JP2004332653A - 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は燃焼開始時に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基準クランク角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と共に、燃焼室内の燃焼ガス体積に相当する容積を算出する際に、燃焼開始時期推定値を用いることにより、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と共に、前記燃焼ガスの燃焼開始時期推定値を算出し、前記燃焼ガス体積相当容積を算出する際にこの燃焼開始時期推定値を用いるようにしたものである。
【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】
また、特に初期燃焼期間における燃焼ガス体積相当容積を算出するには燃焼開始時期が必要となる。この場合に、点火時期と燃焼開始時期との間には密接な関係があるものの(図4参照)、これから点火時期を算出しようとしている段階で、点火時期の後にくる燃焼開始時期を知ることはできないのであるが、本発明によれば、燃焼ガスの燃焼開始時期推定値を算出し、燃焼ガス体積相当容積を算出する際にこの燃焼開始時期推定値を用いるようにしているので、特に初期燃焼期間における燃焼ガス体積相当容積を、点火時期制御上支障なく算出することができる。
【0012】
【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。
【0013】
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。
【0014】
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。
【0015】
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。
【0016】
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。
【0017】
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。
【0018】
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。
【0019】
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。
【0020】
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。
【0021】
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及び燃焼開始時期推定値算出部56からなる。
【0022】
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。
【0023】
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。
【0024】
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。
【0025】
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。
【0026】
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、燃焼開始時に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。
【0027】
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。
【0028】
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。
【0029】
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。
【0030】
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に示したように燃焼開始時期推定値算出部56で基本点火時期の前回値を燃焼開始時期推定値MBTCAL E[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。
【0031】
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。
【0032】
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。
【0033】
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。
【0034】
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。
【0035】
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。
【0036】
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。
【0037】
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。
【0038】
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。
【0039】
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。
【0040】
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。
【0041】
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。
【0042】
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。
【0043】
TINI=TEXH×MRESFR+TCOL×(1−MRESFR)…(7)
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。
【0044】
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。
【0045】
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。
【0046】
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。
【0047】
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。
【0048】
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。
【0049】
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。
【0050】
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。
【0051】
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。
【0052】
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。
【0053】
まず図10から説明すると、ステップ161では、燃焼開始時期推定値MBTCAL E[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。
【0054】
ここで、燃焼開始時期推定値MBTCAL Eは、基本点火時期MBTCALの[degBTDC]の1サイクル前の値に基づいて算出される値であり、その算出については図13により後述する。
【0055】
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、ここでの燃焼開始時期は基本点火時期の1サイクル前の値に基づいて算出している。すなわち、基本点火時期の1サイクル前の値に基づいて算出される燃焼開始時期推定値MBTCAL E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。
【0056】
V0=f6(MBTCAL E)…(11)
具体的には燃焼開始時期推定値MBTCAL E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MBTCAL E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MBTCAL E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の燃焼開始時期推定値MBTCAL Eにおける容積V0を求めればよい。
【0057】
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。
【0058】
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。
【0059】
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。
【0060】
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。
【0061】
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。
【0062】
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。
【0063】
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。
【0064】
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。
【0065】
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。
【0066】
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。
【0067】
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。
【0068】
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。
【0069】
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。
【0070】
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。
【0071】
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。
【0072】
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。
【0073】
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。
【0074】
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。
【0075】
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。
【0076】
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。
【0077】
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。
【0078】
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。
【0079】
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。
【0080】
BURN1={(NRPM×6)×(BR1×V0)}/(RPROBA×AF1×FLAME1)…(19)
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。
【0081】
燃焼期間[sec]=シリンダ内総質量[g]/(未燃ガス密度[g/m3]×火炎表面積[m2]×火炎速度[m/sec])…(補1)
(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。
【0082】
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。
【0083】
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。
【0084】
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11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。
【0085】
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。
【0086】
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。
【0087】
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。
【0088】
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。
【0089】
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。
【0090】
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。
【0091】
MGAS=MACYL×(1+TFBYA/14.7)+MRES+MEGR…(45)
(45)式右辺の括弧内の「1」は新気分、「TFBYA/14.7」は燃料分である。
【0092】
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。
【0093】
TBURN={MACYL×TFBYA/14.7×BRk×Q}/(Cv×MGAS)…(46)
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。
【0094】
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。
【0095】
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。
【0096】
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。
【0097】
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。
【0098】
PTDC=PINI×VIVC×TTDC/(VTDC×TINI)…(48)
(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。
【0099】
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。
【0100】
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。
【0101】
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。
【0102】
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。
【0103】
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。
【0104】
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。
【0105】
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。
【0106】
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。
【0107】
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。
【0108】
BURN2={(NRPM×6)×(BR2×VTDC)}/(RPROBA×AF2×FLAME2)…(22)
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。
【0109】
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。
【0110】
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。
【0111】
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。
【0112】
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。
【0113】
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。
【0114】
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を差し引いた値を燃焼開始時期推定値MBTCAL E[degBTDC]として算出する。
【0115】
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。
【0116】
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で算出された燃焼開始時期推定値MBTCAL Eが図10のステップ162において用いられる。
【0117】
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。
【0118】
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)。
【0119】
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。
【0120】
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。
【0121】
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。
【0122】
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。
【0123】
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。
【0124】
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。
【0125】
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。
【0126】
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。
【0127】
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。
【0128】
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。
【0129】
MRESCYL=(PEVC×VEVC)/(REX×TEVC)…(24)
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。
【0130】
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。
【0131】
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。
【0132】
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。
【0133】
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。
【0134】
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。
【0135】
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。
【0136】
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。
【0137】
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。
【0138】
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。
【0139】
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。
【0140】
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。
【0141】
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。
【0142】
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。
【0143】
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。
【0144】
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。
【0145】
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。
【0146】
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。
【0147】
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。
【0148】
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。
【0149】
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。
【0150】
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。
【0151】
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。
【0152】
〈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。
【0153】
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。
【0154】
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。
【0155】
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。
【0156】
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。
【0157】
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。
【0158】
MRSOLP=SQRT[SHEATR/(SHEATR−1)×{PTNBYEX^(2/SHEATR)−PTNBYEX^((SHEATR+1)/SHEATR)}]…(29)
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。
【0159】
MRESOLtmp1=1.4×PEVC×MRSOLD×MRSOLP…(30)
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。
【0160】
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。
【0161】
MRSOLPC=SQRT[SHEATR×{2/(SHEATR+1)}^{(SHEATR+1)/〔SHEATR−1)}]…(31)
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。
【0162】
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。
【0163】
MRESOLtmp2=PEVC×MRSOLD×MRSOLPC…(32)
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。
【0164】
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。
【0165】
MRSOLPT=SQRT[SHEATR/(SHEATR−1)×{PINBYEX^(−2/SHEATR)−PINBYEX^(−(SHEATR+1)/SHEATR)}]…(33)
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。
【0166】
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。
【0167】
MRESOLtmp3=−0.152×PIN×MRSOLPT…(34)
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。
【0168】
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。
【0169】
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。
【0170】
MRESOLtmp4=−0.108×PIN×MRSOLPC…(35)
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。
【0171】
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。
【0172】
MRESOL=(MRESOLtmP×ASUMOL×60)/(NRPM×360)…(36)
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。
【0173】
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。
【0174】
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。
【0175】
MRESFR=MRES/{MRES+MACYL×(1+TFBYA/14.7)}…(38)
これで内部不活性ガス率MRESFRの算出を総て終了する。
【0176】
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。
【0177】
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。
【0178】
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。
【0179】
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。
【0180】
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。
【0181】
ここで、本実施形態の作用効果を説明する。
【0182】
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。
【0183】
特に、初期燃焼期間BURN1の算出に必要となる燃焼開始時容積V0を算出するには燃焼開始時期が必要となる。この場合に、点火時期と燃焼開始時期との間には密接な関係があるものの(図4参照)、これから点火時期を算出しようとしている段階で、点火時期の後にくる燃焼開始時期を知ることはできない。本実施形態(請求項1に記載の発明)によれば、この燃焼開始時容積V0(初期燃焼期間における燃焼ガス体積相当容積)を算出する際に、前回のサイクルで燃焼時に用いた点火時期から点火無駄時間相当クランク角IGNDEADを差し引いた値を燃焼開始時期推定値MBTCAL Eとして用いるようにしているので、今回のサイクルでの点火時期制御上必要となる燃焼開始時容積V0を支障なく算出することができる。
【0184】
また、定常運転時であれば今回のサイクルと次回のサイクルとで点火時期、燃焼開始時期は変わらないとして点火時期より燃焼開始時期を推定できるのであり、燃焼開始時期推定値MBTCAL Eを、基本点火時期MBTCALの1サイクル前の算出値に基づいて算出する本実施形態(請求項2に記載の発明)によれば、燃焼開始時期推定値MBTCAL Eを簡易に得ることができる。
【0185】
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7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。
【0186】
図29、図30は基本点火時期MBTCAL[degBTDC]を算出するための第2、第3実施形態の各フローチャートで、第1実施形態の図13と置き換わるものである。図13と同一部分には同一のステップ番号をつけている。
【0187】
第2実施形態の図29から説明すると、第1実施形態の図13と相違する部分はステップ201、202である。すなわち、ステップ201では、初期燃焼期間推定値BURN1 Eを主燃焼期間BURN2に比例させて、つまり次式により算出する。
【0188】
BURN1_E=a1×BURN2+b1…(51)
ただし、a1、b1:定数、
(51)式は実験式である。運転条件を相違させて実験した結果、得られた初期燃焼期間と主燃焼期間のデータを概括すると、運転条件が相違しても初期燃焼期間と主燃焼期間との間に比例関係があるとみなせることから、前回のサイクルでの燃焼時の主燃焼期間BURN2から今回のサイクルでの燃焼時の初期燃焼期間を推定するようにしたものである。(51)式の定数a1、b1の値はエンジン機種により相違するので適合等により決定する。
【0189】
ステップ202ではこの初期燃焼期間推定値BURN1 Eを用いて次式により今回のサイクルでの燃焼開始時期推定値MBTCAL E[degBTDC]を算出する。
【0190】
MBTCAL E=(BURN1_E+BURN2)−PMAX…(52)
このように前回のサイクルでの主燃焼期間に比例させて今回のサイクルでの初期燃焼期間推定値を算出し、この今回のサイクルでの初期燃焼期間推定値と、主燃焼期間とに基づいて今回のサイクルでの燃焼開始時期推定値を算出する第2実施形態(請求項6に記載の発明)でも、第1実施形態と同様の作用効果が得られる。
【0191】
次に第3実施形態の図30ではステップ211〜215が第1実施形態の図13と相違する。すなわち、ステップ211では図12のステップ181と同様に、エンジン回転速度NRPM[rpm]、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]を読み込み、これらを用いステップ212で上記の(45)式により総ガス質量MGAS[g]を、またステップ213で次式により燃料質量MFUEL[g]をそれぞれ算出する。
【0192】
MFUEL=MACYL×TFBYA/14.7…(53)
ステップ214ではこれら総ガス質量MGAS、燃料質量MFUELから次式により総ガス質量と燃料質量の比である総ガス燃料比GBYF[無名数]を算出する。
【0193】
GBYF=(MGAS/MFUEL)…(54)
この比GBYFは燃焼室5内の不活性ガス状態を表す指標である。すなわち、同じ燃料量のときにこの比GBYFが大きいほど不活性ガス量が多いことを表す。
【0194】
ステップ215ではこの総ガス燃料比GBYFとエンジン回転速度NRPMから図31を内容とするマップを検索することにより燃焼開始時期推定値MBTCAL Eを求める。
【0195】
燃焼開始時期推定値MBTCAL Eは、図31に示したように総ガス燃料比GBYFが一定であればエンジン回転速度NRPMが低いほど、またエンジン回転速度NRPMが一定であれば総ガス燃料比GBYFが大きいほど(つまり不活性ガス量が少ないほど、空燃比でいえばリーンになるほど)、進む特性である。これは、総ガス燃料比GBYFが一定であれば低回転速度になるほど、またエンジン回転速度NRPMが一定であれば総ガス燃料比GBYFが大きいほど燃焼期間が長引くので、MBTが得られるようにするにはその分早めに燃やす、つまり燃焼開始時期を早める必要があるためである。図31の実際の値は予め適合等で求めておく。
【0196】
第1実施形態のように、前回のサイクルでの点火時期に基づいて今回のサイクルでの燃焼開始時期を推定する場合、加速時のように過渡時になると前回のサイクルでの点火時期より推定される燃焼開始時期と、今回のサイクルでの実際の燃焼開始時期との間にずれが生じる。例えば、アクセルペダルをステップ的に踏み込む場合を考えると、踏み込む前と後では踏み込んだ後のほうが燃料が多くなり燃焼速度が速くなるので、MBTを得るための点火時期としてはアクセルペダルを踏み込む前のほうが踏み込んだ後より進角側にある。従って、アクセルペダルを踏み込んだ後には、実際の燃焼開始時期は踏み込む前より遅角側にくるはずである。このため、アクセルペダルを踏み込む前に算出した点火時期(つまり前回のサイクルでの点火時期)よりアクセルペダルを踏み込んだ後の燃焼開始時期(つまり今回のサイクルでの燃焼開始時期)を推定したのでは、その燃焼開始時期推定値が実際の燃焼開始時期より進角側となってしまい、実際の燃焼開始時期からずれ分だけ燃焼開始時容積V0(燃焼ガス体積相当容積)の算出値に誤差が生じ、MBTが得られなくなるのである。
【0197】
これに対して第3実施形態(請求項3に記載の発明)によれば、燃焼開始時期推定値MBTCAL Eを、燃焼室5内の不活性ガス状態を表す指標である総ガス燃料比GBYFとエンジン回転速度NRPMとに基づいて算出するようにしているので、アクセルペダルを急激に踏み込むような加速時においても、燃焼開始時期を精度よく推定できる。
【0198】
図32は基本点火時期MBTCAL[degBTDC]を算出するための第4実施形態のフローチャートで、第3実施形態の図30と置き換わるものである。図30と同一部分には同一のステップ番号をつけている。
【0199】
第3実施形態では燃焼開始時期推定値MBTCAL Eを、総ガス燃料比GBYFとエンジン回転速度NRPMとから図31を内容とする1つのマップを用いて求めたが、第4実施形態はこのマップに代えて2つのテーブルを用いて求めるようにしたものである。すなわち、ステップ221ではエンジン回転速度NRPMから図33を内容とするテーブルを検索することにより、基本燃焼開始時期推定値MBTCAL E1[degBTDC]を、またステップ222では総ガス燃料比GBYFから図34を内容とするテーブルを検索することにより、不活性ガス燃料比補正係数MBTCAL E2[無名数]を求め、ステップ223においてこれらの積を燃焼開始時期推定値MBTCAL Eとして、つまり次式により燃焼開始時期推定値MBTCAL Eを算出する。
【0200】
MBTCAL E=MBTCAL E1×MBTCAL E2…(55)
所定の運転条件になると、前述の吸気VTC機構27や排気VTC機構28を働かせ、吸気弁15や排気弁16の開閉時期を変えることにより内部不活性ガスの量を増やしポンピングロスを減らして燃費をよくするのであるが、基本燃焼開始時期推定値MBTCAL E1はこれら吸気VTC機構27や排気VTC機構28を働かせていないときの燃焼開始時期推定値である。なお、外部EGR装置を備えるときには、この外部EGR装置についても働かせていないときの燃焼開始時期推定値である。図33に示したように基本燃焼開始時期推定値MBTCAL E1も図31と同様にエンジン回転速度NRPMが低いほど遅角する値である。
【0201】
一方、前述の吸気VTC機構27、排気VTC機構28、図示しない外部EGR装置のいずれかを働かせるときには、3つとも働かせないときより燃焼室5内の不活性ガス量が増し燃焼期間が長引くことになるので、その分だけ燃焼開始時期を早める必要がある。補正係数MBTCAL E2はこうした不活性ガス量が燃焼期間つまり燃焼開始時期に影響する分を考慮するもので、図34のように総ガス燃料比GBYFが大きくなるほど(空燃比がリーンになるほど)大きくなる値である。図33、図34の実際の値は予め適合等で求めておく。
【0202】
このように燃焼開始時期推定値MBTCAL Eを2つのテーブルを用いて求めるようにした第4実施形態でも、第3実施形態と同様の作用効果が得られる。
【0203】
第3、第4実施形態で示したように、エンジン回転速度NRPMと総ガス燃料比GBYFに依存して変化する燃焼期間に基づけば燃焼開始時期を推定できることからすると、初期燃焼期間もこれら(NRPM、GBYF)に依存するので、図35のようにエンジン回転速度NRPMと総ガス燃料比GBYFから初期燃焼期間推定値BURN1 Eを求めることも可能である(第5実施形態)。従って、このものでは、図35により得た初期燃焼期間推定値BURN1 Eを第2実施形態の図29ステップ202で用いればよい。なお、図35の実際の値は予め適合等で求めておく。
【0204】
図31、図34、図35においては総ガス燃料比GBYFを用いたが、総ガス燃料比GBYFに代えて、図14ステップ54で得られている内部不活性ガス率MRESFRを用いることもできる。図示しない外部EGR装置をさらに備えるエンジンでは外部不活性ガス率をこの内部不活性ガス率MRESFRに加えた総不活性ガス率を用いればよい。外部不活性ガス率の算出方法は特開平10−318110号公報に記載されている。
【0205】
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%から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。
【0206】
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。
【0207】
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。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。
【0208】
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、燃焼開始時期推定値算出手段の機能は図13のステップ44により、燃焼ガス体積相当容積算出手段が燃焼ガス体積相当容積を算出する際にこの燃焼開始時期推定値を用いる点は図10のステップ162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。
【図29】第2実施形態の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30】第3実施形態の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31】第3実施形態の燃焼開始時期推定値の特性図。
【図32】第4実施形態の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33】第4実施形態の基本燃焼開始時期推定値の特性図。
【図34】第4実施形態の総ガス燃料比補正係数の特性図。
【図35】第5実施形態の初期燃焼期間推定値の特性図。
【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]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to an ignition timing control device for an engine (internal combustion engine), and more particularly to an ignition timing control device that controls a minimum ignition advance value (so-called MBT) necessary for generating a maximum shaft torque.
[0002]
[Prior art]
The MBT is obtained by adding the predetermined ignition delay time B1 to the 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 converting this added value to the crank angle as a unit. Is calculated as the basic ignition timing (see Patent Document 1).
[0003]
[Patent Document 1]
Japanese Patent Laid-Open No. 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 in the combustion mass ratio BR from the intake bottom dead center to the first half of the expansion stroke. Here, the combustion mass ratio BR represents the ratio of the combustion gas mass to the fuel supplied to the combustion chamber, and this is a physical quantity that can be detected by combustion analysis. This combustion gas mass BR is 0% at the start of combustion, and reaches 100% by complete combustion. In this case, it was 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 mixture is ignited by MBT, the crank angle at which the combustion pressure of the mixture becomes the maximum value Pmax is the reference crank angle θPMAX. It is. It is known that this reference crank angle θPMAX is substantially constant regardless of the combustion method, and is generally in the range of 12 to 15 degrees after compression top dead center and at most 10 to 20 degrees after compression top dead center.
[0006]
Here, if the period from the start of combustion until reaching the reference crank angle θPMAX is defined as the combustion period, this combustion period is basically obtained by dividing the total gas mass in the combustion chamber by the laminar combustion speed. Therefore, in the above-described conventional apparatus, the combustion period is obtained by dividing the total gas mass MASSC by the unburned gas density basic value DENS and the turbulent flame speed basic value 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 these unburned gas mass and unburned gas volume are detected, the unburned gas mass is unburned. Although the gas density basic value DENS can be accurately obtained, it is actually difficult to estimate the volume of unburned gas in the combustion chamber. Therefore, in the conventional apparatus, unburned gas is based on the charging efficiency ITAC. The density basic value DENS is obtained.
[0007]
However, if the unburned gas density basic value DENS is calculated by a function of only the charging efficiency ITAC corresponding to the mass as in the conventional device, the calculation accuracy is deteriorated only by the unburned gas volume integral that changes depending on the operating conditions. Therefore, the calculation accuracy of the combustion period is reduced by the amount of decrease, the calculation of the basic ignition timing becomes inaccurate, and a situation where MBT cannot be obtained may occur.
[0008]
Therefore, in the present invention, the combustion gas volume is approximated by the combustion chamber volume at that time, the combustion gas mass is introduced instead, the combustion period is calculated based on the combustion chamber volume and the combustion gas mass, and the combustion in the combustion chamber is calculated. An object of the present invention is to provide a new ignition timing control method incorporating the latest combustion analysis results by using the estimated combustion start timing when calculating the volume corresponding to the gas volume.
[0009]
[Means for Solving the Problems]
The present invention relates to a laminar combustion speed which is a combustion speed in a laminar flow state of combustion gas, a volume corresponding to the combustion gas volume in the combustion chamber, a mass of combustion gas combusted in the combustion chamber up to a predetermined crank angle, and predetermined operating conditions. The combustion probability from the start of combustion to the predetermined crank angle is calculated based on the laminar combustion velocity, the volume corresponding to the combustion gas volume, the combustion gas mass, and the reaction probability. The basic ignition timing from which the MBT is obtained is calculated based on this combustion period, and spark ignition is performed at the basic ignition timing thus obtained, and the estimated combustion start timing of the combustion gas is calculated. This combustion start time estimated value is used when calculating the combustion gas volume equivalent volume.
[0010]
【The invention's effect】
According to the present invention, the combustion period is calculated based on the laminar combustion velocity, the volume corresponding to the combustion gas volume approximated to the combustion gas volume, the newly introduced combustion gas mass, and the reaction probability. As described above, it is possible to calculate the combustion period without using the unburned gas density, whereby the basic ignition timing at which MBT can be obtained can be calculated accurately and easily.
[0011]
In particular, the combustion start time is required to calculate the combustion gas volume equivalent volume in the initial combustion period. In this case, although there is a close relationship between the ignition timing and the combustion start timing (see FIG. 4), it is not possible to know the combustion start timing that comes after the ignition timing at the stage where the ignition timing is being calculated. However, according to the present invention, the estimated combustion start timing value of the combustion gas is calculated, and this estimated combustion start timing value is used when calculating the combustion gas volume equivalent volume. The volume corresponding to the combustion gas volume in the period can be calculated without any problem in ignition timing control.
[0012]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
[0013]
FIG. 1 is a schematic diagram for explaining the system of the present invention.
[0014]
The air is stored in the
[0015]
In order to ignite this compressed air-fuel mixture with a high-pressure spark, an
[0016]
When a spark is blown off by the
[0017]
A three-
[0018]
A so-called electronically controlled
[0019]
Cam sprockets and crank sprockets are attached to the front portions of the
[0020]
An intake air temperature signal from the intake
[0021]
FIG. 2 is a block diagram of the ignition timing control performed in the
[0022]
The initial combustion
[0023]
The ignition
[0024]
As described above, the combustion period BURN is calculated by dividing the combustion period BURN into the initial combustion period BURN1 and the main combustion period BURN2, and the basic ignition timing MBTCAL is obtained according to the combustion period BURN, based on the result obtained from the combustion analysis. Is. Hereinafter, the ignition timing control based on the combustion analysis will be further described.
[0025]
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 with MBT (minimum advance angle value at which maximum torque can be obtained) is defined as a reference crank angle θPMAX [degATDC]. The reference crank angle θPMAX is substantially constant regardless of the combustion method, and is generally in the range of 12 to 15 degrees after compression top dead center, and at most 10 to 20 degrees after compression top dead center.
[0026]
FIG. 4 shows changes in 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 start of combustion 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%.
[0027]
The combustion period corresponding to the change allowance until the combustion mass ratio BR reaches about 60% corresponding to the reference crank angle θPMAX from 0% is a period in which there is almost no change in both the combustion mass ratio and the combustion pressure immediately after the start of combustion. 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 until flame nuclei are formed, and the flame nuclei are formed when the combustion mass ratio changes from 0% to 2% to 10%. During this initial combustion period, the rate of increase in combustion pressure and combustion temperature is small, and the initial combustion period is long with respect to changes in the combustion mass ratio. The length of the initial combustion period is susceptible to changes in temperature and pressure in the combustion chamber.
[0028]
On the other hand, in the main combustion period, the flame propagates from the flame kernel to the outside, and the flame speed (that is, the combustion speed) increases rapidly. 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.
[0029]
In the
[0030]
The pressure and temperature in the
[0031]
Next, the calculation of the basic ignition timing MBTCAL executed by the
[0032]
FIG. 5 is for calculating various physical quantities necessary for calculating the ignition timing, and is executed at regular time intervals (for example, every 10 msec).
[0033]
First, in
[0034]
Here, the crank angle sensor includes a
[0035]
The intake valve closing timing IVC is known from the command value given to the
[0036]
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 amount of gas in the combustion chamber, and the calculation thereof will be described later. The ignition dead time DEADTIME is a constant value.
[0037]
The target equivalent ratio TFBYA is calculated in a fuel injection amount calculation flow (not shown). The target equivalent ratio TFBYA is an unnamed number, and is a value represented by the following expression when the theoretical air-fuel ratio is 14.7.
[0038]
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, and 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.
[0039]
In
[0040]
Referring to FIG. 6, consider a case where the
[0041]
Where Vc: gap volume [m3],
ε: compression ratio,
D: cylinder bore diameter [m],
ST: Full piston stroke [m],
Hivc: distance [m] from the TDC of the
Hx: The difference between the maximum value and the minimum value of the distance from the TDC of the piston pin 76 [m],
CND: length of connecting rod 74 [m],
CRoff: offset distance [m] of the
PISoff: offset distance [m] of the
θivc: Intake valve closing timing crank angle [degATDC],
θoff: an angle [deg] between a line connecting the
X: horizontal distance [m] between the
As described above, the intake valve closing timing crank angle θivc is known because it is determined by the command signal from the
[0042]
In
[0043]
TINI = TEXH × MRESFR + TCOL × (1−MRESFR) (7)
In
[0044]
In
[0045]
RPROBA = f3 (MRESFR, TWK, TFBYA) (8)
More specifically, the maximum value of the reaction probability obtained by the combination of the three parameters MRESFR, TWK, and TFBYA is set to 100%, the relationship between these parameters and the reaction probability RPROBA is obtained experimentally, and the obtained reaction probability RPROBA is obtained. Are stored in advance in the memory of the
[0046]
Specifically, a table of water temperature correction coefficients having characteristics as shown in FIG. 7 according to the cooling water temperature TWK, a table of internal inert gas rate correction coefficients (not shown) set similarly, and a target equivalent ratio A table of equivalence ratio correction coefficients having characteristics as shown in FIG. 8 according to TFBYA is stored in the memory in advance. 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 maximum value of 100% of the reaction probability.
[0047]
Explaining each table, the water temperature correction coefficient shown in FIG. 7 becomes larger as the cooling water temperature TWK is higher, 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, the stoichiometric air-fuel ratio. The ratio correction factor decreases. Although the internal inert gas rate correction coefficient is not shown, it is 1.0 when the internal inert gas rate MRESFR is zero.
[0048]
In
[0049]
θPMAX = f4 (NRPM) (9)
Specifically, the reference crank angle θPMAX is obtained by searching a table of characteristics shown in FIG. 9 stored in advance in the memory of the
[0050]
Finally, in
[0051]
IGNDEAD = f5 (DEADTIME, NRPM) (10)
Here, the ignition dead time DEADTIME is set to 200 μsec. Equation (10) is for calculating the ignition dead time equivalent crank angle IGNDEAD that is the crank angle corresponding to the ignition dead time DEADTIME from the engine speed NRPM.
[0052]
FIG. 10 is for calculating the initial combustion period BURN1 [deg], and FIG. 12 is for calculating the main combustion period BURN2 [deg], which is executed at regular intervals (for example, every 10 msec). 10 and 12 are executed following FIG.
Either of FIGS. 10 and 12 may be executed first.
[0053]
First, referring to FIG. 10, in
[0054]
Here, the combustion start time estimated value MBTCAL E is a value calculated based on the value of [degBTDC] one cycle before the basic ignition timing MBTCAL, and the calculation will be described later with reference to FIG.
[0055]
In
[0056]
V0 = f6 (MBTCAL E) ... (11)
Specifically, the estimated combustion start time MBTCAL From the stroke position of the
[0057]
In
[0058]
Ec = f7 (V0, VIVC) = V0 / VIVC (12)
In
[0059]
TCOMP = f8 (Ec) = Ec ^ (κ−1) (13)
Where κ: specific heat ratio,
Equation (13) is an equation for the rate of temperature rise of the adiabatic compressed gas. Note that “^” on the right side of the equation (13) represents power calculation. This symbol is also used in the formula described later.
[0060]
κ is a value obtained by dividing the constant pressure specific heat of the gas adiabatically compressed by the constant volume specific heat. If the gas adiabatically compressed is air, κ = 1.4, and this value may be used simply. However, the calculation accuracy can be further improved by experimentally determining the value of κ for the air-fuel mixture.
[0061]
FIG. 11 illustrates equation (13). Therefore, it is possible to obtain the temperature increase rate TCOMP by storing a table of such characteristics in advance in the memory of the
[0062]
In
T0 = TINI × TCOMP (14)
It is calculated by the following formula.
[0063]
[0064]
PCOMP = f9 (Ec) = Ec ^ κ (41)
Where κ: specific heat ratio,
The equation (41) is also an equation for the rate of increase in pressure of the gas that is adiabatically compressed as in the equation (13). “^” On the right side of the equation (41) represents power calculation as in the equation (13).
[0065]
κ is the same as the value used in the above equation (13). If the gas to be adiabatically compressed is air, κ = 1.4, and this value may be used simply. However, the calculation accuracy can be further improved by obtaining the value of κ from the composition and temperature of the air-fuel mixture.
[0066]
It is also possible to obtain a pressure increase rate PCOMP by storing a table having the same characteristics as in FIG. 11 in advance in the memory of the
[0067]
In
P0 = PINI × PCOMP (42)
It is calculated by the following formula.
[0068]
In
[0069]
Where Tstd: reference temperature [K],
Pstd: Reference pressure [Pa],
SLstd: reference laminar burning 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 flame propagation velocity in the absence of gas flow, and is independent of the compression velocity in the
[0070]
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.
[0071]
Under a pressure of 2 bar or more, which is a normal pressure in the
[0072]
Accordingly, 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 The relationship with SL1 can be approximately defined by the following equation.
[0073]
In
[0074]
The flow rate of fresh air flowing into the
[0075]
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.
[0076]
ST1 = f12 (NRPM) = C1 × NRPM (17)
Where C1: constant,
It is also possible to obtain the turbulence intensity ST1 from a table using the rotational speed NRPM as a parameter.
[0077]
In
[0078]
FLAME1 = SL1 × ST1 (18)
If there is gas turbulence in the
[0079]
In step 171, the initial combustion period BURN1 [deg] is calculated by the following equation.
[0080]
BURN1 = {(NRPM × 6) × (BR1 × V0)} / (RPROBA × AF1 × FLAME1) (19)
However, AF1: Reaction area of flame kernel (fixed value) [m2],
The equation (19) and the equation (22) described later are derived from the following basic equation that the combustion period can be obtained by dividing the mass of the combustion gas by the combustion speed. The equations (19) and (22) The numerator and denominator on the right-hand side do not immediately indicate the mass of combustion gas or the burning rate.
[0081]
Combustion period [sec] = total mass in cylinder [g] / (unburned gas density [g / m3] X Flame surface area [m2] X Flame speed [m / sec]) ... (Supplement 1)
(Supplement 1) The unburned gas density of the right-hand side denominator of the equation is the unburned gas mass [g] and unburned gas volume [m]3], The unburned gas density cannot be accurately calculated by a function of only the charging efficiency ITAC corresponding to the mass as in the conventional apparatus. Therefore, the experimental formulas shown in the above formula (19) and formula (22) described later are obtained for the first time by introducing a predetermined approximation to the formula (complement 1) while checking the experimental results.
[0082]
Here, BR1 on the right side of the equation (19) is a change amount of the combustion mass ratio from the combustion start timing to the end timing of the initial combustion period BURN1, and here BR1 = 2% is set. (NRPM × 6) on the right side of the equation (19) is a process for converting the unit from rpm to crank angle (deg). The reaction area AF1 of the flame kernel is set experimentally.
[0083]
Further, it can be assumed that the combustion chamber volume does not 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.
[0084]
Next, in the flow of FIG. 12, in step 181 the volume VIVC [m at the intake valve closing timing of the
[0085]
Here, although an external EGR device is not shown in FIG. 1, as far as FIG. 12 is concerned, an explanation will be given on the premise of an engine equipped with an external EGR device. In this case, the external inert gas amount MEGR may be calculated using, for example, a known method (see Japanese Patent Laid-Open No. 10-141150). It should be noted that when an engine that does not include an external EGR device as in the present embodiment shown in FIG. 1 is used, it is sufficient 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.
[0086]
[0087]
In equation (43), the volume VTDC at the time of compression top dead center of the
[0088]
In
[0089]
Where κ: specific heat ratio,
A table having the same characteristics as in FIG. 11 is stored in advance in the memory of the
[0090]
In
[0091]
MGAS = MACYL × (1 + TFBYA / 14.7) + MRES + MEGR (45)
“1” in parentheses on the right side of the equation (45) is a fresh air, and “TFBYA / 14.7” is a fuel.
[0092]
In
[0093]
TBURN = {MACYL × TFBYA / 14.7 × BRk × Q} / (Cv × MGAS) (46)
Where Q: constant heating value of fuel,
BRk: Combustion mass ratio of fuel in cylinder,
Cv: constant volume specific heat,
The numerator on the right side of the equation (46) means the total heat generated by the fuel in the cylinder [J], and the denominator means the temperature increase rate per unit generated heat [J / K]. That is, the equation (46) is an approximate equation applied to the thermodynamic formula.
[0094]
Here, the combustion mass ratio BRk of the in-cylinder fuel is adapted in advance through experiments or the like. For example, 60% / 2 = 30% is set. In this embodiment, since the combustion mass ratio BR reaches about 60% as the combustion period, the intermediate 30% is set as BRk.
[0095]
Since the constant calorific value Q of fuel varies depending on the type of fuel, it is obtained 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 the representative value is adapted beforehand by an experiment or the like. However, the calculation accuracy can be further improved by obtaining the value of the constant volume specific heat Cv from the composition and temperature of the air-fuel mixture.
[0096]
In step 186, the temperature TTDC [K] at the compression top dead center of the
[0097]
TTDC = TINI ×
In
[0098]
PTDC = PINI × VIVC × TTDC / (VTDC × TINI) (48)
Equation (48) is obtained using the equation of state. That is, the following equation of state is established using the pressure, volume and temperature (PINI, VIVC, TINI) at the intake valve closing timing.
[0099]
PINI × VIVC = n × R × TINI (Supplement 2)
Where n is the number of moles
R: gas constant,
Since the volume is almost equal in the vicinity of 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.
[0100]
PTDC × VTDC = n × R × TTDC (Supplement 3)
When n × R is eliminated from both the (complement 3) equation and the (complement 2) equation and PTDC is solved, the above equation (48) is obtained.
[0101]
In
[0102]
Where Tstd: reference temperature [K],
Pstd: Reference pressure [Pa],
SLstd: reference laminar burning velocity [m / sec] at reference temperature Tstd and reference pressure Pstd,
TTDC: temperature [K] at the compression top dead center of the
PTDC: pressure [Pa] at the compression top dead center of the
The explanation of the equation (49) is the same as the 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 a pressure of 2 bar or more, which is a normal pressure in the
[0103]
In
[0104]
ST2 = f17 (NRPM) = C2 × NRPM (20)
Where C2 is a constant,
It is also possible to obtain the turbulence intensity ST2 from a table using the rotation speed as a parameter.
[0105]
In
[0106]
FLAME2 = SL2 × ST2 (21)
However, SL2: Laminar burning velocity [m / sec],
Equation (21) considers the contribution to the combustion speed associated with gas turbulence, as in Equation (18).
[0107]
In
[0108]
BURN2 = {(NRPM × 6) × (BR2 × VTDC)} / (RPROBA × AF2 × FLAME2) (22)
However, AF2: reaction area of flame kernel [m2]
Here, BR2 on the right side of the equation (22) is a change amount of the combustion mass ratio from the start timing to the end timing of the main combustion period. Since the combustion mass ratio BR becomes 2% at the end of the initial combustion period, and then the main combustion period starts and 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 kernel, and is set to a fixed value experimentally determined in advance, like AF1 in the equation (19).
[0109]
During the main combustion period, the combustion chamber volume changes with the compression top dead center interposed therebetween. That is, it can be considered that the compression top dead center position exists at the approximate center between the start timing of the main combustion period and the end timing of the main combustion period. In addition, the combustion chamber volume does not change much in the vicinity of the compression top dead center even if the crank angle changes. Therefore, the combustion chamber volume in the main combustion period is represented by the combustion chamber volume VTDC at the compression top dead center.
[0110]
FIG. 13 is for calculating the basic ignition timing MBTCAL [degBTDC], and is executed at regular intervals (for example, every 10 msec). This is executed following the flow that is executed later in FIGS.
[0111]
In
[0112]
In
[0113]
In
[0114]
MBTCAL = BURN−θPMAX + IGNDEAD (23)
In
[0115]
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
[0116]
If the basic ignition timing MBTCAL calculated in
[0117]
Next, FIG. 14 is for calculating the internal inert gas ratio MRESFR in the
[0118]
In
[0119]
In
[0120]
In FIG. 15 (subroutine of
[0121]
In FIG. 16 (subroutine of
[0122]
Here, just as the intake valve closing timing IVC is known from the command value given to the
[0123]
In
[0124]
Although not shown, when a mechanism for changing the compression ratio is provided, the combustion chamber volume VEVC at the exhaust valve closing timing corresponding to the amount of change in the compression ratio is obtained from the table. When a mechanism for changing the compression ratio in addition to the
[0125]
In
[0126]
In
[0127]
In
[0128]
In
[0129]
MRESCYL = (PEVC × VEVC) / (REX × TEVC) (24)
When the calculation of the inert gas amount MRESCYL at the exhaust valve closing timing EVC of the
[0130]
The calculation of the inert gas amount MRESOL will be described with reference to the flowchart of FIG.
[0131]
In FIG. 17 (subroutine of
[0132]
Here, since the intake valve opening timing IVO is a timing earlier than the intake valve closing timing IVC by the opening angle of the
[0133]
In step 82, the intake valve exhaust timing VTCOL [deg] is calculated from the intake valve opening timing IVO and the exhaust valve closing timing EVC by the following equation.
[0134]
VTCOL = IVO + EVC (25)
For example, the intake valve opening timing IVO is at the intake top dead center position when the
[0135]
In step 83, the accumulated 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 ASUMOL during the overlap is a value that increases as the overlap amount VTCOL of the intake and exhaust valves increases.
[0136]
Here, FIG. 26 is an explanatory diagram of the integrated effective area ASUMOL during the overlap of the intake and exhaust valves, where the horizontal axis indicates the crank angle, and the vertical axis indicates the respective opening areas of the
[0137]
By calculating the accumulated effective area ASUMOL during the overlap in this way, the overlap amount between the
[0138]
In step 84, the specific heat ratio SHEATR of the inert gas remaining in the
[0139]
In
[0140]
In FIG. 18 (subroutine of
[0141]
In
[0142]
PINBYEX = PIN / PEVC (26)
This intake / exhaust pressure ratio PINBYEX is an unknown number, and 1 is compared with this in
[0143]
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.
[0144]
In Step 106, the specific heat ratio MIXAIRSHR of the mixture is obtained by searching the table shown in FIG. 28 from the target equivalent ratio TFBYA read in
[0145]
In
[0146]
In step 108, based on the specific heat ratio SHEATR of the inert gas calculated in step 84 of FIG. 17 or
[0147]
These choke determination threshold values SLCHOKE and SLCHOKEH calculate the limit value for choking.
[0148]
If it is difficult to calculate each power of (27a) right side and (27b) right side in step 108, the calculation results of equations (27a) and (27b) are used as the minimum choke determination threshold value SLCHOKEL table and maximum choke determination. The threshold value SLCHOKEH table may be stored in advance in the memory of the
[0149]
In step 109, it is determined whether or not the intake / exhaust pressure ratio PINBYEX is within the range of not less than the minimum choke determination threshold value SLCHOKEEL and not more than the maximum choke determination threshold value SLCHOKEH, that is, not in the choke state. If the intake / exhaust pressure ratio PINBYEX is within the range, it is determined that there is no choke, and the routine proceeds to step 110 where the choke determination flag CHOKE (initially set to zero) = 0.
[0150]
If the intake / exhaust pressure ratio P1NBYEX is not within the range, it is determined that choke is present, and the routine proceeds to step 111 where the choke determination flag CHOKE = 1.
[0151]
When the setting of the supercharging determination flag and the choke determination flag is thus completed, the process returns to FIG. 17 and the following four cases are performed in
[0152]
<1> When supercharging judgment flag TBCRG = 0 and choke judgment flag CHOKE = 0
<2> When supercharging determination flag TBCRG = 0 and choke determination flag CHOKE = 0
<3> When supercharging determination flag TBCRG = 0 and choke determination flag CHOKE = 1
<4> When supercharging determination flag TBCRG = 1 and choke determination flag CHOKE = 0
Then, when the above <1>, the routine proceeds to step 89 where the average blowback inert gas flow rate MRESOLtmp1 during the overlap without supercharging and without choke is set, and when the above <2>, the routine proceeds to step 90 and no supercharging occurs. In the case of <3>, the blowback inert gas flow rate MRESOLtmp2 during the overlap with the choke is advanced to step 91, and the average blowback inert gas flow rate MRESOLtmp3 in the overlap with the supercharge and without the choke is set as < 4>, the routine proceeds to step 92, where the blowback inert gas flow rate MRESOLtmp4 with supercharging and with choke is calculated, respectively, and the calculated result is transferred to the overlapped blowback inert gas flow rate MRESOLtmp.
[0153]
Here, calculation of the inert gas flow rate MRESOLtmp1 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
[0154]
In
[0155]
MRSOLD = SQRT {1 / (REX × TEVC)} (28)
Here, “SQRT” on the right side of equation (28) is a function that calculates the square root of the value in the parenthesis on the right.
[0156]
If the square root of the density term MRSOLD is difficult to calculate, the calculation result of equation (28) is stored in advance in the memory of the
[0157]
In
[0158]
MRSOLP = SQRT [SHEATR / (SHEATR-1) × {PTNBYEX ^ (2 / SHEATR) −PTNBYEX ^ ((SHEATR + 1) / SHEATR)}] (29)
In
[0159]
MRESOLtmp1 = 1.4 × PEVC × MRSOLD × MRSOLP (30)
Next, calculation of the blown back inert gas flow rate when there is no supercharging and when there is choke will be described with reference to the flow of FIG.
In FIG. 20 (subroutine of
[0160]
In step 133, the choke pressure difference term MRSOLPC is calculated by the following equation based on the specific heat ratio SHEATR of the inert gas calculated in step 84 of FIG.
[0161]
MRSOLPC = SQRT [SHEATR × {2 / (SHEATR + 1)} ^ {(SHEATR + 1) / [SHEATR-1)}] (31)
If it is difficult to calculate the power and square root of equation (31), the calculation result of equation (31) is stored in advance in the memory of the
[0162]
In
[0163]
MRESOLtmp2 = PEVC × MRSOLD × MRSOLPC (32)
Next, calculation of the blow-back gas flow rate with supercharging and without choke will be described with reference to the flow of FIG.
In FIG. 21 (subroutine of step 91 in FIG. 17), in step 141, the intake pressure PIN detected by the
[0164]
In
[0165]
MRSOLPT = SQRT [SHEATR / (SHEATR-1) × {PINBYEX ^ (− 2 / SHEATR) −PINBYEX ^ (− (SHEATR + 1) / SHEATR)}] (33)
If the power calculation and the square root calculation of Expression (33) are difficult, the calculation result of Expression (33) is stored in advance in the memory of the
[0166]
In step 143, based on the pressure difference term at the time of supercharging MRSOLPT and the intake pressure PIN, a recirculating inert gas flow rate MRESOLtmp3 during overlap with supercharging and without choke is calculated by the following equation, and the calculated value is calculated in step 143. At 144, the flow returns to the blown back inert gas flow rate MRESOLtmp.
[0167]
MRESOLtmp3 = −0.152 × PIN × MRSOLPT (34)
Here, by setting the blown back inert gas flow rate MRESOLtmp3 in the equation (34) to a negative value, the gas flow rate of the air-fuel mixture blown from the intake system to the exhaust system during the overlap can be expressed.
[0168]
Next, calculation of the flow rate of the inert gas blown back during overlap with supercharging and with choke will be described with reference to the flow of FIG.
In FIG. 22 (subroutine of step 92 in FIG. 17), in
[0169]
In
[0170]
MRESOLtmp4 = −0.108 × PIN × MRSOLPC (35)
Here, the blown back inert gas flow rate MRESOLtmp4 of the equation (35) can also represent a gas flow rate of the air-fuel mixture blown from the intake side to the exhaust side during the overlap by setting a negative value similarly to MRESOLtmp3.
[0171]
In this way, when the calculation of the blown back inert gas flow rate MRESOLtmp during the overlap divided according to the combination of the presence or absence of supercharging and the presence or absence of choke is completed, the process returns to FIG. From the inert gas flow rate MRESOLtmp and the integrated effective area ASUMOL during the overlap period, the blown back inert gas amount MRESOL during the overlap is calculated by the following equation.
[0172]
MRESOL = (MRESOLtmP × ASUMOL × 60) / (NRPM × 360) (36)
When the calculation of the blown-back inert gas amount MRESSOL during the overlap is completed in this way, the flow returns to FIG. 15, and in
[0173]
MRES = MRESCYL + MRESSOL (37)
As described above, the flow rate of the inert gas blown back during overlap (MRESOLtmp3, MRESOLtmp4) becomes negative when there is supercharging, and therefore, the amount of blown inert gas MRESOL during overlap of the above equation (36) also becomes negative. According to the equation (37), the internal inert gas amount is reduced by the amount of the blown back inert gas amount MRESOL during the overlap.
[0174]
When the calculation of the internal inert gas amount MRES is completed in this manner, the flow returns to FIG. 14, and in
[0175]
MRESFR = MRES / {MRES + MACYL × (1 + TFBYA / 14.7)} (38)
This completes the calculation of the internal inert gas ratio MRESFR.
[0176]
As described above, according to the present embodiment, the internal inert gas amount MRES is configured by the inert gas amount MRESCYL when the exhaust valve of the
[0177]
In addition, based on the temperature TEVC and pressure PEVC of the
[0178]
As described above, if both the inert gas amount MRESCYL and the overlapped blow-back gas amount MRESSOL at the timing of closing the exhaust valve in the
[0179]
Further, since the gas constant REX of the inert gas and the specific heat ratio SHEATR of the inert gas are values corresponding to the target equivalent ratio TFBYA (see FIGS. 24 and 27), the operation is performed at an air-fuel ratio that deviates from the theoretical air-fuel ratio. (E.g. during lean operation where the air / fuel ratio is leaner than the stoichiometric air / fuel ratio, in order to stabilize the engine's originally unstable state, such as during cold start, the engine is on the rich side of the stoichiometric air / fuel ratio. Immediately after starting the engine operating at the air-fuel ratio, since the same large output is required, the exhaust valve closing timing of the
[0180]
Further, since the accumulated effective area ASUMOL during the overlap period is defined as the area of the virtual orifice, and it is assumed that the exhaust gas is blown through the virtual orifice from the
[0181]
Here, the effect of this embodiment is demonstrated.
[0182]
According to this embodiment (the invention described in claim 1), the combustion gas volume equivalent volume approximated to the laminar combustion velocity (SL1, SL2), which is the combustion velocity in the laminar state of the combustion gas, and the combustion gas volume (V0, VTDC), based on the change probability (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, it is possible to calculate the combustion period BURN without using the unburned gas density as in the conventional device, The basic ignition timing MBTCAL at which MBT can be obtained accurately and easily can be calculated.
[0183]
In particular, the combustion start time is required to calculate the combustion start time volume V0 required for calculating the initial combustion period BURN1. In this case, although there is a close relationship between the ignition timing and the combustion start timing (see FIG. 4), it is not possible to know the combustion start timing that comes after the ignition timing at the stage where the ignition timing is being calculated. Can not. According to this embodiment (the invention described in claim 1), when calculating this combustion start volume V0 (combustion gas volume equivalent volume in the initial combustion period), the ignition timing used during combustion in the previous cycle is used. The value obtained by subtracting the ignition angle equivalent crank angle IGNDEAD is the estimated combustion start timing MBTCAL. Since it is used as E, the combustion start volume V0 required for ignition timing control in this cycle can be calculated without any trouble.
[0184]
In addition, during steady operation, it is possible to estimate the combustion start timing from the ignition timing assuming that the ignition timing and the combustion start timing do not change between the current cycle and the next cycle, and the estimated combustion start timing MBTCAL. According to this embodiment (the invention according to claim 2) in which E is calculated based on a calculated value one cycle before the basic ignition timing MBTCAL, the combustion start timing estimated value MBTCAL is calculated. E can be easily obtained.
[0185]
Since the combustion mass ratio up to the reference crank angle θPMAX is newly found to be approximately 60%, the present embodiment (corresponding to claim 7) in which the end of the combustion period BURN is set as the reference crank angle θPMAX correspondingly. According to the described invention), it is not necessary to bother to calculate the combustion mass ratio, and this makes it easy to calculate the combustion period BURN. Further, since the reference crank angle θPMAX, which is the crank angle when the combustion pressure due to the combustion gas becomes maximum, is substantially 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.
[0186]
FIGS. 29 and 30 are flowcharts of the second and third embodiments for calculating the basic ignition timing MBTCAL [degBTDC], which replace FIG. 13 of the first embodiment. The same steps as those in FIG. 13 are given the same step numbers.
[0187]
If it demonstrates from FIG. 29 of 2nd Embodiment, the part which is different from FIG. 13 of 1st Embodiment is step 201,202. That is, in
[0188]
BURN1_E = a1 × BURN2 + b1 (51)
Where a1, b1: constants,
Equation (51) is an empirical equation. As a result of experimenting with different operating conditions, the data of the initial combustion period and main combustion period obtained are summarized, and even if the operating conditions are different, it can be considered that there is a proportional relationship between the initial combustion period and the main combustion period. Therefore, the initial combustion period at the time of combustion in the current cycle is estimated from the main combustion period BURN2 at the time of combustion in the previous cycle. Since the values of the constants a1 and b1 in the equation (51) differ depending on the engine model, they are determined by adaptation or the like.
[0189]
In
[0190]
MBTCAL E = (BURN1_E + BURN2) −PMAX (52)
In this way, the initial combustion period estimated value in this cycle is calculated in proportion to the main combustion period in the previous cycle, and this time based on the initial combustion period estimated value in this cycle and the main combustion period. In the second embodiment (the invention according to claim 6) that calculates the estimated combustion start timing in the cycle, the same effects as those in the first embodiment can be obtained.
[0191]
Next, in FIG. 30 of the third embodiment, steps 211 to 215 are different from FIG. 13 of the first embodiment. That is, in
[0192]
MFUEL = MACYL × TFBYA / 14.7 (53)
In
[0193]
GBYF = (MGAS / MFUEL) (54)
This ratio GBYF is an index representing an inert gas state in the
[0194]
In
[0195]
Estimated combustion start time MBTCAL As shown in FIG. 31, E indicates that the lower the engine speed NRPM when the total gas fuel ratio GBYF is constant, and the greater the total gas fuel ratio GBYF when the engine speed NRPM is constant (that is, the inactive state). The smaller the gas amount, the leaner the air / fuel ratio), the more advanced the characteristic. If the total gas fuel ratio GBYF is constant, the lower the rotational speed, and if the engine speed NRPM is constant, the larger the total gas fuel ratio GBYF, the longer the combustion period, so that MBT is obtained. This is because it is necessary to burn earlier, that is, to start combustion earlier. The actual values in FIG. 31 are obtained in advance by adaptation or the like.
[0196]
As in the first embodiment, when the combustion start timing in the current cycle is estimated based on the ignition timing in the previous cycle, it is estimated from the ignition timing in the previous cycle when the transition time is reached, such as during acceleration. There is a difference between the combustion start time and the actual combustion start time in the current cycle. For example, considering the case where the accelerator pedal is stepped on, the amount of fuel increases and the combustion speed increases before and after the pedal is depressed, so the ignition timing for obtaining MBT is that before the accelerator pedal is depressed. Is more advanced than after stepping on. Therefore, after depressing the accelerator pedal, the actual combustion start timing should be on the retard side than before depressing. For this reason, the combustion start timing after depressing the accelerator pedal (that is, the combustion start timing in this cycle) is estimated from the ignition timing calculated before depressing the accelerator pedal (that is, the ignition timing in the previous cycle). Then, the estimated value of the combustion start timing is advanced from the actual combustion start timing, and an error occurs in the calculated value of the combustion start time volume V0 (combustion gas volume equivalent volume) by a deviation from the actual combustion start time. MBT cannot be obtained.
[0197]
On the other hand, according to the third embodiment (the invention described in claim 3), the estimated combustion start timing MBTCAL Since E is calculated based on the total gas fuel ratio GBYF, which is an index representing the inert gas state in the
[0198]
FIG. 32 is a flowchart of the fourth embodiment for calculating the basic ignition timing MBTCAL [degBTDC], which replaces FIG. 30 of the third embodiment. The same steps as those in FIG. 30 are given the same step numbers.
[0199]
In the third embodiment, the estimated combustion start time MBTCAL E is obtained from the total gas fuel ratio GBYF and the engine speed NRPM using one map having the contents shown in FIG. 31, but the fourth embodiment is obtained using two tables instead of this map. It is a thing. That is, in
[0200]
MBTCAL E = MBTCAL E1 x MBTCAL E2 ... (55)
Under predetermined operating conditions, the
[0201]
On the other hand, when any of the above-described
[0202]
Thus, the combustion start time estimated value MBTCAL In the fourth embodiment in which E is obtained using two tables, the same effects as those in the third embodiment can be obtained.
[0203]
As shown in the third and fourth embodiments, the combustion start timing can be estimated based on the combustion period that changes depending on the engine speed NRPM and the total gas fuel ratio GBYF. , GBYF), the initial combustion period estimated value BURN1 from the engine speed NRPM and the total gas fuel ratio GBYF as shown in FIG. E can also be obtained (fifth embodiment). Therefore, in this case, the initial combustion period estimated value BURN1 obtained from FIG. E may be used in
[0204]
31, 34, and 35, the total gas fuel ratio GBYF is used. However, instead of the total gas fuel ratio GBYF, the internal inert gas ratio MRESFR obtained in
[0205]
In the embodiment, the initial combustion period is changed from zero to 2% (ie, BR1 = 2%) as a change rate of the combustion mass ratio, and the main combustion period is changed from 2% to 60% (ie, BR2 = 58). %), The present invention is not necessarily limited to this value.
[0206]
In the embodiment, the combustion gas mass ratio has been described, but the combustion gas mass itself may be used.
[0207]
In the embodiment, a case has been described in which the change amount of the combustion gas mass 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 the main combustion period. However, the present invention is not limited to this, and the change amount of the combustion gas mass combusted in the combustion chamber up to a predetermined crank angle is divided into a plurality of three or more, corresponding to the divided change amounts of the combustion gas mass. A divided combustion period may be calculated, and a value obtained by summing all the divided combustion periods may be calculated as a combustion period from the start of combustion to a predetermined crank angle. According to this, even when the change in the mass of the combustion gas from ignition is not uniform, the combustion period can be accurately calculated.
[0208]
In the first aspect of the present invention, the function of the laminar combustion velocity calculating means is the
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is an engine control system diagram 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 combustion mass ratio.
FIG. 5 is a flowchart for explaining calculation of a physical quantity.
FIG. 6 is a diagram for explaining the positional relationship between an engine crankshaft and a connecting rod.
FIG. 7 is a characteristic diagram of a water temperature correction coefficient.
FIG. 8 is a characteristic diagram of an equivalence 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 basic ignition timing.
FIG. 14 is a flowchart for explaining calculation of an internal inert gas rate.
FIG. 15 is a flowchart for explaining calculation of the amount of internal inert gas.
FIG. 16 is a flowchart for explaining the calculation of the amount of inert gas during EVC.
FIG. 17 is a flowchart for explaining calculation of the amount of inert gas blown back during overlap.
FIG. 18 is a flowchart for explaining the setting of a supercharging determination flag and a choke determination flag.
FIG. 19 is a flowchart for explaining calculation of the flow rate of the inert gas blown back during overlap when there is no supercharging and no choke.
FIG. 20 is a flowchart for explaining the calculation of the flow rate of the 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 blown back during overlap when there is supercharging and no choke.
FIG. 22 is a flowchart for explaining the calculation of the flow rate of the inert gas blown back during overlap when there is supercharging and with choke.
FIG. 23 is a characteristic diagram of the combustion chamber volume when the exhaust valve is closed.
FIG. 24 is a characteristic diagram of the gas constant of an inert gas.
FIG. 25 is a characteristic diagram of an integrated effective area during 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 the specific heat ratio of the air-fuel mixture.
FIG. 29 is a flowchart for explaining calculation of a basic ignition timing according to the second embodiment.
FIG. 30 is a flowchart for explaining calculation of a basic ignition timing according to the third embodiment.
FIG. 31 is a characteristic diagram of an estimated combustion start time value according to the third embodiment.
FIG. 32 is a flowchart for explaining calculation of basic ignition timing according to the fourth embodiment.
FIG. 33 is a characteristic diagram of a basic combustion start timing estimation value according to the fourth embodiment.
FIG. 34 is a characteristic diagram of a total gas fuel ratio correction coefficient according to the fourth embodiment.
FIG. 35 is a characteristic diagram of an initial combustion period estimated value according to the fifth embodiment.
[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 temperature sensor
46 Exhaust pressure sensor
Claims (7)
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、
前記燃焼ガスの燃焼開始時期推定値を算出する燃焼開始時期推定値算出手段と
を備え、
前記燃焼ガス体積相当容積算出手段が燃焼ガス体積相当容積を算出する際にこの燃焼開始時期推定値を用いることを特徴とするエンジンの制御装置。Laminar combustion speed calculating means for calculating a laminar combustion speed that is a combustion speed in a laminar flow state of the combustion gas;
A combustion gas volume equivalent volume calculating means for calculating a volume corresponding to the combustion gas volume in the combustion chamber;
Combustion gas mass calculating means for calculating the mass of combustion gas combusted in the combustion chamber up to a predetermined crank angle;
Reaction probability calculating means for calculating a reaction probability indicating the ease of combustion of combustion gas under a predetermined operating condition;
Combustion period calculation means for calculating a combustion period from the start of combustion to a predetermined crank angle based on these laminar combustion speed, combustion gas volume equivalent volume, combustion gas mass and reaction probability;
Basic ignition timing calculating means for calculating a basic ignition timing for obtaining MBT based on the combustion period;
Spark ignition means for performing spark ignition at this basic ignition timing;
Combustion start timing estimated value calculating means for calculating a combustion start timing estimated value of the combustion gas,
An engine control device characterized in that the combustion gas volume equivalent volume calculation means uses the estimated combustion start timing value when calculating the combustion gas volume equivalent volume.
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Cited By (4)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2008138681A (en) * | 2006-11-30 | 2008-06-19 | Robert Bosch Gmbh | Method for determining combustion characteristics for each cylinder of internal combustion engine and control device thereof |
JP2013007271A (en) * | 2011-06-22 | 2013-01-10 | Toyota Motor Corp | Control device for internal combustion engine |
WO2019138759A1 (en) * | 2018-01-09 | 2019-07-18 | 日立オートモティブシステムズ株式会社 | Internal-combustion-engine control device and internal-combustion-engine control method |
CN110516337A (en) * | 2019-08-20 | 2019-11-29 | 成立航空技术有限公司 | The determination method of aeroengine combustor buring room component weight index |
-
2003
- 2003-05-09 JP JP2003131387A patent/JP4055647B2/en not_active Expired - Fee Related
Cited By (7)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2008138681A (en) * | 2006-11-30 | 2008-06-19 | Robert Bosch Gmbh | Method for determining combustion characteristics for each cylinder of internal combustion engine and control device thereof |
JP2013007271A (en) * | 2011-06-22 | 2013-01-10 | Toyota Motor Corp | Control device for internal combustion engine |
WO2019138759A1 (en) * | 2018-01-09 | 2019-07-18 | 日立オートモティブシステムズ株式会社 | Internal-combustion-engine control device and internal-combustion-engine control method |
JP2019120210A (en) * | 2018-01-09 | 2019-07-22 | 日立オートモティブシステムズ株式会社 | Control device of internal combustion engine, and control method of internal combustion engine |
US11614064B2 (en) | 2018-01-09 | 2023-03-28 | Hitachi Astemo, Ltd. | Internal-combustion-engine control device and internal-combustion-engine control method |
CN110516337A (en) * | 2019-08-20 | 2019-11-29 | 成立航空技术有限公司 | The determination method of aeroengine combustor buring room component weight index |
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