときの燃焼室容積で近似し、代わりに燃焼ガス質量を導入し、これら燃焼室容積、燃焼ガス質量に基づいて燃焼期間を算出することにより、最近の燃焼解析結果を盛り込んだ新たな点火時期制御方法を提供することを目的とする。
【0009】
【課題を解決するための手段】
本発明は、燃焼ガスの層流状態での燃焼速度である層流燃焼速度、燃焼室内の燃焼ガス体積に相当する容積、所定クランク角までに前記燃焼室内で燃焼する燃焼ガス質量、所定運転条件での燃焼ガスの燃焼のしやすさを示す反応確率をそれぞれ算出し、これら層流燃焼速度、燃焼ガス体積相当容積、燃焼ガス質量及び反応確率に基づいて燃焼開始から所定クランク角までの燃焼期間を算出し、この燃焼期間に基づいてMBTの得られる基本点火時期を算出するように構成し、このようにして得た基本点火時期で火花点火を行うものである。
【0010】
【発明の効果】
本発明によれば、層流燃焼速度、燃焼ガス体積に近似させた燃焼ガス体積相当容積、新たに導入した燃焼ガス質量及び反応確率に基づいて燃焼期間を算出するようにしたので、従来装置のように未燃ガス密度を用いることなく燃焼期間を算出することが可能となり、これにより正確かつ容易にMBTの得られる基本点火時期を算出することができる。
【0011】
【発明の実施の形態】
以下、図面に基づき本発明の実施形態について説明する。
【0012】
図1は、本発明のシステムを説明するための概略図である。
【0013】
空気は吸気コレクタ2に蓄えられた後、吸気マニホールド3を介して各気筒の燃焼室5に導入される。燃料は各気筒の吸気ポート4に配置された燃料インジェクタ21より噴射供給される。空気中に噴射された燃料は気化しつつ空気と混合してガス(混合気)を作り、燃焼室5に流入する。この混合気は吸気弁15が閉じることで燃焼室5内に閉じこめられ、ピストン6の上昇によって圧縮される。
【0014】
この圧縮混合気に対して高圧火花により点火を行うため、パワートランジスタ内蔵の点火コイルを各気筒に配した電子配電システムの点火装置11を備える。すなわち、点火装置11は、バッテリからの電気エネルギーを蓄える点火コイル13と、点火コイル13の一次側への通電、遮断を行うパワートランジスタと、燃焼室5の天井に設けられ点火コイル13の一次電流の遮断によって点火コイル13の二次側に発生する高電圧を受けて、火花放電を行う点火プラグ14とからなっている。
【0015】
圧縮上死点より少し手前で点火プラグ14により火花が飛ばされ圧縮混合気に着火されると、火炎が広がりやがて爆発的に燃焼し、この燃焼によるガス圧がピストン6を押し下げる仕事を行う。この仕事はクランクシャフト7の回転力として取り出される。燃焼後のガス(排気)は排気弁16が開いたとき排気通路8へと排出される。
【0016】
排気通路8には三元触媒9を備える。三元触媒9は排気の空燃比が理論空燃比を中心とした狭い範囲(ウインドウ)にあるとき、排気に含まれるHC、CO、NOxといった有害三成分を同時に効率よく除去できる。空燃比は吸入空気量と燃料量の比であるので、エンジンの1サイクル(4サイクルエンジンではクランク角で720°区間)当たりに燃焼室5に導入される吸入空気量と、燃料インジェクタ21からの燃料噴射量との比が理論空燃比となるように、エンジンコントローラ31ではエアフローメータ32からの吸入空気流量の信号とクランク角センサ(33、34)からの信号に基づいて燃料インジェクタ21からの燃料噴射量を定めると共に、三元触媒9の上流に設けたO2センサ35からの信号に基づいて空燃比をフィードバック制御している。
【0017】
吸気コレクタ2の上流には絞り弁23がスロットルモータ24により駆動される、いわゆる電子制御スロットル22を備える。運転者が要求するトルクはアクセルペダル41の踏み込み量(アクセル開度)に現れるので、エンジンコントローラ31ではアクセルセンサ42からの信号に基づいて目標トルクを定め、この目標トルクを実現するための目標空気量を定め、この目標空気量が得られるようにスロットルモータ24を介して絞り弁23の開度を制御する。
【0018】
吸気弁用カムシャフト25、排気弁用カムシャフト26及びクランクシャフト7の各前部にはそれぞれカムスプロケット、クランクスプロケットが取り付けられ、これらスプロケットにタイミングチェーン(図示しない)を掛け回すことで、カムシャフト25、26がエンジンのクランクシャフト7により駆動されるのであるが、このカムスプロケットと吸気弁用カムシャフト25との間に介在して、作動角一定のまま吸気弁用カムの位相を連続的に制御し得る吸気バルブタイミングコントロール機構(以下、「吸気VTC機構」という。)27と、カムスプロケットと排気弁用カムシャフト26との間に介在して、作動角一定のまま排気弁用カムの位相を連続的に制御し得る排気バルブタイミングコントロール機構(以下、「排気VTC機構」という。)28とを備える。吸気弁15の開閉時期や排気弁16の開閉時期を変えると燃焼室5に残留する不活性ガスの量が変化する。燃焼室5内の不活性ガスの量が増えるほどポンピングロスが減って燃費がよくなるので、運転条件によりどのくらいの不活性ガスが燃焼室5内に残留したらよいかを目標吸気弁閉時期や目標排気弁閉時期にして予め定めており、エンジンコントローラ31ではそのときの運転条件(エンジンの負荷と回転速度)より目標吸気弁閉時期と目標排気弁閉時期を定め、それら目標値が得られるように吸気VTC機構27、排気VTC機構28の各アクチュエータを介して吸気弁閉時期と排気弁閉時期を制御する。
【0019】
吸気温度センサ43からの吸気温度の信号、吸気圧力センサ44からの吸気圧力の信号、排気温度センサ45からの排気温度の信号、排気圧力センサ46からの排気圧力の信号が、水温センサ37からの冷却水温の信号と共に入力されるエンジンコントローラ31では、パワートランジスタ13を介して点火プラグ14の一次側電流の遮断時期である点火時期を制御する。
【0020】
図2はエンジンコントローラ31内で行われる点火時期制御のブロック図で、大きくは点火時期演算部51と点火時期制御部61とからなる。点火時期演算部51はさらに初期燃焼期間算出部52、主燃焼期間算出部53、燃焼期間算出部54、基本点火時期算出部55及び前回燃焼開始時期算出部56からなる。
【0021】
初期燃焼期間算出部52では、混合気が着火してから火炎核が形成されるまでの期間を初期燃焼期間BURN1として算出する。主燃焼期間算出部53では、火炎核が形成されてから燃焼圧力が最大値Pmaxに達するまでの期間を主燃焼期間BURN2として算出する。燃焼期間算出部54では、これら初期燃焼期間BURN1と主燃焼期間BURN2との合計を、燃焼開始より最大燃焼圧力Pmaxに至るまでの燃焼期間BURNとして算出する。基本点火時期算出部55では、この燃焼期間BURNに基づいてMBTの得られる点火時期(この点火時期を「基本点火時期」という。)MBTCALを算出する。
【0022】
点火時期制御部61ではこのようにして算出された基本点火時期を点火時期指令値とし、この指令値で点火プラグ14が燃焼室5内の混合気に対して着火するように、イグニッションコイル13への通電角と非通電角を制御する。
【0023】
上記のように燃焼期間BURNを初期燃焼期間BURN1と主燃焼期間BURN2に分けて算出し、燃焼期間BURNに応じて基本点火時期MBTCALを求めるようにしたのは、燃焼解析より得られた結果に基づくものである。以下、燃焼解析に基づくこの点火時期制御をさらに説明する。
【0024】
図3に示すようにMBT(最大トルクの得られる最小進角値)で混合気に点火した場合に混合気の燃焼圧力が最大値Pmaxとなるクランク角を基準クランク角θPMAX[degATDC]とする。基準クランク角θPMAXは燃焼方式によらずほぼ一定であり、一般に圧縮上死点後12〜15度、最大で圧縮上死点後10〜20度の範囲にある。
【0025】
図4に火花点火エンジンにおける燃焼室内の燃焼解析により得られた燃焼質量割合BR(燃焼ガス質量割合)の変化を示す。燃焼室に供給された燃料に対する燃焼質量の比率を表す燃焼質量割合BRは、点火時に0%であり、完全燃焼によって100%に達する。基準クランク角θPMAXにおける燃焼質量割合は一定で約60%であることが実験により確かめられている。
【0026】
燃焼質量割合BRが0%から基準クランク角θPMAX相当の約60%に達するまでの変化代に相当する燃焼期間は、燃焼開始直後で燃焼質量割合にも燃焼圧力にもほとんど変化のない期間である初期燃焼期間と、燃焼質量割合と燃焼圧力が急激に増加する主燃焼期間とに分けられる。初期燃焼期間は、燃焼開始から火炎核が形成されるまでの段階であり、火炎核が形成されるのは燃焼質量割合が0%から2%〜10%まで変化したときである。この初期燃焼期間中は、燃焼圧力や燃焼温度の上昇速度が小さく、燃焼質量割合の変化に対して初期燃焼期間は長い。初期燃焼期間の長さは燃焼室内の温度や圧力の変化の影響を受けやすい。
【0027】
一方、主燃焼期間においては、火炎核から外側へと火炎が伝播するのであり、その火炎速度(つまり燃焼速度)が急上昇する。そのため、主燃焼期間の燃焼質量割合の変化は初期燃焼期間の燃焼質量割合の変化に比べて大きい。
【0028】
エンジンコントローラ31では、燃焼質量割合が2%に達する(変化する)までを初期燃焼期間BURN1[deg]とし、初期燃焼期間BURN1の終了後、基準クランク角θPMAXに至るまでの区間(燃焼室量割合でいえば2%より約60%に達するまでの間)を主燃焼期間BURN2[deg]として区別する。そして、初期燃焼期間BURN1に主燃焼期間BURN2を加えた合計である燃焼期間BURN[deg]を算出し、この燃焼期間BURNから基準クランク角θPMAX[degATDC]を差し引き、さらに後述する点火無駄時間相当クランク角IGNDEAD[deg]を加えたクランク角位置を、MBTの得られる点火時期である基本点火時期MBTCAL[degBTDC]として設定する。
【0029】
火炎核の形成される初期燃焼期間での燃焼室5内の圧力、温度は、点火時の圧力、温度とほぼ等価になるが、これから点火時期を算出しようとしているのに、最初から正確な点火時期を設定することはできない。そこで、図2に示したように前回燃焼開始時期算出部56で基本点火時期の前回値を前回燃焼開始時期MBTCYCL[degBTDC]として算出し、この値を初期燃焼期間算出部52に対して与えるようにし、初期燃焼期間算出部52において初期燃焼期間の算出をサイクリックに繰り返すことで、精度の高い結果を時間遅れなしに出すようにしている。
【0030】
次に、エンジンコントローラ31で実行される上記の基本点火時期MBTCALの算出を以下のフローチャートを参照しながら詳述する。
【0031】
図5は点火時期の算出に必要な各種の物理量を算出するためのもので、一定時間毎(例えば10msec毎)に実行する。
【0032】
まずステップ11では、吸気弁閉時期IVC[degBTDC]、温度センサ43により検出されるコレクタ内温度TCOL[K]、圧力センサ44により検出されるコレクタ内圧力PCOL[Pa]、温度センサ45により検出される排気温度TEXH[K]、内部不活性ガス率MRESFR[%]、温度センサ37により検出される冷却水温TWK[K]、目標当量比TFBYA、クランク角センサにより検出されるエンジン回転速度NRPM[rpm]、点火無駄時間DEADTIME[μsec]を読み込む。
【0033】
ここで、クランク角センサはクランクシャフト7のポジションを検出するポジションセンサ33と、吸気用カムシャフト25ポジションを検出するフェーズセンサ34とからなり、これら2つのセンサ33、34からの信号に基づいてエンジン回転速度NRPM[rpm]が算出されている。
【0034】
吸気弁閉時期IVCは吸気VTC機構27に与える指令値から既知である。あるいはフェーズセンサ34により実際の吸気弁閉時期を検出してもかまわない。
【0035】
内部不活性ガス率MRESFRは燃焼室内に残留する不活性ガス量を燃焼室内の総ガス量で除した値で、その算出については後述する。点火無駄時間DEADTIMEは一定値である。
【0036】
目標当量比TFBYAは図示しない燃料噴射量の算出フローにおいて算出されている。目標当量比TFBYAは無名数であり、理論空燃比を14.7とすると、次式により表される値である。
【0037】
TFBYA=14.7/目標空燃比…(1)
例えば(1)式より目標空燃比が理論空燃比のときTFBYA=1.0となり、目標空燃比が例えば22.0といったリーン側の値であるとき、TFBYAは1.0未満の正の値である。
【0038】
ステップ12では、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける容積(つまり圧縮開始時期での容積)VIVC[m3]を算出する。燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCは、ピストン6のストローク位置によって決まる。ピストン6のストローク位置はエンジンのクランク角位置によって決まる。
【0039】
図6を参照して、エンジンのクランクシャフト71の回転中心72がシリンダの中心軸73からオフセットしている場合を考える。コネクティングロッド74、コネクティングロッド74とクランクシャフト71との結節点75、コネクティングロッド74とピストンをつなぐピストンピン76が図に示す関係にあるとする。このときの、燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCは次式(2)〜(6)で表すことができる。
【0040】
ただし、Vc:隙間容積[m3]、
ε :圧縮比、
D :シリンダボア径[m]、
ST :ピストンの全ストローク[m]、
Hivc :吸気弁閉時期におけるピストンピン76のTDCからの距離[m]、
Hx :ピストンピン76のTDCからの距離の最大値と最小値の差[m]、
CND :コネクティングロッド74の長さ[m]、
CRoff :結節点75のシリンダ中心軸73からのオフセット距離[m]、
PISoff:クランクシャフト回転中心72のシリンダ中心 軸73からのオフセット距離[m]、
θivc :吸気弁閉時期のクランク角[degATDC]、
θoff :ピストンピン76とクランクシャフト回転中心
72とを結ぶ線がTDCにおいて垂直線となす角度[deg]、
X :結節点75とピストンピン76との水平距離[m]、
吸気弁閉時期のクランク角θivcは前述のように、エンジンコントローラ31から吸気VTC機構27への指令信号によって決まるので、既知である。式(2)〜(6)にこのときのクランク角θivc(=IVC)を代入すれば、燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCを算出することができる。したがって、実用上は燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCは吸気弁閉時期IVCをパラメータとするテーブルで設定したものを用いる。吸気VTC機構27を備えないときには定数で与えることができる。
【0041】
ステップ13では、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける温度(つまり圧縮開始時期温度)TINI[K]を算出する。燃焼室5に流入するガスの温度は、燃焼室5に流入する新気と燃焼室5に残留する不活性ガスとが混じったガスの温度であり、燃焼室5に流入する新気の温度は吸気コレクタ2内の新気温度TCOLに等しく、また燃焼室5内に残留する不活性ガスの温度は排気ポート部近傍の排気温度TEXHで近似できるので、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける温度TINIは吸気弁閉時期IVCになったタイミングでの、吸気コレクタ2内の新気温度TCOL、排気温度TEXH、燃焼室5内に残留する不活性ガスの割合である内部不活性ガス率MRESFRから次式により求めることができる。
【0042】
ステップ14では燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける圧力(つまり圧縮開始時期圧力)PINI[Pa]を算出する。すなわち、吸気弁閉時期IVCになったタイミングでのコレクタ内圧力PCOLを吸気弁閉時期IVCにおける圧力PINIとして取り込む。
【0043】
ステップ15では、燃焼室5内の混合気の燃えやすさを表す反応確率RPROBA[%]を算出する。反応確率RPROBAは無次元の値であり、残留不活性ガス率MRESFR、冷却水温TWK[K]、目標当量比TFBYAの3つのパラメータに依存するので、次式により表すことができる。
【0044】
RPROBA=f3(MRESFR、TWK、TFBYA)…(8)
具体的に説明すると、MRESFR、TWK、TFBYAの3つのパラメータの組み合わせによって得られる反応確率の最大値を100%とし、これらのパラメータと反応確率RPROBAの関係を実験的に求め、求めた反応確率RPROBAをパラメータに応じたテーブルとしてエンジンコントローラ31のメモリに予め格納しておく。ステップ14ではパラメータに応じてこのテーブルを検索することにより反応確率RPROBAを求める。
【0045】
具体的には、冷却水温TWKに応じて図7に示すような特性を有する水温補正係数のテーブルと、同様に設定された内部不活性ガス率補正係数のテーブル(図示しない)と、目標当量比TFBYAに応じて図8に示すような特性を有する当量比補正係数のテーブルを予めメモリに格納しておく。各補正係数の最大値はそれぞれ1.0であり、3種類の補正係数の積に反応確率の最大値100%を掛け合わせることで、反応確率RPROBAを算出する。
【0046】
各テーブルを説明すると、図7に示す水温補正係数は冷却水温TWKが高いほど大きく、冷却水温TWKが80℃以上では1.0になる。図8に示す当量比補正係数は目標当量比TFBYAが1.0のとき、つまり理論空燃比のときに最大値の1.0となり、目標当量比が1.0より大きくても小さくても当量比補正係数は減少する。内部不活性ガス率補正係数は図示しないが、内部不活性ガス率MRESFRがゼロの場合に1.0となる。
【0047】
ステップ16では、基準クランク角θPMAX[degATDC]を算出する。前述のように基準クランク角θPMAXはあまり変動しないが、それでもエンジン回転速度NRPMの上昇に応じて進角する傾向があるため、基準クランク角θPMAXはエンジン回転速度NRPMの関数として次式で表すことができる。
【0048】
θPMAX=f4(NRPM)…(9)
具体的にはエンジン回転速度NRPMから、エンジンコントローラ31のメモリに予め格納された図9に示す特性のテーブルを検索することにより基準クランク角θPMAXを求める。算出を容易にするために、基準クランク角θPMAXを一定とみなすことも可能である。
【0049】
最後にステップ17では、点火無駄時間相当クランク角IGNDEAD[deg]を算出する。点火無駄時間相当クランク角IGNDEADは、エンジンコントローラ31から点火コイル13の一次電流を遮断する信号を出力したタイミングから点火プラグ14が実際に点火するまでのクランク角区間で、次式により表すことができる。
【0050】
IGNDEAD=f5(DEADTIME、NRPM)…(10)
ここでは、点火無駄時間DEADTIMEを200μsecとする。(10)式は、エンジン回転速度NRPMから点火無駄時間DEADTIMEに相当するクランク角である点火無駄時間相当クランク角IGNDEADを算出するためのものである。
【0051】
図10は初期燃焼期間BURN1[deg]を算出するためのもの、また図12は主燃焼期間BURN2[deg]を算出するためのもので、一定時間毎(例えば10msec毎)に実行する。図10、図12は図5に続けて実行する。
図10、図12はどちらを先に実行してもかまわない。
【0052】
まず図10から説明すると、ステップ161では、前回燃焼開始時期MBTCYCL[degBTDC]、図5のステップ12で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVC[m3]、図5のステップ13で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における温度TINI[K]、図5のステップ14で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における圧力PINI[Pa]、エンジン回転速度NRPM[rpm]、図5のステップ15で算出されている反応確率RPROBA[%]を読み込む。
【0053】
ここで、前回燃焼開始時期MBTCYCLは、基本点火時期MBTCALの[degBTDC]の1サイクル前の値であり、その算出については図13により後述する。
【0054】
ステップ162では燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0[m3]を算出する。前述したように、ここでの点火時期(燃焼開始時期)は今回のサイクルで演算する基本点火時期MBTCALではなく基本点火時期の1サイクル前の値である。すなわち、基本点火時期の1サイクル前の値であるMBTCYCLから次式により燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0を算出する。
【0055】
V0=f6(MBTCYCL)…(11)
具体的には前回燃焼開始時期MBTCYCLにおけるピストン6のストローク位置と、燃焼室5のボア径から、燃焼室5のMBTCYCLにおける容積V0を算出する。図5のステップ12では、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける容積VIVCを、吸気弁閉時期をパラメータとする吸気弁閉時期容積のテーブルを検索することにより求めたが、ここではMBTCYCLをパラメータとする前回燃焼開始時期容積のテーブルを検索することにより、燃焼室5の前回燃焼開始時期MBTCYCLにおける容積V0を求めればよい。
【0056】
ステップ163では燃焼開始時期における有効圧縮比Ecを算出する。有効圧縮比Ecは無次元の値であり、次式に示すように燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0を燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCで除した値である。
【0057】
Ec=f7(V0、VIVC)=V0/VIVC…(12)
ステップ164では吸気弁閉時期IVCから燃焼開始時期に至る間の燃焼室5内の温度上昇率TCOMPを次式に示すように有効圧縮比Ecに基づいて算出する。
【0058】
TCOMP=f8(Ec)=Ec^(κ−1)…(13)
ただし、κ:比熱比、
(13)式は断熱圧縮されるガスの温度上昇率の式である。なお、(13)式右辺の「^」は累乗計算を表している。この記号は後述する式でも使用する。
【0059】
κは断熱圧縮されるガスの定圧比熱を定容比熱で除した値で、断熱圧縮されるガスが空気であればκ=1.4であり、簡単にはこの値を用いればよい。ただし、混合気に対してκの値を実験的に求めることで、一層の算出精度の向上が可能である。
【0060】
図11は(13)式を図示したものである。従って、このような特性のテーブルを予めエンジンコントローラ31のメモリに格納しておき、有効圧縮比Ecに基づき当該テーブルを検索することにより温度上昇率TCOMPを求めることも可能である。
【0061】
ステップ165では、燃焼室5の燃焼開始時期における温度T0[K]を、燃焼室5の吸気弁閉時期における温度TINIに温度上昇率TCOMPを乗じることで、つまり
T0=TINI×TCOMP…(14)
の式により算出する。
【0062】
ステップ166、167はステップ164、165と同様である。すなわち、ステップ166では吸気弁閉時期IVCから燃焼開始時期に至る間の燃焼室5内の圧力上昇率PCOMPを次式に示すように有効圧縮比Ecに基づいて算出する。
【0063】
PCOMP=f9(Ec)=Ec^κ…(41)
ただし、κ:比熱比、
(41)式も(13)式と同じに断熱圧縮されるガスの圧力上昇率の式である。(41)式右辺の「^」も(13)式と同じに累乗計算を表している。
【0064】
κは上記(13)式で用いている値と同じで、断熱圧縮されるガスが空気であればκ=1.4であり、簡単にはこの値を用いればよい。ただし、混合気に対してその組成、温度からκの値を求めることで、一層の算出精度の向上が可能である。
【0065】
図11と同様の特性のテーブルを予めエンジンコントローラ31のメモリに格納しておき、有効圧縮比Ecに基づき当該テーブルを検索することにより圧力上昇率PCOMPを求めることも可能である。
【0066】
ステップ167では、燃焼室5の燃焼開始時期における圧力P0[Pa]を、燃焼室5の吸気弁閉時期における圧力PINIに圧力上昇率PCOMPを乗じることで、つまり
P0=PINI×PCOMP…(42)
の式により算出する。
【0067】
ステップ168では、初期燃焼期間における層流燃焼速度SL1[m/sec]を次式(公知)により算出する。
【0068】
ただし、Tstd :基準温度[K]、
Pstd :基準圧力[Pa]、
SLstd:基準温度Tstdと基準圧力Pstdにおける基準層流燃焼速度[m/sec]、
T0 :燃焼室5の燃焼開始時期における温度[K]、
P0 :燃焼室5の燃焼開始時期における圧力[Pa]、
層流燃焼速度(層流火炎速度)は気体の流れがない状態での火炎の伝播速度のことであり、燃焼室5内の圧縮速度、燃焼室5内の吸気流速に因らず、燃焼室5の温度及び圧力の関数となることが知られていることから、初期燃焼期間における層流燃焼速度を燃焼開始時温度T0と燃焼開始時圧力P0の関数として、また後述するように主燃焼期における層流燃焼速度を圧縮上死点時温度TTDCと圧縮上死点圧力PTDCの関数としている。これは、層流燃焼速度は一般的に、エンジン負荷、燃焼室5内の不活性ガス率、吸気弁閉時期、比熱比、吸気温度により変化するのであるが、これらは燃焼室5内の温度Tと圧力Pに影響する因子であるので、層流燃焼速度は最終的に燃焼室5内の温度Tと圧力Pにより規定できるとするものである。
【0069】
上記の(15)式において基準温度Tstdと基準圧力Pstdと基準層流燃焼速度SLstdは実験により予め定められる値である。
【0070】
燃焼室5の通常の圧力である2bar以上の圧力下では、(15)式の圧力項(P0/Pstd)−0.16は小さな値となる。従って、圧力項(P0/Pstd)−0.16を一定値として、基準層流燃焼速度SLstdを基準温度Tstdのみで規定することも可能である。
【0071】
従って、基準温度Tstdが550[K]で、基準層流燃焼速度SLstdが1.0[m/sec]で、圧力項が0.7である場合の燃焼開始時期における温度T0と層流燃焼速度SL1との関係は近似的に次式で定義することができる。
【0072】
ステップ169では、初期燃焼期間におけるガス流動の乱れ強さST1を算出する。このガス流動の乱れ強さST1は無次元の値であり、燃焼室5に流入する新気の流速と燃料インジェクタ21の噴射燃料のペネトレーションとに依存する。
【0073】
燃焼室5に流入する新気の流速は、吸気通路の形状と、吸気弁15の作動状態と、吸気弁15を設ける吸気ポート4の形状に依存する。噴射燃料のペネトレーションは燃料インジェクタ21の噴射圧力と、燃料噴射期間と、燃焼噴射タイミングに依存する。
【0074】
最終的に、初期燃焼期間におけるガス流動の乱れ強さST1は、エンジン回転速度NRPMの関数として次式で表すことができる。
【0075】
ST1=f12(NRPM)=C1×NRPM…(17)
ただし、C1:定数、
乱れ強さST1を回転速度NRPMをパラメータとするテーブルから求めることも可能である。
【0076】
ステップ170では層流燃焼速度S1と乱れ強さST1から、初期燃焼期間におけるガスの燃焼速度FLAME1[m/sec]を次式により算出する。
【0077】
FLAME1=SL1×ST1…(18)
燃焼室5内にガス乱れがあるとガスの燃焼速度が変化する。(18)式はこのガス乱れに伴う燃焼速度への寄与(影響)を考慮したものである。
【0078】
ステップ171では、次式により初期燃焼期間BURN1[deg]を算出する。
【0079】
ただし、AF1:火炎核の反応面積(固定値)[m2]、
この(19)式および後述する(22)式は、燃焼ガス質量を燃焼速度で割ると燃焼期間が得られるとする次の基本式より導いたものであるが、(19)、(22)式右辺の分子、分母ががただちに燃焼ガス質量、燃焼速度を表すものではない。
【0080】
(補1)式右辺分母の未燃ガス密度は、未燃ガス質量[g]を未燃ガス体積[m3]で割った値であるので、従来装置のように質量に相当する充填効率ITACのみの関数では未燃ガス密度を正確に計算できているとはいえない。そこで、(補1)式に対して実験結果とを照らし合わせつつ所定の近似を導入して初めて得られたのが上記(19)式及び後述する(22)式に示す実験式である。
【0081】
ここで、(19)式右辺のBR1は燃焼開始時期より初期燃焼期間BURN1の終了時期までの燃焼質量割合の変化代であり、ここではBR1=2%に設定している。(19)式右辺の(NRPM×6)は単位をrpmからクランク角(deg)に変換するための処理である。火炎核の反応面積AF1は実験的に設定される。
【0082】
また、初期燃焼期間中はほぼ燃焼室容積は変わらないとみなすことができる。従って、初期燃焼期間BURN1を算出するに際して最初の燃焼室容積である燃焼開始時の燃焼室容積V0を採用している。
【0083】
次に図12のフローに移ると、ステップ181では図10のステップ161と同様に、図5のステップ12で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVC[m3]、図5のステップ13で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における温度TINI[K]、図5のステップ14で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における圧力PINI[Pa]、エンジン回転速度NRPM[rpm]、図5のステップ15で算出されている反応確率RPROBA[%]を読み込み、さらにシリンダ新気量MACYL[g]、目標当量比TFBYA、内部不活性ガス量MRES[g]、外部不活性ガス量MEGR[g]を読み込む。
【0084】
ここで、図1には外部EGR装置は示していないが、図12に関する限り外部EGR装置を備えているエンジンを前提として説明する。この場合に、外部不活性ガス量MEGRは例えば公知の手法(特開平10−141150号公報参照)を用いて算出すればよい。なお、図1に示す本実施形態のように外部EGR装置を備えていないエンジンを対象とするときには外部不活性ガス量MEGR=0で扱えば足りる。シリンダ新気量MACYL、内部不活性ガス量MRESの算出については図14以降で後述する。
【0085】
ステップ182、183は図10のステップ163、164と同様である。すなわち、ステップ182で圧縮上死点時期における有効圧縮比Ec 2を算出する。有効圧縮比Ec 2も上記(12)式の有効圧縮比Ecと同様に無次元の値であり、次式に示すように燃焼室5の圧縮上死点時における容積VTDCを燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCで除した値である。
【0086】
Ec 2=f13(VTDC、VIVC)=VTDC/VIVC…(43)
(43)式において燃焼室5の圧縮上死点時における容積VTDCは運転条件によらず一定であり、予めエンジンコントローラ31のメモリに格納しておけばよい。
【0087】
ステップ183では吸気弁閉時期IVCから圧縮上死点に至る間の燃焼室5内の断熱圧縮による温度上昇率TCOMP 2を次式に示すように有効圧縮比Ec 2に基づいて算出する。
【0088】
ただし、κ:比熱比、
図11と同様の特性のテーブルを予めエンジンコントローラ31のメモリに格納しておき、有効圧縮比Ec 2から当該テーブルを検索することにより温度上昇率TCOMP 2を求めることも可能である。
【0089】
ステップ184ではシリンダ新気量MACYL、目標当量比TFBYA、内部不活性ガス量MRES、外部不活性ガス量MEGRから次式により燃焼室5の総ガス質量MGAS[g]を算出する。
【0090】
(45)式右辺の括弧内の「1」は新気分、「TFBYA/14.7」は燃料分である。
【0091】
ステップ185ではこの燃焼室5の総ガス質量MGASと、シリンダ新気量MACYL、目標当量比TFBYAを用い、次式により混合気の燃焼による温度上昇量(燃焼上昇温度)TBURN[K]を算出する。
【0092】
ただし、Q:燃料の定発熱量、
BRk:シリンダ内燃料の燃焼質量割合、
Cv:定積比熱、
(46)式右辺の分子はシリンダ内燃料による発生総熱量[J]、分母は単位発生熱量当たりの温度上昇率[J/K]を意味している。すなわち、(46)式は熱力学の公式に当てはめた近似式である。
【0093】
ここで、シリンダ内燃料の燃焼質量割合BRkとしては予め実験等で適合しておく。簡易的には例えば60%/2=30%を設定する。これは、本実施形態では燃焼質量割合BRが約60%に達するまでを燃焼期間として扱うので、そのちょうど中間の30%をBRkとして設定するものである。
【0094】
燃料の定発熱量Qは燃料の種類により異なる値であるので、燃料の種類に応じ予め実験等で求めておく。定積比熱Cvは2〜3の値であり予め実験等で代表値を適合しておく。ただし、混合気に対してその組成、温度から定積比熱Cvの値を求めることで、一層の算出精度の向上が可能である。
【0095】
ステップ186では、燃焼室5の圧縮上死点における温度TTDC[K]を、燃焼室5の吸気弁閉時期における温度TINIに圧縮上死点までの温度上昇率TCOMP 2を乗じその乗算値に上記の燃焼上昇温度TBURNを加算することで、つまり次式により算出する。
【0096】
TTDC=TINI×TCOMP 2+TBURN…(47)
ステップ187では、この燃焼室5の圧縮上死点における温度TTDCと容積VTDC及び燃焼室5の吸気弁閉時期における圧力PINI、容積VIVC及び温度TINIから次式により燃焼室5の圧縮上死点における圧力PTDC[K]を算出する。
【0097】
(48)式は状態方程式を用いて得たものである。すなわち、吸気弁閉時期における圧力、容積及び温度(PINI、VIVC、TINI)を用いて次の状態方程式が成立する。
【0098】
PINI×VIVC=n・R・TINI…(補2)
ただし、n:モル数、
R:ガス定数、
圧縮上死点近傍では容積はほぼ等しいので、圧縮上死点での圧力、容積及び温度(PTDC、VTDC、TTDC)を用いて次の状態方程式が成立する。
【0099】
PTDC×VTDC=n・R・TTDC…(補3)
この(補3)式と上記(補2)との両式からn・Rを消去しPTDCについて解くと、上記(48)式が得られる。
【0100】
ステップ188では図10のステップ168と同様にして、次式(公知)により、主燃焼期間における層流燃焼速度SL2[m/sec]を算出する。
【0101】
ただし、Tstd :基準温度[K]、
Pstd :基準圧力[Pa]、
SLstd:基準温度Tstdと基準圧力Pstdにおける基準層流燃焼速度[m/sec]、
TTDC:燃焼室5の圧縮上死点における温度[K]、
PTDC:燃焼室5の圧縮上死点における圧力[Pa]、
(49)式の解説は上記(16)式と同様ある。すなわち、(49)式の基準温度Tstdと基準圧力Pstdと基準層流燃焼速度SLstdは実験により予め定められる値である。燃焼室5の通常の圧力である2bar以上の圧力下では、(49)式の圧力項(PTDC/Pstd)−0.16は小さな値となる。従って、圧力項(PTDC/Pstd)−0.16を一定値として、基準層流燃焼速度SLstdを基準温度Tstdのみで規定することも可能である。よって、基準温度Tstdが550[K]で、基準層流燃焼速度SLstdが1.0[m/sec]で、圧力項が0.7である場合の圧縮上死点における温度TTDCと層流燃焼速度SL2との関係は近似的に次式で定義することができる。
【0102】
ステップ189期間では主燃焼期間におけるガス流動の乱れ強さST2を算出する。このガス流動の乱れ強さST2も初期燃焼期間におけるガス流動の乱れ強さST1と同様に、エンジン回転速度NRPMの関数として次式で表すことができる。
【0103】
ST2=f17(NRPM)=C2×NRPM…(20)
ただし、C2:定数、
乱れ強さST2を回転速度をパラメータとするテーブルから求めることも可能である。
【0104】
ステップ190では、層流燃焼速度SL2[m/sec]と主燃焼期間におけるガス流動の乱れ強さST2とから、主燃焼期間における燃焼速度FLAME2[m/sec]を次式により算出する。
【0105】
FLAME2=SL2×ST2…(21)
ただし、SL2:層流燃焼速度[m/sec]、
(21)式は(18)式と同様、ガス乱れに伴う燃焼速度への寄与を考慮したものである。
【0106】
ステップ191では、主燃焼期間BURN2[deg]を(19)式に類似した次式で算出する。
【0107】
ただし、AF2:火炎核の反応面積[m2]
ここで、(22)式右辺のBR2は主燃焼期間の開始時期より終了時期までの燃焼質量割合の変化代である。初期燃焼期間の終了時期に燃焼質量割合BRが2%になり、その後、主燃焼期間が開始し、燃焼質量割合BRが60%に達して主燃焼期間が終了すると考えているので、BR2=60%−2%=58%を設定している。AF2は火炎核の成長行程における平均の反応面積であり、(19)式のAF1と同様に、予め実験的に定めた固定値とする。
【0108】
主燃焼期間では圧縮上死点を挟んで燃焼室容積が変化する。つまり、主燃焼期間の開始時期と、主燃焼期間の終了時期のほぼ中央に圧縮上死点位置が存在するとみなすことができる。また、圧縮上死点付近ではクランク角が変化しても燃焼室容積があまり変化しない。そこで主燃焼期間での燃焼室容積としてはこの圧縮上死点での燃焼室容積VTDCで代表させることとしている。
【0109】
図13は基本点火時期MBTCAL[degBTDC]を算出するためのもので、一定時間毎(例えば10msec毎)に実行する。図10、図12のうち遅く実行されるフローに続けて実行する。
【0110】
ステップ41では、図10のステップ171で算出されている初期燃焼期間BURN1、図12のステップ191で算出されている主燃焼期間BURN2、図5のステップ16で算出されている点火時期無駄時間相当クランク角IGNDEAD、図5のステップ17で算出されている基準クランク角θPMAXを読み込む。
【0111】
ステップ42では、初期燃焼期間BURN1と主燃焼期間BURN2の合計を燃焼期間BURN[deg]として算出する。
【0112】
ステップ43では次式により基本点火時期MBTCAL[degBTDC]を算出する。
【0113】
MBTCAL=BURN−θPMAX+IGNDEAD…(23)
ステップ44では、この基本点火時期MBTCALから点火無駄時間相当クランク角IGNDEADを差し引いた値を前回燃焼開始時期MBTCYCL[degBTDC]として算出する。
【0114】
このようにして算出した基本点火時期MBTCALは、点火時期指令値として点火レジスタに移され、実際のクランク角がこの点火時期指令値と一致したタイミングでエンジンコントローラ31より一次電流を遮断する点火信号が点火コイル13に出力される。
【0115】
また、今サイクルの点火時期指令値としてステップ43で算出された基本点火時期MBTCALが用いられたとすると、次サイクルの点火時期になるまでの間、ステップ44で算出された前回燃焼開始時期MBTCYCLが図10のステップ162において用いられる。
【0116】
次に、図14は燃焼室5内の内部不活性ガス率MRESFRを算出するためのもので、一定時間毎(例えば10msec毎)に実行する。このフローは上記図5のフローに先立って実行する。
【0117】
ステップ51ではエアフローメータ32の出力と目標当量比TFBYAを読み込む。ステップ52ではエアフロメータ32の出力に基づいて、燃焼室5に流入する新気量(シリンダ新気量)MACYLを算出する。このシリンダ新気量MACYLの算出方法については公知の方法を用いればよい(特開2001−50091号公報参照)。
【0118】
ステップ53では、燃焼室5内の内部不活性ガス量MRESを算出する。この内部不活性ガス量MRESの算出については、図15のフローにより説明する。
【0119】
図15(図14ステップ53のサブルーチン)においてステップ61では、燃焼室5内の排気弁閉時期EVCにおける不活性ガス量MRESCYLを算出する。この不活性ガス量MRESCYLの算出についてはさらに図16のフローにより説明する。
【0120】
図16(図15ステップ61のサブルーチン)においてステップ71では、排気弁閉時期EVC[degBTDC]、温度センサ45により検出される排気温度TEXH[K]、圧力センサ46により検出される排気圧力PEXH[kPa]を読み込む。
【0121】
ここで、吸気弁閉時期IVCが吸気VTC機構27に与える指令値から既知であったように、排気弁閉時期EVCも排気VTC機構28に与える指令値から既知である。
【0122】
ステップ72では燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける容積VEVCを算出する。これは吸気弁閉時期IVCにおける容積VIVCと同様に、排気弁閉時期をパラメータとするテーブルを検索することにより求めればよい。すなわち、排気弁VTC機構28を備える場合には、排気弁閉時期EVCから図23に示すテーブルを検索することにより、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける容積VEVCを求めればよい。排気VTC機構28を備えないときには定数で与えることができる。
【0123】
また、図示しないが圧縮比を変化させる機構を有する場合には、圧縮比の変化量に応じた排気弁閉時期における燃焼室容積VEVCをテーブルから求める。排気VTC機構28に加えて圧縮比を変化させる機構をも有する場合には、排気弁閉時期と圧縮比変化量とに応じたマップを検索することにより排気弁閉時期における燃焼室容積を求める。
【0124】
ステップ73では、目標当量比TFBYAから図24に示すテーブルを検索することにより、燃焼室5内の不活性ガスのガス定数REXを求める。図24に示すように、不活性ガスのガス定数REXは目標当量比TFBYAが1.0のとき、つまり理論空燃比のとき最も小さく、これより大きくても小さくても大きくなる。
【0125】
ステップ74では、排気温度TEXHに基づいて燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける温度TEVCを推定する。簡単には排気温度TEXHをそのままTEVCとおけばよい。なお、燃焼室5の排気弁閉時期における温度TEVCは、インジェクタ21の燃料噴射量に応じた熱量により変化するため、このような特性をも加味すれば、TEVCの算出精度が向上する。
【0126】
ステップ75では、排気圧力PEXHに基づいて燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける圧力PEVCを算出する。簡単には排気圧力PEXHをPEVCと置けばよい。
【0127】
ステップ76では、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける容積VEVC、排気弁閉時期EVCにおける温度TEVC、排気弁閉時期EVCにおける圧力PEVC及び不活性ガスのガス定数REXから、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける不活性ガス量MRESCYLを次式により算出する。
【0128】
このようにして燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける不活性ガス量MRESCYLの算出を終了したら図15に戻り、ステップ62で吸排気弁15、16のオーバーラップ(図では「O/L」と略記する)中に排気側から吸気側へ吹き返す不活性ガス量であるオーバーラップ中吹き返し不活性ガス量MRESOLを算出する。
【0129】
この不活性ガス量MRESOLの算出については図17のフローにより説明する。
【0130】
図17(図15ステップ62のサブルーチン)においてステップ81では、吸気弁開時期IVO[degBTDC]と、排気弁閉時期EVC[degBTDC]、図16のステップ74で算出されている燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける温度TEVCを読み込む。
【0131】
ここで、吸気弁開時期IVOは、吸気弁閉時期IVCより吸気弁15の開き角だけ前の時期となるので、吸気弁閉時期IVCより吸気弁15の開き角(予め分かっている)とから求めることができる。
【0132】
ステップ82では吸気弁開時期IVOと排気弁閉時期EVCとから、吸排気弁のオーバーラップ量VTCOL[deg]を次式により算出する。
【0133】
VTCOL=IVO+EVC…(25)
例えば、吸気VTC機構27用アクチュエータへの非通電時に吸気弁開時期IVOが吸気上死点位置にあり、吸気VTC機構27用アクチュエータへの通電時に吸気弁開時期が吸気上死点より進角する特性であり、かつ排気VTC機構28用アクチュエータへの非通電時に排気弁閉時期EVCが排気上死点にあり、排気弁VTC機構28用アクチュエータへの通電時に排気弁閉時期EVCが排気上死点より進角する特性である場合には、IVOとEVCの合計が吸排気弁のオーバーラップ量VTCOLとなる。
【0134】
ステップ83では、吸排気弁のオーバーラップ量VTCOLから、図25に示すテーブルを検索することによりオーバーラップ中の積算有効面積ASUMOLを算出する。図25に示すようにオーバーラップ中の積算有効面積ASUMOLは吸排気弁のオーバーラップ量VTCOLが大きくなるほど大きくなる値である。
【0135】
ここで、図26は、吸排気弁のオーバーラップ中の積算有効面積ASUMOLの説明図であり、横軸はクランク角、縦軸は吸気弁12と排気弁15とのそれぞれの開口面積を示している。オーバーラップ中の任意の時点における有効開口面積は、排気弁開口面積と吸気弁開口面積とのうち小さい方とする。オーバーラップ中の全期間における積算有効面積ASUMOLは、吸気弁15及び排気弁16が開いている期間の積分値(図中の斜線部)である。
【0136】
このようにオーバーラップ中積算有効面積ASUMOLを算出することで、吸気弁15と排気弁16とのオーバーラップ量を1つのオリフィス(流出孔)であると近似することができ、排気系の状態と吸気系の状態とからこの仮想オリフィスを通過するガス流量を簡略的に算出し得る。
【0137】
ステップ84では、目標当量比TFBYAと、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける温度TEVCとから、図27に示すマップを検索することにより、燃焼室5に残留する不活性ガスの比熱比SHEATRを算出する。図27に示したように、燃焼室に残留する不活性ガスの比熱比SHEATRは目標当量比TFBYAが1.0の近傍にあるときが最も小さくなり、それより大きくても小さくても大きくなる。また、目標当量比TFBYAが一定の条件では、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける温度TEVCが高くなるほど小さくなる。
【0138】
ステップ85では過給判定フラグTBCRG及びチョーク判定フラグCHOKEを設定する。この過給判定フラグTBCRG及びチョーク判定フラグCHOKEの設定については図18のフローにより説明する。
【0139】
図18(図17ステップ85のサブルーチン)においてステップ101では、吸気圧力センサ44により検出される吸気圧力PINと、図16のステップ75で算出されている燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける圧力PEVCを読み込む。
【0140】
ステップ102では、吸気圧力PINと、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける圧力PEVCとから、次式により吸気排気圧力比PINBYEXを算出する。
【0141】
PINBYEX=PIN/PEVC…(26)
この吸気排気圧力比PINBYEXは無名数であり、これと1をステップ103で比較する。吸気排気圧力比PINBYEXが1以下の場合には過給無しと判断し、ステップ104に進んで過給判定フラグTBCRG(ゼロに初期設定)=0とする。
【0142】
吸気排気圧力比PINBYEXが1より大きい場合には過給有りと判断し、ステップ105へ進んで過給判定フラグTBCRG=1とする。
【0143】
ステップ106では、図14のステップ51で読み込まれている目標当量比TFBYAから図28に示すテーブルを検索することにより、混合気の比熱比MIXAIRSHRを求め、これをステップ107で不活性ガスの比熱比SHEATRと入れ換える。図28に示したように、混合気の比熱比MIXAIRSHRは、目標当量比TFBYAが小さくなるほど大きくなる値である。
【0144】
ステップ106、107において、不活性ガスの比熱比SHEATRを混合気の比熱比MIXAIRSHRに置き換えるのは、ターボ過給や慣性過給等の過給時を考慮したものである。すなわち、過給時には吸排気弁のオーバーラップ中のガス流れが吸気系から排気系へ向かう(吹き抜ける)ので、この場合においては、上記の仮想オリフィスを通過するガスの比熱比を不活性ガスの比熱比から混合気の比熱比に変更することで、吹き抜けるガス量を精度良く推定し、内部不活性ガス量を精度良く算出するためである。
【0145】
ステップ108では、図17のステップ84または図18のステップ106、107で算出している不活性ガスの比熱比SHEATRに基づき、最小と最大とのチョーク判定しきい値SLCHOKEL、SLCHOKEHを次式により算出する。
【0146】
これらのチョーク判定しきい値SLCHOKEL、SLCHOKEHは、チョークする限界値を算出している。
【0147】
ステップ108において、(27a)右辺、(27b)右辺の各累乗計算が困難な場合には、(27a)、(27b)式の算出結果を、最小チョーク判定しきい値SLCHOKELのテーブルと最大チョーク判定しきい値SLCHOKEHのテーブルとしてそれぞれエンジンコントローラ31のメモリに予め記憶しておき、不活性ガスの比熱比SHEATRから当該テーブルを検索することにより求めてもよい。
【0148】
テップ109では、吸気排気圧力比PINBYEXが、最小チョーク判定しきい値SLCHOKEL以上でかつ最大チョーク判定しきい値SLCHOKEH以下の範囲内にあるか否か、すなわちチョーク状態にないか否かを判定する。吸気排気圧力比PINBYEXが範囲内にある場合にはチョーク無しと判断し、ステップ110に進んでチョーク判定フラグCHOKE(ゼロに初期設定)=0とする。
【0149】
吸気排気圧力比P1NBYEXが範囲内にない場合にはチョーク有りと判断し、ステップ111に進んでチョーク判定フラグCHOKE=1とする。
【0150】
このようにして過給判定フラグとチョーク判定フラグの設定を終了したら図17に戻り、ステップ86〜88で次の4つの場合分けを行う。
【0151】
〈1〉過給判定フラグTBCRG=0かつチョーク判定フラグCHOKE=0のとき
〈2〉過給判定フラグTBCRG=0かつチョーク判定フラグCHOKE=0のとき
〈3〉過給判定フラグTBCRG=0かつチョーク判定フラグCHOKE=1のとき
〈4〉過給判定フラグTBCRG=1かつチョーク判定フラグCHOKE=0のとき
そして、上記〈1〉のときにはステップ89に進んで、過給無しかつチョーク無し時のオーバーラップ中の平均吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp1を、上記〈2〉のときにはステップ90に進んで過給無しかつチョーク有り時のオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp2を、上記〈3〉のときにはステップ91に進んで過給有りかつチョーク無し時のオーバーラップ中の平均吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp3を、上記〈4〉のときにはステップ92に進んで過給有りかつチョーク有り時の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp4をそれぞれ算出し、算出結果をオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpに移す。
【0152】
ここで、過給無しかつチョーク無し時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp1の算出について図19のフローにより説明する
図19(図17ステップ89のサブルーチン)においてステップ121では、図16のステップ73、75で算出されている不活性ガスのガス定数REX、燃焼室5の排気弁閉時期における圧力PEVCを読み込む。
【0153】
ステップ122では、不活性ガスのガス定数REXと、図17のステップ81で読み込まれている燃焼室5の排気弁閉時期における温度TEVCとに基づき、後述するガス流量の算出式に用いる密度項MRSOLDを次式により算出する。
【0154】
MRSOLD=SQRT{1/(REX×TEVC)}…(28)
ここで、(28)式右辺の「SQRT」はすぐ右のカッコ内の値の平方根を計算させる関数である。
【0155】
なお、密度項MRSOLDの平方根計算が困難な場合は、(28)式の算出結果をマップとしてエンジンコントローラ31のメモリに予め記憶しておき、ガス定数REXと燃焼室5の排気弁閉時期における温度TEVCとからそのマップを検索することにより求めてもよい。
【0156】
ステップ123では、図17のステップ84で算出されている不活性ガスの比熱比SHEATRと、図18のステップ102で算出されている吸気排気圧力比PINBYEXとに基づき、後述するガス流量の算出式に用いる圧力差項MRSOLPを次式により算出する。
【0157】
ステップ124では、これら密度項MRSOLD、圧力差項MRSOLPと、燃焼室5の排気弁閉時期における圧力PEVCとから、過給無しかつチョーク無し時のオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp1を次式(ガス流量の算出式)により算出し、その算出値をステップ125でオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpに移す。
【0158】
次に、過給無しかつチョーク有り時の吹き返し不活性ガス流量の算出について図20のフローにより説明する
図20(図17ステップ90のサブルーチン)においてステップ131、132では、図19のステップ121、122と同様にして、不活性ガスのガス定数REX、燃焼室5の排気弁閉時期における圧力PEVCを読み込み、これらから前述の(28)式により密度項MRSOLDを算出する。
【0159】
ステップ133では、図17のステップ84で算出されている不活性ガスの比熱比SHEATRに基づき、チョーク時圧力差項MRSOLPCを次式により算出する。
【0160】
なお、(31)式の累乗計算と平方根計算とが困難な場合には、(31)式の算出結果を、チョーク時圧力差項MRSOLPCのテーブルとしてエンジンコントローラ31のメモリに予めに記憶しておき、不活性ガスの比熱比SHEATRからそのテーブルを検索することにより求めてもよい。
【0161】
ステップ134では、これら密度項MRSOLD、チョーク時圧力差項MRSOLPCと、燃焼室5の排気弁閉時期における圧力PEVCとから、過給無しかつチョーク有り時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp2を次式により算出し、その算出値をステップ135でオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpに移す。
【0162】
次に、過給有りかつチョーク無し時の吹き返しガス流量の算出について図21のフローにより説明する
図21(図17ステップ91のサブルーチン)においてステップ141では、吸気圧力センサ44により検出される吸気圧力PINを読み込む。
【0163】
ステップ142では、図18のステップ106、107で算出されている不活性ガスの比熱比SHEATRと、図18のステップ102で算出されている吸気排気圧力比PINBYEXとから、過給時圧力差項MRSOLPTを次式により算出する。
【0164】
なお、(33)式の累乗計算と平方根計算とが困難な場合は、(33)式の算出結果を、過給時圧力差項MRSOLPTのマップとしてエンジンコントローラ31のメモリに予め記憶しておき、不活性ガスの比熱比SHEATRと吸気排気圧力比PINBYEXとからそのマップを検索することにより求めてもよい。
【0165】
ステップ143では、この過給時圧力差項MRSOLPTと吸気圧力PINとに基づいて、過給有りかつチョーク無し時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp3を次式により算出し、その算出値をステップ144でオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpに移す。
【0166】
ここで、(34)式の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp3は負の値とすることで、オーバーラップ中に吸気系から排気系へ吹き抜ける混合気のガス流量を表すことができる。
【0167】
次に、過給有りかつチョーク有り時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量の算出について図22のフローにより説明する
図22(図17ステップ92のサブルーチン)においてステップ151、152では、図21のステップ141と同じく吸気圧力センサ44により検出される吸気圧力PINを読み込むと共に、図20のステップ132と同じくチョーク時圧力差項MRSOLPCを前述の(31)式により算出する。
【0168】
ステップ153では、このチョーク時圧力差項MRSOLPCと吸気圧力PINとに基づいて、過給有りかつチョーク有り時のオーバーラップ中吹き返しガス流量MRESOLtmp4を次式により算出し、その算出値をステップ154でオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpに移す。
【0169】
ここで、(35)式の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp4も、MRESOLtmp3と同様、負の値とすることで、オーバーラップ中に吸気側から排気側へ吹き抜ける混合気のガス流量を表すことができる。
【0170】
このようにして、過給の有無とチョークの有無との組み合わせにより場合分けした、オーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpの算出を終了したら図17に戻り、ステップ93においてこのオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpとオーバーラップ期間中の積算有効面積ASUMOLとから、次式によりオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量MRESOLを算出する。
【0171】
このようにしてオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量MRESOLの算出を終了したら図15に戻り、ステップ63において燃焼室5内の排気弁閉時期EVCにおける不活性ガス量MRESCYLと、このオーバーラップ中吹き返しガス量MRESOLとを加算して、つまり次式により内部不活性ガス量MRESを算出する。
【0172】
MRES=MRESCYL+MRESOL…(37)
前述のように、過給有り時にはオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量(MRESOLtmp3、MRESOLtmp4)が負となるため、上記(36)式のオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量MRESOLも負となり、このとき(37)式によれば、オーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量MRESOLの分だけ内部不活性ガス量が減じられる。
【0173】
このようにして内部不活性ガス量MRESの算出を終了したら図14に戻り、ステップ54においてこの内部不活性ガス量MRESと、目標当量比TFBYAとを用いて、次式により内部不活性ガス率MRESFR(燃焼室5内の総ガス量に対する内部不活性ガス量の割合)を算出する。
【0174】
これで内部不活性ガス率MRESFRの算出を総て終了する。
【0175】
このように本実施形態によれば、内部不活性ガス量MRESを、燃焼室5の排気弁閉時期における不活性ガス量MRESCYLと、吸排気弁のオーバーラップ中の吹き返しガス量MRESOLとで構成し(図15のステップ63参照)、この場合に、燃焼室5の排気弁閉時期における温度TEV及び圧力PEVCを算出し(図16のステップ74、75)、これら温度TEVC、圧力PEVCと不活性ガスのガス定数REXとに基づいて状態方程式(上記(24)式)により燃焼室5の排気弁閉時期における不活性ガス量MRESCYLを算出する(図16のステップ76参照)ようにしたので、特に、燃焼室5内部の状態量(PEVC、VEVC、TEVC)が刻々と変化する過渡運転時においても、運転条件に関わらず精度良く燃焼室5の排気弁閉時期における不活性ガス量MRESCYLを算出(推定)できる。
【0176】
また、燃焼室5の排気弁閉時期における温度TEVC及び圧力PEVC、不活性ガスのガス定数REX及び比熱比SHEATR、吸気圧力PINに基づいてオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量(MRESOLtmp1、MRESOLtmp2)を算出し(図19、図20参照)、このガス流量にオーバーラップ中の積算有効面積ASUMOLを乗算して、オーバーラップ中の吹き返しガス量MRESOLを算出する(図17のステップ93参照)ようにしたので、精度良くオーバーラップ中吹き返しガス量MRESOLを算出(推定)できる。
【0177】
このように、燃焼室5の排気弁閉時期における不活性ガス量MRESCYL、オーバーラップ中吹き返しガス量MRESOLとも精度良く算出(推定)できると、これらの和である内部不活性ガス量MRESも精度良く算出(推定)できることになり、この精度良く推定することが可能となった内部不活性ガス量MRESに基づいて算出される内部不活性ガス率MRESFRを、点火時期の算出に用いる燃焼室5内の吸気弁閉時期IVCにおける温度TINIに活かすことで(図5のステップ13参照)、燃焼室5内の吸気弁閉時期IVCにおける温度TINIを精度良く算出できる。また、精度良く推定することが可能となった内部不活性ガス量MRESを、燃料噴射量、バルブ開閉タイミング(オーバーラップ量)などにも活かすことで、エンジンを適切に制御することが可能である。
【0178】
また、不活性ガスのガス定数REXや不活性ガスの比熱比SHEATRは、目標当量比TFBYAに応じた値としているので(図24、図27参照)、理論空燃比を外れた空燃比での運転時(例えば理論空燃比よりもリーンな空燃比で運転を行うリーン運転時、冷間始動時のようにエンジンが元々不安定な状態を安定させるために理論空燃比の空燃比よりもリッチ側の空燃比で運転するエンジン始動直後、同じく大きな出力が要求されるために理論空燃比の空燃比よりもリッチ側の空燃比で運転する全負荷運転時)にも、燃焼室5の排気弁閉時期における不活性ガス量MRESCYL、オーバーラップ中吹き返しガス量MRESOL、これらの合計である内部不活性ガス量MRES、これに基づく内部不活性ガス率MRESFRを精度良く算出できる。
【0179】
また、オーバーラップ期間の積算有効面積ASUMOLを仮想オリフィスの面積とし、この仮想オリフィスを排気が燃焼室5から吸気系へと吹き抜けると仮定しているので、オーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量MRESOLの算出が簡略化されている。
【0180】
ここで、本実施形態の作用効果を説明する。
【0181】
本実施形態(請求項1に記載の発明)によれば、燃焼ガスの層流状態での燃焼速度である層流燃焼速度(SL1、SL2)、燃焼ガス体積に近似させた燃焼ガス体積相当容積(V0、VTDC)、基準クランク角θPMAX(所定クランク角)までの燃焼質量割合の変化代(BR1、BR2)及び所定運転条件での燃焼ガスの燃焼のしやすさを示す反応確率RPROBAに基づいて燃焼開始から基準クランク角θPMAXまでの燃焼期間BURN(=BURN1+BURN2)を算出するようにしたので、従来装置のように未燃ガス密度を用いることなく燃焼期間BURNを算出することが可能となり、これにより正確かつ容易にMBTの得られる基本点火時期MBTCALを算出することができる。
【0182】
基準クランク角θPMAXまでの燃焼質量割合は約60%であることを新たに見出していることから、これに対応して燃焼期間BURNの終期を基準クランク角θPMAXとする本実施形態(請求項4に記載の発明)によれば、燃焼質量割合をわざわざ算出する必要がなく、これにより燃焼期間BURNの算出が容易になる。また、燃焼ガスによる燃焼圧力が最大となるときのクランク角である基準クランク角θPMAXはほぼ一定であるので、基準クランク角θPMAXを決定するために図示トルクもしくは図示平均有効圧力を算出する必要が無く演算負荷を軽減できる。
【0183】
本実施形態(請求項5に記載の発明)によれば、燃焼開始から基準クランク角θPMAXまでの燃焼期間BURNを、燃焼開始から火炎核が形成されるまでの初期燃焼期間BURN1と、火炎核の形成後から基準クランク角θPMAXまでの主燃焼期間BURN2とに分割して求めているので、燃焼室5内の温度及び圧力に対する感度が高い初期燃焼期間BURN1と、燃焼室5内温度に対する感度が高い主燃焼期間BURN2とを個別に精度よく算出できる。
【0184】
さらに述べると、初期燃焼期間中は燃焼圧力や燃焼温度の上昇速度が小さいのに対して、主燃焼期間では火炎核から外側へと火炎が伝播し、燃焼速度が急上昇するという違いがあり、この場合に火炎核が形成されるのは燃焼質量割合RBで2%〜10%までの変化代であることが実験により判明している。従って、初期燃焼期間BURN1を算出するための燃焼質量割合の変化代BR1を仮に2%で与えるとすれば、火炎核の形成後から基準クランク角までの燃焼質量割合の変化代BR2は60%−2%=58%でよい。このように、燃焼期間を初期燃焼期間と主燃焼期間とに分割したとき、各燃焼期間BURN1、BURN2を算出する際の燃焼質量割合の変化代BR1、BR2は一定値で済むことから、各燃焼期間BURN1、BURN2の算出が容易となる。
【0185】
基準層流燃焼速度SLstdは燃焼室5内の燃焼開始時温度が基準温度Tstdでありかつ燃焼開始時圧力が基準圧力Pstdであるときの層流燃焼速度であるので、燃焼開始時温度がこの基準温度Tstdを外れたり、燃焼開始時圧力がこの基準圧力Pstdを外れたときにも基準層流燃焼速度SLstdを用いたのでは燃焼開始時における実際の層流燃焼速度と合致しなくなるのであるが、本実施形態(請求項8に記載の発明)によれば、燃焼室5の燃焼開始時温度T0及び燃焼開始時圧力P0を算出し、基準層流燃焼速度SLstdに対してこれら燃焼開始時温度T0及び燃焼開始時圧力P0で補正した値を初期燃焼期間における層流燃焼速度SL1として求めるようにしたので、燃焼開始時温度が基準温度Tstdを外れたり、燃焼開始時圧力が基準圧力Pstdを外れたりするときでも、初期燃焼期間における層流燃焼速度SL1を精度よく求めることができる。
【0186】
同様にして、圧縮上死点温度が基準温度Tstdを外れたり、圧縮上死点圧力が基準圧力Pstdを外れたときにも基準層流燃焼速度を用いたのでは圧縮上死点における実際の層流燃焼速度と合致しなくなるのであるが、第9の発明によれば、燃焼室5の圧縮上死点温度TTDC及び圧縮上死点圧力PTDCを算出し、基準層流燃焼速度SLstdに対してこれら圧縮上死点温度T0及び圧縮上死点圧力P0で補正した値を主燃焼期間における層流燃焼速度SL2として求めるようにしたので、圧縮上死点温度が基準温度Tstdを外れたり、圧縮上死点圧力が基準圧力Pstdを外れたりするときでも、主燃焼期間における層流燃焼速度SL2を精度よく求めることができる。
【0187】
実施形態では、初期燃焼期間BURN1の算出に用いる燃焼速度FLAME1を層流燃焼速度SL1と乱れ強さST1の積として、また主燃焼期間BURN2の算出に用いる燃焼速度FLAME2を層流燃焼速度SL2と乱れ強さST2の積としてそれぞれ算出しているが、特開平10−30535号公報に記載されているように足し算による算出方法で求めても良い。
【0188】
実施形態では、初期燃焼期間を燃焼質量割合の変化代としてゼロから2%まで(つまりBR1=2%)、主燃焼期間を燃焼質量割合の変化代として2〜60%まで(つまりBR2=58%)と規定したが、本発明は必ずしもこの数値に限定されるものでない。
【0189】
実施形態では、燃焼ガス質量割合で説明したが、燃焼ガス質量そのものを用いてもかまわない。
【0190】
実施形態では、燃焼開始より所定クランク角までに燃焼室内で燃焼する燃焼ガス質量の変化代を初期燃焼期間に相当する分と主燃焼期間に相当する分の2つに分割する場合で説明したが、これに限られるものでなく、所定クランク角までに燃焼室内で燃焼する燃焼ガス質量の変化代を3以上の複数に分割し、その分割されたそれぞれの燃焼ガス質量の変化代に対応する分割燃焼期間を算出し、それら全ての分割燃焼期間を合計した値を燃焼開始から所定クランク角までの燃焼期間として算出してもかまわない(請求項2に記載の発明)。このものによれば、点火からの燃焼ガス質量の変化が一様でない場合においても正確に燃焼期間を算出できる。
【0191】
請求項1に記載の発明において、層流燃焼速度算出手段の機能は図10のステップ168、図12のステップ188により、燃焼ガス体積相当容積算出手段の機能は図10のステップ162により、燃焼ガス質量算出手段の機能は図10のステップ171、図12のステップ191により、反応確率算出手段の機能は図5のステップ15により、燃焼期間算出手段の機能は図10のステップ171、図12のステップ191、図13のステップ42により、基本点火時期算出手段の機能は図13のステップ43によりそれぞれ果たされている。
【図面の簡単な説明】
【図1】一実施形態のエンジンの制御システム図。
【図2】エンジンコントローラで実行される点火時期制御のブロック図。
【図3】燃焼室の圧力変化図。
【図4】燃焼質量割合の変化を説明する特性図。
【図5】物理量の算出を説明するためのフローチャート。
【図6】エンジンのクランクシャフトとコネクティングロッドの位置関係を説明するダイアグラム。
【図7】水温補正係数の特性図。
【図8】当量比補正係数の特性図。
【図9】基準クランク角の特性図。
【図10】初期燃焼期間の算出を説明するためのフローチャート。
【図11】温度上昇率の特性図。
【図12】主燃焼期間の算出を説明するためのフローチャート。
【図13】基本点火時期の算出を説明するためのフローチャート。
【図14】内部不活性ガス率の算出を説明するためのフローチャート。
【図15】内部不活性ガス量の算出を説明するためのフローチャート。
【図16】EVC時不活性ガス量の算出を説明するためのフローチャート。
【図17】オーバーラップ中吹き返し不活性ガス量の算出を説明するためのフローチャート。
【図18】過給判定フラグ、チョーク判定フラグの設定を説明するためのフローチャート。
【図19】過給無しかつチョーク無し時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量の算出を説明するためのフローチャート。
【図20】過給無しかつチョーク有り時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量の算出を説明するためのフローチャート。
【図21】過給有りかつチョーク無し時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量の算出を説明するためのフローチャート。
【図22】過給有りかつチョーク有り時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量の算出を説明するためのフローチャート。
【図23】排気弁閉時期における燃焼室容積の特性図。
【図24】不活性ガスのガス定数の特性図。
【図25】オーバーラップ中の積算有効面積の特性図。
【図26】オーバーラップ中の積算有効面積の説明図。
【図27】不活性ガスの比熱比の特性図。
【図28】混合気の比熱比の特性図。
【符号の説明】
1 エンジン
5 燃焼室
11 点火装置(火花点火手段)
15 吸気弁
21 燃料インジェクタ
27 吸気VTC機構
31 エンジンコントローラ
33、34 クランク角センサ
43 吸気温度センサ
44 吸気圧力センサ
45 排気温度センサ
46 排気圧力センサ[0001]
TECHNICAL FIELD OF THE INVENTION
The present invention relates to an ignition timing control device for an engine (internal combustion engine), and particularly to an ignition timing control device for controlling an ignition timing so as to have a minimum ignition advance value (so-called MBT) required to generate a maximum shaft torque.
[0002]
[Prior art]
A predetermined ignition delay time B1 is added to a value obtained by dividing the total gas mass MASSC in the cylinder by the unburned gas density basic value DENS and the laminar flame speed SLV, and a value obtained by converting the added value into a crank angle is obtained as MBT. There is one that calculates the basic ignition timing to be used (see Patent Document 1).
[0003]
[Patent Document 1]
JP-A-10-30535
[0004]
[Problems to be solved by the invention]
By the way, the knowledge obtained by the combustion analysis will be described with reference to FIG. 4. FIG. 4 shows the change of the combustion mass ratio BR from the bottom dead center of the intake air to the first half of the expansion stroke. Here, the combustion mass ratio BR represents the ratio of the mass of combustion gas to the fuel supplied to the combustion chamber, and is a physical quantity that can be detected by combustion analysis. This combustion gas mass BR is 0% at the ignition timing, and reaches 100% by complete combustion. In this case, it has been newly found that the combustion mass ratio BR at the reference crank angle θPMAX is constant and about 60%.
[0005]
FIG. 3 shows the change in the combustion chamber pressure from the intake bottom dead center to the first half of the expansion stroke. When the air-fuel mixture is ignited by MBT, the crank angle at which the combustion pressure of the air-fuel mixture reaches the maximum value Pmax is the reference crank angle θPMAX. It is. It is known that the reference crank angle θPMAX is substantially constant regardless of the combustion system, and generally falls within a range of 12 to 15 degrees after the compression top dead center and a maximum of 10 to 20 degrees after the compression top dead center.
[0006]
Here, if the period from the start of combustion to reaching θPMAX is defined as the combustion period, this combustion period can basically be obtained by dividing the total gas mass of the combustion chamber by the laminar combustion velocity. Therefore, in the above-described conventional apparatus, the combustion period is obtained by dividing the total gas mass MASSC by the basic value of the unburned gas density DENS and the basic value of the turbulent flame velocity FLMT. Since the unburned gas density basic value DENS in the conventional apparatus is a value obtained by dividing the unburned gas mass by the unburned gas volume, theoretically, if the unburned gas mass and the unburned gas volume are detected, the unburned gas becomes unburned. Although the gas density basic value DENS can be determined accurately, it is actually difficult to estimate the unburned gas volume in the combustion chamber. The basic density value DENS is determined.
[0007]
However, if the unburned gas density basic value DENS is calculated using only the function of the charging efficiency ITAC corresponding to the mass as in the conventional apparatus, the calculation accuracy is deteriorated only by the unburned gas volume integral that changes depending on the operating conditions. , The calculation accuracy of the combustion period is reduced, the calculation of the basic ignition timing becomes inaccurate, and a situation where MBT cannot be obtained may occur.
[0008]
Therefore, the present invention approximates the combustion gas volume with the volume of the combustion chamber at that time, introduces the mass of the combustion gas instead, and calculates the combustion period based on the volume of the combustion chamber and the mass of the combustion gas. It is an object of the present invention to provide a new ignition timing control method incorporating analysis results.
[0009]
[Means for Solving the Problems]
The present invention provides a laminar combustion velocity, which is a combustion velocity of a combustion gas in a laminar flow state, a volume corresponding to a combustion gas volume in a combustion chamber, a combustion gas mass burning in the combustion chamber up to a predetermined crank angle, and a predetermined operating condition. The reaction probabilities indicating the easiness of combustion of the combustion gas in the combustion chamber are calculated, and the combustion period from the start of combustion to the predetermined crank angle is calculated based on the laminar combustion velocity, the combustion gas volume equivalent volume, the combustion gas mass and the reaction probability. Is calculated, and the basic ignition timing at which the MBT can be obtained is calculated based on the combustion period, and spark ignition is performed at the basic ignition timing thus obtained.
[0010]
【The invention's effect】
According to the present invention, the combustion period is calculated based on the laminar combustion velocity, the combustion gas volume equivalent volume approximated to the combustion gas volume, the newly introduced combustion gas mass, and the reaction probability. As described above, the combustion period can be calculated without using the unburned gas density, whereby the basic ignition timing at which the MBT can be obtained can be calculated accurately and easily.
[0011]
BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
[0012]
FIG. 1 is a schematic diagram for explaining the system of the present invention.
[0013]
After the air is stored in the
[0014]
In order to ignite the compressed air-fuel mixture with a high-pressure spark, an
[0015]
When a spark is blown by the
[0016]
The exhaust passage 8 includes a three-way catalyst 9. When the air-fuel ratio of the exhaust gas is in a narrow range (window) centered on the stoichiometric air-fuel ratio, the three-way catalyst 9 can simultaneously efficiently remove harmful three components such as HC, CO, and NOx contained in the exhaust gas. Since the air-fuel ratio is the ratio of the amount of intake air to the amount of fuel, the amount of intake air introduced into the
[0017]
An upstream of the
[0018]
A cam sprocket and a crank sprocket are attached to the front portions of the
[0019]
An intake air temperature signal from the intake
[0020]
FIG. 2 is a block diagram of the ignition timing control performed in the
[0021]
The initial combustion
[0022]
The ignition
[0023]
As described above, the combustion period BURN is calculated by dividing it into the initial combustion period BURN1 and the main combustion period BURN2, and the basic ignition timing MBTCAL is determined according to the combustion period BURN based on the result obtained from the combustion analysis. Things. Hereinafter, this ignition timing control based on combustion analysis will be further described.
[0024]
As shown in FIG. 3, the crank angle at which the combustion pressure of the air-fuel mixture reaches the maximum value Pmax when the air-fuel mixture is ignited at MBT (the minimum advance value at which the maximum torque is obtained) is defined as a reference crank angle θPMAX [degATDC]. The reference crank angle θPMAX is almost constant irrespective of the combustion method, and is generally in the range of 12 to 15 degrees after the compression top dead center and at most 10 to 20 degrees after the compression top dead center.
[0025]
FIG. 4 shows the change of the combustion mass ratio BR (combustion gas mass ratio) obtained by the combustion analysis in the combustion chamber in the spark ignition engine. The combustion mass ratio BR, which represents the ratio of the combustion mass to the fuel supplied to the combustion chamber, is 0% at the time of ignition, and reaches 100% by complete combustion. Experiments have confirmed that the combustion mass ratio at the reference crank angle θPMAX is constant and about 60%.
[0026]
The combustion period corresponding to the change margin from the time when the combustion mass ratio BR reaches 0% to about 60% corresponding to the reference crank angle θPMAX is a period immediately after the start of combustion, in which there is almost no change in the combustion mass ratio or the combustion pressure. It is divided into an initial combustion period and a main combustion period in which the combustion mass ratio and the combustion pressure increase rapidly. The initial combustion period is a stage from the start of combustion to the formation of a flame nucleus. The flame nucleus is formed when the combustion mass ratio changes from 0% to 2% to 10%. During this initial combustion period, the rising speed of the combustion pressure and the combustion temperature is small, and the initial combustion period is long with respect to the change in the combustion mass ratio. The length of the initial combustion period is susceptible to changes in temperature and pressure in the combustion chamber.
[0027]
On the other hand, during the main combustion period, the flame propagates outward from the flame kernel, and the flame speed (that is, the combustion speed) sharply increases. Therefore, the change in the combustion mass ratio during the main combustion period is larger than the change in the combustion mass ratio during the initial combustion period.
[0028]
The
[0029]
The pressure and temperature in the
[0030]
Next, the calculation of the basic ignition timing MBTCAL executed by the
[0031]
FIG. 5 is for calculating various physical quantities necessary for calculating the ignition timing, and is executed at regular intervals (for example, every 10 msec).
[0032]
First, in
[0033]
Here, the crank angle sensor is composed of a
[0034]
The intake valve closing timing IVC is known from a command value given to the
[0035]
The internal inert gas ratio MRESFR is a value obtained by dividing the amount of inert gas remaining in the combustion chamber by the total gas amount in the combustion chamber, and its calculation will be described later. The dead ignition time DEADTIME is a constant value.
[0036]
The target equivalence ratio TFBYA is calculated in a fuel injection amount calculation flow (not shown). The target equivalence ratio TFBYA is an anonymous number, and is a value represented by the following equation when the stoichiometric air-fuel ratio is 14.7.
[0037]
TFBYA = 14.7 / target air-fuel ratio ... (1)
For example, from equation (1), when the target air-fuel ratio is the stoichiometric air-fuel ratio, TFBYA = 1.0. When the target air-fuel ratio is a lean value such as 22.0, TFBYA is a positive value less than 1.0. is there.
[0038]
In
[0039]
Referring to FIG. 6, consider a case where
[0040]
Here, Vc: clearance volume [m3],
ε: compression ratio,
D: Cylinder bore diameter [m]
ST: Full stroke of piston [m],
Hivc: distance [m] of
Hx: difference [m] between the maximum value and the minimum value of the distance of
CND: length [m] of connecting
CRoff: offset distance [m] of
PISoff: offset distance [m] of the
θivc: crank angle of intake valve closing timing [degATDC],
θoff:
The angle [deg] that the line connecting with 72 makes a vertical line in TDC,
X: horizontal distance [m] between the
The crank angle θivc at the intake valve closing timing is known because it is determined by the command signal from the
[0041]
In
[0042]
In
[0043]
In
[0044]
RPROBA = f3 (MRESFR, TWK, TFBYA) (8)
More specifically, the maximum value of the reaction probability obtained by a combination of the three parameters MRESFR, TWK, and TFBYA is defined as 100%, and the relationship between these parameters and the reaction probability RPROBA is experimentally obtained. Is stored in the memory of the
[0045]
Specifically, a table of a water temperature correction coefficient having a characteristic as shown in FIG. 7 according to the cooling water temperature TWK, a table of a similarly set internal inert gas rate correction coefficient (not shown), and a target equivalent ratio A table of the equivalence ratio correction coefficient having a characteristic as shown in FIG. 8 is stored in the memory in advance according to TFBYA. The maximum value of each correction coefficient is 1.0, and the reaction probability RPROBA is calculated by multiplying the product of the three types of correction coefficients by the
[0046]
Explaining each table, the water temperature correction coefficient shown in FIG. 7 increases as the cooling water temperature TWK increases, and becomes 1.0 when the cooling water temperature TWK is 80 ° C. or higher. The equivalence ratio correction coefficient shown in FIG. 8 is the maximum value of 1.0 when the target equivalence ratio TFBYA is 1.0, that is, at the stoichiometric air-fuel ratio, and the equivalence ratio is larger or smaller than 1.0. The ratio correction coefficient decreases. The internal inert gas ratio correction coefficient is not shown, but becomes 1.0 when the internal inert gas ratio MRESFR is zero.
[0047]
In
[0048]
θPMAX = f4 (NRPM) (9)
Specifically, a reference crank angle θPMAX is obtained by searching a table of characteristics shown in FIG. 9 stored in advance in the memory of the
[0049]
Finally, in
[0050]
IGNDEAD = f5 (DEADTIME, NRPM) (10)
Here, the dead ignition time DEADTIME is set to 200 μsec. Expression (10) is used to calculate a crank angle IGNDEAD corresponding to an ignition dead time which is a crank angle corresponding to the ignition dead time DEADTIME from the engine rotation speed NRPM.
[0051]
FIG. 10 is for calculating the initial combustion period BURN1 [deg], and FIG. 12 is for calculating the main combustion period BURN2 [deg], and is executed at regular intervals (for example, every 10 msec). 10 and 12 are executed after FIG.
10 and 12 do not matter which one is executed first.
[0052]
First, referring to FIG. 10, in
[0053]
Here, the previous combustion start timing MBTCYCL is a value one cycle before [degBTDC] of the basic ignition timing MBTCAL, and its calculation will be described later with reference to FIG.
[0054]
In
[0055]
V0 = f6 (MBTCYCL) (11)
Specifically, a volume V0 of the
[0056]
In
[0057]
Ec = f7 (V0, VIVC) = V0 / VIVC (12)
In
[0058]
TCOMP = f8 (Ec) = Ec ^ (κ−1) (13)
Where κ: specific heat ratio,
Equation (13) is an equation for the temperature rise rate of the gas to be adiabatically compressed. Note that “^” on the right side of Expression (13) represents power calculation. This symbol is also used in the equations described below.
[0059]
κ is a value obtained by dividing the constant pressure specific heat of the gas to be adiabatically compressed by the constant volume specific heat. If the gas to be adiabatically compressed is air, κ is 1.4, and this value may be simply used. However, it is possible to further improve the calculation accuracy by experimentally obtaining the value of κ for the air-fuel mixture.
[0060]
FIG. 11 illustrates equation (13). Therefore, it is also possible to store a table of such characteristics in the memory of the
[0061]
In
T0 = TINI × TCOMP (14)
It is calculated by the following equation.
[0062]
[0063]
PCOMP = f9 (Ec) = Ec ^ κ (41)
Where κ: specific heat ratio,
Equation (41) is also an equation of the pressure rise rate of the gas to be adiabatically compressed, similar to equation (13). “^” on the right side of the equation (41) also represents the exponentiation calculation as in the equation (13).
[0064]
κ is the same as the value used in the above equation (13). If the gas to be adiabatically compressed is air, κ is 1.4, and this value may be simply used. However, by calculating the value of κ from the composition and the temperature of the air-fuel mixture, the calculation accuracy can be further improved.
[0065]
A table having the same characteristics as in FIG. 11 may be stored in the memory of the
[0066]
In
P0 = PINI × PCOMP (42)
It is calculated by the following equation.
[0067]
In
[0068]
Here, Tstd: reference temperature [K],
Pstd: Reference pressure [Pa],
SLstd: reference laminar combustion velocity [m / sec] at reference temperature Tstd and reference pressure Pstd,
T0: temperature [K] at the combustion start timing of the
P0: pressure [Pa] at the combustion start timing of the
The laminar combustion velocity (laminar flame velocity) is the speed of propagation of the flame in a state where there is no gas flow, regardless of the compression velocity in the
[0069]
In the above equation (15), the reference temperature Tstd, the reference pressure Pstd, and the reference laminar combustion speed SLstd are values determined in advance by experiments.
[0070]
Under the pressure of 2 bar or more, which is the normal pressure of the
[0071]
Therefore, when the reference temperature Tstd is 550 [K], the reference laminar combustion speed SLstd is 1.0 [m / sec], and the pressure term is 0.7, the temperature T0 and the laminar combustion speed at the combustion start timing are obtained. The relationship with SL1 can be approximately defined by the following equation.
[0072]
In
[0073]
The flow velocity of the fresh air flowing into the
[0074]
Finally, the turbulence strength ST1 of the gas flow during the initial combustion period can be expressed by the following equation as a function of the engine speed NRPM.
[0075]
ST1 = f12 (NRPM) = C1 × NRPM (17)
Where C1: a constant,
The turbulence strength ST1 can also be obtained from a table using the rotation speed NRPM as a parameter.
[0076]
In
[0077]
FLAME1 = SL1 × ST1 (18)
If there is gas turbulence in the
[0078]
In
[0079]
However, AF1: reaction area of the flame nucleus (fixed value) [m2],
This equation (19) and the equation (22) described later are derived from the following basic equation that divides the mass of the combustion gas by the combustion rate to obtain a combustion period. Equations (19) and (22) The numerator and denominator on the right side do not immediately indicate the combustion gas mass and the combustion rate.
[0080]
(Supplement 1) The unburned gas density of the denominator on the right side of the equation is obtained by dividing the unburned gas mass [g] by the unburned gas volume [m].3], It cannot be said that the unburned gas density can be accurately calculated by the function of only the charging efficiency ITAC corresponding to the mass as in the conventional apparatus. Therefore, the experimental equations shown in Equation (19) and Equation (22) described below are obtained only by introducing a predetermined approximation while comparing the experimental results with Equation (Complement 1).
[0081]
Here, BR1 on the right side of the equation (19) is a margin of change of the combustion mass ratio from the combustion start timing to the end timing of the initial combustion period BURN1, and here, BR1 is set to 2%. (19) (NRPM × 6) on the right side of the equation is a process for converting the unit from rpm to crank angle (deg). The reaction area AF1 of the flame kernel is set experimentally.
[0082]
In addition, it can be considered that the combustion chamber volume does not substantially change during the initial combustion period. Therefore, when calculating the initial combustion period BURN1, the combustion chamber volume V0 at the start of combustion, which is the first combustion chamber volume, is employed.
[0083]
Next, in
[0084]
Although the external EGR device is not shown in FIG. 1, the description will be made on the assumption that the engine is provided with the external EGR device as far as FIG. 12 is concerned. In this case, the external inert gas amount MEGR may be calculated using, for example, a known method (see JP-A-10-141150). When an engine not provided with an external EGR device as in the present embodiment shown in FIG. 1 is targeted, it suffices to handle the external inert gas amount MEGR = 0. The calculation of the cylinder fresh air amount MACYL and the internal inert gas amount MRES will be described later with reference to FIG.
[0085]
[0086]
In equation (43), the volume VTDC of the
[0087]
In
[0088]
Where κ: specific heat ratio,
A table having the same characteristics as in FIG. 11 is stored in the memory of the
[0089]
In
[0090]
“1” in the parentheses on the right side of the equation (45) indicates a fresh mood, and “TFBYA / 14.7” indicates a fuel.
[0091]
In
[0092]
However, Q: constant calorific value of fuel,
BRk: combustion mass ratio of fuel in the cylinder,
Cv: constant volume specific heat,
The numerator on the right side of the equation (46) indicates the total amount of heat generated by the fuel in the cylinder [J], and the denominator indicates the rate of temperature rise per unit generated heat [J / K]. That is, equation (46) is an approximate equation applied to the thermodynamic formula.
[0093]
Here, the combustion mass ratio BRk of the fuel in the cylinder is adapted in advance through experiments and the like. For simplicity, for example, 60% / 2 = 30% is set. In this embodiment, since the combustion period until the combustion mass ratio BR reaches about 60% is treated as the combustion period, just the middle 30% is set as BRk.
[0094]
Since the constant calorific value Q of the fuel varies depending on the type of fuel, it is determined in advance by experiments or the like according to the type of fuel. The constant volume specific heat Cv is a value of 2 to 3, and a representative value is adapted in advance by experiments or the like. However, the calculation accuracy can be further improved by determining the value of the constant volume specific heat Cv from the composition and temperature of the air-fuel mixture.
[0095]
In
[0096]
TTDC = TINI ×
In
[0097]
Equation (48) is obtained using the state equation. That is, the following equation of state is established using the pressure, volume and temperature (PINI, VIVC, TINI) at the intake valve closing timing.
[0098]
PINI × VIVC = n · R · TINI (supplement 2)
Where n is the number of moles,
R: gas constant,
Since the volumes are almost equal near the compression top dead center, the following equation of state is established using the pressure, volume and temperature (PTDC, VTDC, TTDC) at the compression top dead center.
[0099]
PTDC × VTDC = n · R · TTDC (complement 3)
Eliminating n · R from both equations (complement 3) and (complement 2) above and solving for PTDC yields equation (48).
[0100]
In
[0101]
Here, Tstd: reference temperature [K],
Pstd: Reference pressure [Pa],
SLstd: reference laminar combustion velocity [m / sec] at reference temperature Tstd and reference pressure Pstd,
TTDC: temperature at the compression top dead center of the combustion chamber 5 [K],
PTDC: pressure [Pa] at the compression top dead center of the
The explanation of equation (49) is the same as that of equation (16). That is, the reference temperature Tstd, the reference pressure Pstd, and the reference laminar combustion speed SLstd in the equation (49) are values determined in advance by experiments. Under the pressure of 2 bar or more, which is the normal pressure of the
[0102]
In
[0103]
ST2 = f17 (NRPM) = C2 × NRPM (20)
Where C2: constant,
It is also possible to obtain the turbulence strength ST2 from a table using the rotation speed as a parameter.
[0104]
In
[0105]
FLAME2 = SL2 × ST2 (21)
However, SL2: laminar combustion speed [m / sec],
Equation (21) takes into account the contribution to the combustion speed due to gas turbulence, as in equation (18).
[0106]
In
[0107]
Where AF2: reaction area of flame nucleus [m2]
Here, BR2 on the right side of Expression (22) is a change in the combustion mass ratio from the start time to the end time of the main combustion period. Since it is considered that the combustion mass ratio BR becomes 2% at the end of the initial combustion period, and then the main combustion period starts, the combustion mass ratio BR reaches 60% and the main combustion period ends, BR2 = 60 %-2% = 58% is set. AF2 is an average reaction area in the growth process of the flame nucleus, and is a fixed value experimentally determined in advance, similarly to AF1 in Expression (19).
[0108]
In the main combustion period, the volume of the combustion chamber changes with the top dead center of compression in between. That is, it can be considered that the compression top dead center position exists approximately at the center between the start time of the main combustion period and the end time of the main combustion period. Further, near the compression top dead center, the combustion chamber volume does not change much even if the crank angle changes. Therefore, the combustion chamber volume during the main combustion period is represented by the combustion chamber volume VTDC at the compression top dead center.
[0109]
FIG. 13 is for calculating the basic ignition timing MBTCAL [degBTDC], and is executed at regular intervals (for example, every 10 msec). It is executed following the later executed flow of FIGS.
[0110]
In
[0111]
In
[0112]
In
[0113]
MBTCAL = BURN−θPMAX + IGNDEAD (23)
In
[0114]
The basic ignition timing MBTCAL calculated in this way is transferred to the ignition register as an ignition timing command value, and an ignition signal for cutting off the primary current from the
[0115]
Assuming that the basic ignition timing MBTCAL calculated in
[0116]
Next, FIG. 14 is for calculating the internal inert gas ratio MRESFR in the
[0117]
In
[0118]
In
[0119]
In FIG. 15 (subroutine of
[0120]
In FIG. 16 (subroutine of
[0121]
Here, just like the intake valve closing timing IVC is known from the command value given to the
[0122]
In
[0123]
Further, although not shown, when a mechanism for changing the compression ratio is provided, the combustion chamber volume VEVC at the exhaust valve closing timing according to the change amount of the compression ratio is obtained from the table. When a mechanism for changing the compression ratio is provided in addition to the
[0124]
In
[0125]
In
[0126]
In
[0127]
In
[0128]
When the calculation of the inert gas amount MRESCYL at the exhaust valve closing timing EVC of the
[0129]
The calculation of the inert gas amount MRESOL will be described with reference to the flowchart of FIG.
[0130]
In FIG. 17 (subroutine of
[0131]
Here, since the intake valve opening timing IVO is a timing preceding the intake valve closing timing IVC by the opening angle of the
[0132]
In step 82, the overlap amount VTCOL [deg] of the intake and exhaust valves is calculated from the following equation based on the intake valve opening timing IVO and the exhaust valve closing timing EVC.
[0133]
VTCOL = IVO + EVC (25)
For example, when the actuator for
[0134]
In step 83, the integrated effective area ASUMOL during the overlap is calculated by searching the table shown in FIG. 25 from the overlap amount VTCOL of the intake and exhaust valves. As shown in FIG. 25, the integrated effective area ASAMOL during the overlap is a value that increases as the overlap amount VTCOL of the intake and exhaust valves increases.
[0135]
Here, FIG. 26 is an explanatory diagram of the integrated effective area ASAMOL during the overlap of the intake and exhaust valves. The horizontal axis indicates the crank angle, and the vertical axis indicates the respective opening areas of the
[0136]
By calculating the integrated effective area ASAMOL during the overlap in this manner, the amount of overlap between the
[0137]
In step 84, the specific heat ratio SHEATR of the inert gas remaining in the
[0138]
In step 85, a supercharge determination flag TBCRG and a choke determination flag CHOKE are set. The setting of the supercharge determination flag TBCRG and the choke determination flag CHOKE will be described with reference to the flow of FIG.
[0139]
In FIG. 18 (subroutine of step 85 in FIG. 17), in step 101, the intake pressure PIN detected by the
[0140]
In
[0141]
PINBYEX = PIN / PEVC (26)
The intake / exhaust pressure ratio PINBYEX is an infinite number, and is compared with 1 in
[0142]
If the intake / exhaust pressure ratio PINBYEX is greater than 1, it is determined that there is supercharging, and the routine proceeds to step 105, where the supercharging determination flag TBCRG = 1.
[0143]
In step 106, the specific heat ratio MIXAIRSHR of the air-fuel mixture is obtained by searching the table shown in FIG. 28 from the target equivalent ratio TFBYA read in
[0144]
In Steps 106 and 107, the reason why the specific heat ratio SHEATR of the inert gas is replaced with the specific heat ratio MIXAIRSHR of the mixture is in consideration of supercharging such as turbocharging or inertia supercharging. That is, at the time of supercharging, the gas flow during the overlap of the intake and exhaust valves goes from the intake system to the exhaust system (blows through), and in this case, the specific heat ratio of the gas passing through the virtual orifice is determined by the specific heat of the inert gas. By changing the ratio to the specific heat ratio of the air-fuel mixture, the amount of gas flowing through is accurately estimated, and the amount of internal inert gas is accurately calculated.
[0145]
In
[0146]
These choke determination thresholds SLCHOKEL and SLCHOKEH are calculated as choke limit values.
[0147]
In
[0148]
In
[0149]
If the intake / exhaust pressure ratio P1NBYEX is not within the range, it is determined that there is a choke, and the routine proceeds to step 111, where the choke determination flag CHOKE = 1.
[0150]
When the setting of the supercharge determination flag and the choke determination flag is completed in this way, the process returns to FIG. 17, and the following four cases are performed in steps 86 to 88.
[0151]
<1> When the supercharge determination flag TBCRG = 0 and the choke determination flag CHOKE = 0
<2> When the supercharge determination flag TBCRG = 0 and the choke determination flag CHOKE = 0
<3> When the supercharge determination flag TBCRG = 0 and the choke determination flag CHOKE = 1
<4> When the supercharging determination flag TBCRG = 1 and the choke determination flag CHOKE = 0
In the case of <1>, the routine proceeds to step 89, in which the average blowback inert gas flow rate MRESOLtmp1 during the overlap without supercharging and no chalk is determined. In the case of <3>, the flow returns to step 91 when the inert gas flow rate MRESOLtmp2 during the overlap with the choke is present. In the case of <4>, the routine proceeds to step 92, where the blowback inert gas flow rate MRESOLtmp4 when there is supercharging and choke is calculated, and the calculation result is transferred to the blowback inert gas flow rate MRESOLtmp during overlap.
[0152]
Here, the calculation of the inert gas flow rate MRESOLtmp1 to be blown back during the overlap when there is no supercharging and no choke will be described with reference to the flow of FIG.
In FIG. 19 (subroutine of
[0153]
In step 122, the density term MRSOLD used in the gas flow rate calculation formula described later is based on the gas constant REX of the inert gas and the temperature TEVC at the exhaust valve closing timing of the
[0154]
MRSOLD = SQRT {1 / (REX × TEVC)} (28)
Here, “SQRT” on the right side of the equation (28) is a function for calculating the square root of the value in parentheses immediately to the right.
[0155]
If it is difficult to calculate the square root of the density term MRSOLD, the calculation result of equation (28) is stored in advance in the memory of the
[0156]
In
[0157]
In
[0158]
Next, the calculation of the flow rate of the inert gas to be blown back when there is no supercharging and there is a choke will be described with reference to the flow of FIG.
In FIG. 20 (subroutine of step 90 in FIG. 17), in
[0159]
In
[0160]
If it is difficult to calculate the power and the square root of the equation (31), the calculation result of the equation (31) is stored in the memory of the
[0161]
In
[0162]
Next, the calculation of the blowback gas flow rate when there is a supercharge and there is no choke will be described with reference to the flow of FIG.
In
[0163]
In
[0164]
If it is difficult to calculate the power and the square root of the equation (33), the calculation result of the equation (33) is stored in advance in the memory of the
[0165]
In
[0166]
Here, by setting the flowback inert gas flow rate MRESOLtmp3 of the expression (34) to a negative value, the gas flow rate of the air-fuel mixture flowing through the intake system to the exhaust system during the overlap can be represented.
[0167]
Next, the calculation of the flow rate of the inert gas that is blown back during the overlap when there is supercharging and choke will be described with reference to the flow of FIG.
In FIG. 22 (subroutine of
[0168]
In step 153, based on the choke-time pressure difference term MRSOLPC and the intake pressure PIN, an overlapping blowback gas flow rate MRESOLtmp4 with supercharging and choke is calculated by the following equation, and the calculated value is exceeded in
[0169]
Here, the flowback inert gas flow rate MRESOLtmp4 of the equation (35) can be set to a negative value, similarly to MRESOLtmp3, to represent the gas flow rate of the air-fuel mixture flowing from the intake side to the exhaust side during the overlap.
[0170]
After the calculation of the inert gas flow rate MRESOLtmp during the overlap, which is divided according to the combination of the presence or absence of supercharging and the presence or absence of the choke, the flow returns to FIG. From the inert gas flow rate MRESOLtmp and the integrated effective area ASUMOL during the overlap period, the blow-back inert gas amount MRESOL during the overlap is calculated by the following equation.
[0171]
When the calculation of the inert gas amount MRESOL returned during the overlap in this way is completed, the process returns to FIG. 15, and in step 63, the inert gas amount MRESCYL at the exhaust valve closing timing EVC in the
[0172]
MRES = MRESCYL + MRESOL ... (37)
As described above, when there is a supercharging, the inert gas flow rate (MRESOLtmp3, MRESOLtmp4) during the overlap becomes negative during the overlap. Therefore, the inert gas amount MRESOL during the overlap in the above formula (36) becomes negative. According to the equation (37), the internal inert gas amount is reduced by the amount MRESOL of the blown-back inert gas during the overlap.
[0173]
When the calculation of the internal inert gas amount MRES is completed in this manner, the process returns to FIG. 14, and in
[0174]
This completes the calculation of the internal inert gas ratio MRESFR.
[0175]
As described above, according to the present embodiment, the internal inert gas amount MRES is composed of the inert gas amount MRESCYL when the exhaust valve of the
[0176]
Further, based on the temperature TEVC and the pressure PEVC at the time of closing the exhaust valve of the
[0177]
As described above, if the inert gas amount MRESCYL and the overlapped returning gas amount MRESOL can be accurately calculated (estimated) when the exhaust valve of the
[0178]
Further, since the gas constant REX of the inert gas and the specific heat ratio SHEATR of the inert gas are set to values corresponding to the target equivalent ratio TFBYA (see FIGS. 24 and 27), the operation at an air-fuel ratio outside the stoichiometric air-fuel ratio is performed. Time (for example, during lean operation in which the air-fuel ratio is leaner than the stoichiometric air-fuel ratio, in order to stabilize the originally unstable state of the engine, such as during cold start, the engine has a richer side than the stoichiometric air-fuel ratio than the air-fuel ratio. Immediately after the start of the engine operating at the air-fuel ratio, the exhaust valve closing timing of the
[0179]
In addition, since the integrated effective area ASAMOL of the overlap period is defined as the area of the virtual orifice, and it is assumed that the exhaust gas flows through the virtual orifice from the
[0180]
Here, the operation and effect of the present embodiment will be described.
[0181]
According to the present embodiment (the invention described in claim 1), the laminar combustion velocity (SL1, SL2) which is the combustion velocity of the combustion gas in the laminar flow state, the combustion gas volume equivalent volume approximated to the combustion gas volume (V0, VTDC), the change margin (BR1, BR2) of the combustion mass ratio up to the reference crank angle θPMAX (predetermined crank angle), and the reaction probability RPROBA indicating the ease of combustion of the combustion gas under predetermined operating conditions. Since the combustion period BURN (= BURN1 + BURN2) from the start of combustion to the reference crank angle θPMAX is calculated, the combustion period BURN can be calculated without using the unburned gas density unlike the conventional device. The basic ignition timing MBTCAL at which MBT can be obtained accurately and easily can be calculated.
[0182]
Since it is newly found that the combustion mass ratio up to the reference crank angle θPMAX is about 60%, in response to this, the end of the combustion period BURN is set to the reference crank angle θPMAX according to the present embodiment. According to the described invention), it is not necessary to separately calculate the combustion mass ratio, which facilitates the calculation of the combustion period BURN. Further, since the reference crank angle θPMAX which is the crank angle when the combustion pressure by the combustion gas becomes the maximum is almost constant, it is not necessary to calculate the indicated torque or the indicated average effective pressure in order to determine the reference crank angle θPMAX. Calculation load can be reduced.
[0183]
According to the present embodiment (the invention described in claim 5), the combustion period BURN from the start of combustion to the reference crank angle θPMAX is determined by the initial combustion period BURN1 from the start of combustion to the formation of the flame kernel, and the flame kernel. Since it is divided into the main combustion period BURN2 from the formation to the reference crank angle θPMAX, the initial combustion period BURN1 having high sensitivity to the temperature and pressure in the
[0184]
More specifically, during the initial combustion period, the rate of increase in combustion pressure and temperature is small, but in the main combustion period, the flame propagates outward from the flame kernel and the combustion speed rises sharply. Experiments have shown that the formation of a flame nucleus in this case is a change in the combustion mass ratio RB from 2% to 10%. Therefore, if the change BR1 of the combustion mass ratio for calculating the initial combustion period BURN1 is given at 2%, the change BR2 of the combustion mass ratio from the flame kernel formation to the reference crank angle is 60%- 2% = 58%. As described above, when the combustion period is divided into the initial combustion period and the main combustion period, the change amounts BR1 and BR2 of the combustion mass ratio when calculating the combustion periods BURN1 and BURN2 can be constant values. Calculation of the periods BURN1 and BURN2 is facilitated.
[0185]
The reference laminar combustion speed SLstd is a laminar combustion speed when the temperature at the start of combustion in the
[0186]
Similarly, when the compression top dead center temperature deviates from the reference temperature Tstd or the compression top dead center pressure deviates from the reference pressure Pstd, the actual laminar flow at the compression top dead center is obtained by using the reference laminar combustion velocity. However, according to the ninth invention, the compression top dead center temperature TTDC and the compression top dead center pressure PTDC of the
[0187]
In the embodiment, the combustion speed FLAME1 used for calculating the initial combustion period BURN1 is the product of the laminar combustion speed SL1 and the turbulence intensity ST1, and the combustion speed FLAME2 used for calculating the main combustion period BURN2 is turbulent with the laminar combustion speed SL2. Although each is calculated as the product of the strengths ST2, it may be obtained by a calculation method by addition as described in JP-A-10-30535.
[0188]
In the embodiment, the initial combustion period is from zero to 2% as a change in the combustion mass ratio (that is, BR1 = 2%), and the main combustion period is from 2 to 60% as a change in the combustion mass ratio (that is, BR2 = 58%). ), But the present invention is not necessarily limited to this numerical value.
[0189]
In the embodiment, the description has been given of the combustion gas mass ratio, but the combustion gas mass itself may be used.
[0190]
In the embodiment, the case has been described in which the change in the mass of combustion gas combusted in the combustion chamber from the start of combustion to the predetermined crank angle is divided into two parts corresponding to the initial combustion period and two parts corresponding to the main combustion period. However, the present invention is not limited to this. The variation of the mass of the combustion gas combusted in the combustion chamber up to the predetermined crank angle is divided into a plurality of three or more, and the division corresponding to the variation of each of the divided combustion gas masses. The combustion period may be calculated, and the sum of all the divided combustion periods may be calculated as the combustion period from the start of combustion to a predetermined crank angle (the invention according to claim 2). According to this, the combustion period can be accurately calculated even when the change in the mass of the combustion gas from the ignition is not uniform.
[0191]
According to the first aspect of the present invention, the function of the laminar combustion velocity calculating means is determined by
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a control system diagram of an engine according to an embodiment.
FIG. 2 is a block diagram of ignition timing control executed by an engine controller.
FIG. 3 is a pressure change diagram of a combustion chamber.
FIG. 4 is a characteristic diagram illustrating a change in a combustion mass ratio.
FIG. 5 is a flowchart for explaining calculation of a physical quantity.
FIG. 6 is a diagram illustrating a positional relationship between a crankshaft of an engine and a connecting rod.
FIG. 7 is a characteristic diagram of a water temperature correction coefficient.
FIG. 8 is a characteristic diagram of an equivalent ratio correction coefficient.
FIG. 9 is a characteristic diagram of a reference crank angle.
FIG. 10 is a flowchart for explaining calculation of an initial combustion period.
FIG. 11 is a characteristic diagram of a temperature rise rate.
FIG. 12 is a flowchart for explaining calculation of a main combustion period.
FIG. 13 is a flowchart for explaining calculation of a basic ignition timing.
FIG. 14 is a flowchart for explaining calculation of an internal inert gas ratio.
FIG. 15 is a flowchart for explaining calculation of an internal inert gas amount.
FIG. 16 is a flowchart for explaining calculation of an inert gas amount at the time of EVC.
FIG. 17 is a flowchart for explaining the calculation of the amount of inert gas blown back during the overlap.
FIG. 18 is a flowchart for explaining setting of a supercharge determination flag and a choke determination flag.
FIG. 19 is a flowchart for explaining the calculation of the flow rate of the inert gas that is blown back during the overlap when there is no supercharging and there is no choke.
FIG. 20 is a flowchart for explaining calculation of a flow rate of inert gas blown back during overlap when there is no supercharging and there is a choke;
FIG. 21 is a flowchart for explaining the calculation of the flow rate of the inert gas to be blown back during the overlap when there is a supercharge and there is no choke;
FIG. 22 is a flowchart for explaining the calculation of the flow rate of the inert gas that is blown back during the overlap when there is a supercharge and a choke is present.
FIG. 23 is a characteristic diagram of a combustion chamber volume at an exhaust valve closing timing.
FIG. 24 is a characteristic diagram of a gas constant of an inert gas.
FIG. 25 is a characteristic diagram of an integrated effective area during an overlap.
FIG. 26 is an explanatory diagram of an integrated effective area during overlap.
FIG. 27 is a characteristic diagram of a specific heat ratio of an inert gas.
FIG. 28 is a characteristic diagram of a specific heat ratio of an air-fuel mixture.
[Explanation of symbols]
1 engine
5 Combustion chamber
11 Ignition device (spark ignition means)
15 Intake valve
21 Fuel injector
27 Intake VTC mechanism
31 Engine Controller
33, 34 Crank angle sensor
43 Intake air temperature sensor
44 Intake pressure sensor
45 Exhaust gas temperature sensor
46 Exhaust pressure sensor
Claims (12)
燃焼室内の燃焼ガス体積に相当する容積を算出する燃焼ガス体積相当容積算出手段と、
所定クランク角までに前記燃焼室内で燃焼する燃焼ガス質量を算出する燃焼ガス質量算出手段と、
所定運転条件での燃焼ガスの燃焼のしやすさを示す反応確率を算出する反応確率算出手段と、
これら層流燃焼速度、燃焼ガス体積相当容積、燃焼ガス質量及び反応確率に基づいて燃焼開始から所定クランク角までの燃焼期間を算出する燃焼期間算出手段と、
この燃焼期間に基づいてMBTの得られる基本点火時期を算出する基本点火時期算出手段と、
この基本点火時期で火花点火を行う火花点火手段と
を備えることを特徴とするエンジンの制御装置。A laminar burning velocity calculating means for calculating a laminar burning velocity which is a burning velocity of the combustion gas in a laminar flow state,
Combustion gas volume equivalent volume calculation means for calculating a volume corresponding to the combustion gas volume in the combustion chamber,
Combustion gas mass calculating means for calculating a mass of combustion gas to be burned in the combustion chamber up to a predetermined crank angle,
Reaction probability calculation means for calculating a reaction probability indicating the ease of combustion of the combustion gas under predetermined operating conditions,
Combustion period calculating means for calculating a combustion period from the start of combustion to a predetermined crank angle based on the laminar combustion speed, the combustion gas volume equivalent volume, the combustion gas mass and the reaction probability,
Basic ignition timing calculating means for calculating a basic ignition timing at which MBT is obtained based on the combustion period;
A spark ignition means for performing spark ignition at the basic ignition timing.
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