JP2004332658A - Ignition timing control device for internal combustion engine - Google Patents
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Abstract
Description
【0001】
【発明の属する技術分野】
本発明は、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)とする点火時期制御に関するものである。
【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。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。なお、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。発明者は、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のである。
【0005】
なお、基準クランク角θPMAXについては図3を参照して補足する。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す図である。MBTで混合気に点火した場合に燃焼室内の圧力(燃焼圧力)が最大値Pmaxとなるときの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。
【0006】
ここで、燃焼を開始してから混合気の燃焼圧力が最大値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。そこで、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。しかし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】
本発明は、このような従来の問題点に着目してなされたものであり、燃焼ガス体積はそのときの燃焼室容積で近似し、代わりに燃焼ガス質量を導入し、これら燃焼室容積、燃焼ガス質量に基づいて燃焼期間を算出することにより、最近の燃焼解析結果を盛り込んだ新たな内燃機関の点火時期制御装置を提供することを目的としている。
【0009】
【課題を解決するための手段】
本発明は、内燃機関の運転状態に基づいて燃焼室内の総モル数に占める燃焼成分のモル分率を検出し、その検出モル分率に基づいて燃焼ガスの燃焼のしやすさを示す反応確率と、燃焼ガスの燃焼速度と、燃焼室内の燃焼ガス体積に相当する容積と、燃焼開始から燃焼圧力が最大となる基準クランク角までに燃焼室内で燃焼する燃焼ガスの質量と、に基づいて燃焼開始から前記基準クランク角までの燃焼期間を算出し、その燃焼期間に基づいてMBTの得られる基本点火時期として火花点火を行うものである。
【0010】
【作用・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、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】
この場合に、上記の反応確率は残留不活性ガス率、冷却水温、目標当量比に依存するので、これら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、これらパラメータと反応確率との関係を実験的に求め、求めた反応確率を、パラメータに応じたテーブルとしてメモリに予め格納しておくことが考えられるものの、この方法ではマッチングの工数が増大しかねない。これに対して本発明では、燃焼室内の総モル数に占める燃焼成分のモル分率を検出し、この燃焼成分のモル分率に基づいて反応確率を算出するのであり、この算出方法によれば、一定の計算式のみ(後述する(67)式参照)で反応確率が算出可能となることから、マッチングを不要にできる。
【0012】
【発明の実施の形態】
以下、図面等を参照して本発明の実施の形態についてさらに詳しく説明する。
【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との比であるので、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になるように、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)からの信号と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(不図示)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向上するので、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とを定め、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を、水温センサ37からの冷却水温の信号と共に入力す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及び前回燃焼開始時期算出部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とを制御する。
【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とに分けて算出し、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に示したように前回燃焼開始時期算出部56で基本点火時期の前回値を前回燃焼開始時期MBTCYCL[degBTDC]として算出し、この値を初期燃焼期間算出部52に対して与えるようにし、初期燃焼期間算出部52において初期燃焼期間の算出をサイクリックに繰り返すことで、精度の高い結果を時間遅れなしに出すようにしている。
【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]、残留不活性ガス率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よい。
【0036】
残留不活性ガス率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との差[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残留不活性ガス率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、反応確率RPROBA[%]を算出する。この反応確率RPROBAは燃焼室5内の混合気の燃えやすさを表す無次元の値であり、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)
以下、反応確率RPROBAについて説明する。燃焼室内の燃焼を定容燃焼で近似したとき、燃焼室内の混合気が燃焼する際の総括化学反応における反応速度(燃焼速度)は以下で表すことができる。
【0046】
【数1】
さらに[F],[O2]は以下で表される。
【0047】
【数2】
また、層流燃焼速度SLは一般に以下で表される。
【0048】
【数3】
したがって以下になる。
【0049】
【数4】
この式のうち、「A1」が定数項、「F1(P)」が圧力依存項、「G1(T)」が温度依存項であるので、「xF m/2・xO2 n/2」が反応確率に相当することになる。すなわち、この反応確率が大きければ燃焼速度が速くなり、小さければ燃焼速度が遅くなる。反応確率は燃焼室内の混合気の燃えやすさを表す補正項である。
【0050】
ここで、燃料モル分率xFと酸素モル分率xO2との関係を求める。まず、mAIR;吸入空気質量、mF;吸入燃料質量、mO2;吸入酸素質量とすると以下の関係がある。
【0051】
mAIR:mF =14.7:1
mAIR:mO2 =1:0.23
また以下の関係がある。
【0052】
xF=mF/MF
xO2=mO2/MO2
なお燃料の平均分子量MFは冷却水温TWKによって変化する。すなわち、ガソリンにはいろいろな成分が含まれているので、温度が変わると気化する成分が変わる。したがって温度によって燃料平均分子量MFは変わる。低温であるほど「軽質成分」が多いので、燃料平均分子量MFも小さいが高温になるほど燃料平均分子量MFも大きくなる。燃料平均分子量MFはその点を補正して決定する。一般的なガソリン燃料の温度変化に対する蒸発特性は分かっているので、この特性から雰囲気温度に対する燃料平均分子量MFの値をマップ化しておくことができる。またエンジン冷却水温に対する吸気行程中の吸気ポート及び燃焼室内の雰囲気温度は予め実験等により求めておくことができる。したがって、これらよりエンジン冷却水温に対する燃料平均分子量の値を求めることができる。
【0053】
また(1)式の通り、「TFBYA=14.7(理論空燃比)/目標空燃比」である。
【0054】
以上より燃料モル分率xFと酸素モル分率xO2とのあいだには以下の関係がある。
【0055】
【数5】
したがって反応確率RPROBAは以下になる。
【0056】
【数6】
この(67)式及び(66)式から明らかなように、燃料又は酸素のどちらか一方のモル分率がわかれば反応確率を求めることができる。
【0057】
また、例えば、酸素のモル分率xO2は、残留不活性ガス率MRESFR(=MRES/{MRES+MACYL×(1+TFBYA/14.7)})により以下のように表される。
【0058】
【数7】
したがって反応確率は以下になる。
【0059】
【数8】
この式から明らかなように、残留不活性ガス率MRESFRがわかれば反応確率を求めることができ、また残留不活性ガス率MRESFR=mEGR/{mEGR+mAIR×(1+TFBYA/14.7)}であるので、残留不活性ガス質量mEGRと、吸入空気質量mAIRと、空燃比又は当量比とを検出すれば、反応確率を求めることができる。具体的な算出法については後述する。なお、この残留不活性ガス質量mEGRを、以下ではラベル「MRES」として記述する。
【0060】
なお、冷却水温が一定の状態であれば燃料平均分子量MFを一定にすればよい。また理論空燃比付近で制御する場合であればTFBYA=1.0(一定値)として制御すればよい。このようにすることで、計算を単純化することができ、より高速に反応確率RPROBAを算出することができる。
【0061】
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。
【0062】
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7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。
【0063】
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。
【0064】
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。
【0065】
図8は初期燃焼期間BURN1[deg]を算出するためのもの、また図10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8、図10は図5に続けて実行する。図8、図10はどちらを先に実行してもよい。
【0066】
まず図8から説明すると、ステップ161では、前回燃焼開始時期MBTCYCL[degBTDC]、図5のステップ12で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVC[m3]、図5のステップ13で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における温度TINI[K]、図5のステップ14で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における圧力PINI[Pa]、エンジン回転速度NRPM[rpm]、図5のステップ15で算出されている反応確率RPROBA[%]を読み込む。
【0067】
ここで、前回燃焼開始時期MBTCYCLは、基本点火時期MBTCALの[degBTDC]の1サイクル前の値であり、その算出については図11により後述する。
【0068】
ステップ162では燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0[m3]を算出する。前述したように、ここでの点火時期(燃焼開始時期)は今回のサイクルで演算する基本点火時期MBTCALではなく基本点火時期の1サイクル前の値である。すなわち、基本点火時期の1サイクル前の値であるMBTCYCLから次式により燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0を算出する。
【0069】
V0=f6(MBTCYCL)…(11)
具体的には前回燃焼開始時期MBTCYCLにおけるピストン6のストローク位置と、燃焼室5のボア径から、燃焼室5のMBTCYCLにおける容積V0を算出する。図5のステップ12では、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける容積VIVCを、吸気弁閉時期をパラメータとする吸気弁閉時期容積のテーブルを検索することにより求めたが、ここではMBTCYCLをパラメータとする前回燃焼開始時期容積のテーブルを検索することにより、燃焼室5の前回燃焼開始時期MBTCYCLにおける容積V0を求めればよい。
【0070】
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。
【0071】
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。
【0072】
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。
【0073】
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。
【0074】
図9は(13)式を図示したものである。したがって、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。
【0075】
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。
【0076】
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。
【0077】
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。
【0078】
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。
【0079】
図9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。
【0080】
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。
【0081】
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。
【0082】
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内の残留不活性ガス率、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。
【0083】
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。
【0084】
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。したがって、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。
【0085】
したがって、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。
【0086】
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。
【0087】
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。
【0088】
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。
【0089】
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。
【0090】
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。
【0091】
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。
【0092】
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。
【0093】
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。
【0094】
(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。
【0095】
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。
【0096】
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。したがって、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。
【0097】
次に図10のフローに移ると、ステップ181では図8のステップ161と同様に、図5のステップ12で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVC[m3]、図5のステップ13で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における温度TINI[K]、図5のステップ14で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における圧力PINI[Pa]、エンジン回転速度NRPM[rpm]、図5のステップ15で算出されている反応確率RPROBA[%]を読み込み、さらにシリンダ新気量MACYL[g]、目標当量比TFBYA、内部不活性ガス量MRES[g]、外部不活性ガス量MEGR[g]を読み込む。
【0098】
ここで、図1には外部EGR装置は示していないが、図10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12以降で後述する。
【0099】
ステップ182、183は図8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。
【0100】
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。
【0101】
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。
【0102】
ただし、κ:比熱比、
図9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。
【0103】
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。
【0104】
(45)式右辺の括弧内の「1」は新気分、「TFBYA/14.7」は燃料分である。
【0105】
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。
【0106】
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。
【0107】
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。
【0108】
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。
【0109】
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。
【0110】
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。
【0111】
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。
【0112】
PINI×VIVC=n・R・TINI…(補2)
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。
【0113】
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。
【0114】
ステップ188では図8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。
【0115】
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。したがって、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。
【0116】
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。
【0117】
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。
【0118】
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。
【0119】
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。
【0120】
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。
【0121】
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。
【0122】
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。
【0123】
図11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8、図10のうち遅く実行されるフローに続けて実行する。
【0124】
ステップ41では、図8のステップ171で算出されている初期燃焼期間BURN1、図10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。
【0125】
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。
【0126】
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。
【0127】
MBTCAL=BURN−θPMAX+IGNDEAD…(23)
ステップ44では、この基本点火時期MBTCALから点火無駄時間相当クランク角IGNDEADを差し引いた値を前回燃焼開始時期MBTCYCL[degBTDC]として算出する。
【0128】
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。
【0129】
また、今サイクルの点火時期指令値としてステップ43で算出された基本点火時期MBTCALが用いられたとすると、次サイクルの点火時期になるまでの間、ステップ44で算出された前回燃焼開始時期MBTCYCLが図8のステップ162において用いられる。
【0130】
次に、図12は燃焼室5内の残留不活性ガス率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。
【0131】
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)。
【0132】
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13のフローにより説明する。
【0133】
図13(図12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14のフローにより説明する。
【0134】
図14(図13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。
【0135】
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。
【0136】
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21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。
【0137】
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。
【0138】
ステップ73では、目標当量比TFBYAから図22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22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。
【0139】
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。
【0140】
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。
【0141】
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。
【0142】
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13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。
【0143】
この不活性ガス量MRESOLの算出については図15のフローにより説明する。
【0144】
図15(図13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14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。
【0145】
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。
【0146】
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。
【0147】
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。
【0148】
ステップ83では、吸排気弁のオーバーラップ量VTCOLから、図23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23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。
【0149】
ここで、図24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。
【0150】
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。
【0151】
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25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25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。
【0152】
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16のフローにより説明する。
【0153】
図16(図15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14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。
【0154】
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。
【0155】
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。
【0156】
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。
【0157】
ステップ106では、図12のステップ51で読み込まれている目標当量比TFBYAから図26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26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。
【0158】
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。
【0159】
ステップ108では、図15のステップ84または図16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。
【0160】
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。
【0161】
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。
【0162】
ステップ109、ステップ110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111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。
【0163】
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112に進んでチョーク判定フラグCHOKE=1とする。
【0164】
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15に戻り、ステップ86〜88で次の4つの場合分けを行う。
【0165】
〈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。
【0166】
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17のフローにより説明する
図17(図15ステップ89のサブルーチン)においてステップ121では、図14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。
【0167】
ステップ122では、不活性ガスのガス定数REXと、図15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。
【0168】
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。
【0169】
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。
【0170】
ステップ123では、図15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16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。
【0171】
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。
【0172】
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18のフローにより説明する
図18(図15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17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。
【0173】
ステップ133では、図15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。
【0174】
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。
【0175】
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。
【0176】
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19のフローにより説明する
図19(図15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。
【0177】
ステップ142では、図16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16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。
【0178】
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。
【0179】
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。
【0180】
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。
【0181】
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20のフローにより説明する
図20(図15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19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18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。
【0182】
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。
【0183】
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。
【0184】
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15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。
【0185】
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13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。
【0186】
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。
【0187】
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12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、次式により残留不活性ガス率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。
【0188】
これで残留不活性ガス率MRESFRの算出を総て終了する。
【0189】
(本実施形態の効果)
本実施形態では、燃料のモル分率や酸素のモル分率から反応確率RPROBAを求めている。これらのモル分率は、(68)式にあるように目標当量比TFBYA及び残留不活性ガス率MRESFRから算出することができ、また残留不活性ガス率MRESFRは、残留不活性ガス質量MRES、吸入空気質量MACYL及び目標当量比TFBYAに基づいて求めることができる。したがって、残留不活性ガス質量MRES、吸入空気質量MACYL及び目標当量比TFBYAを検出することで、反応確率RPROBAを求めることができるのである。そして、その反応確率RPROBAと、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)と、燃焼ガス体積に近似させた燃焼ガス体積相当容積(V0、VTDC)と、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)とに基づいて、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。反応確率RPROBAを求める方法としては、例えば、想定される運転状態ごとのマップを作成しておき、そのマップに基づいて求める方法も考えられるが、そのような方法ではマッチングの工数が膨大なものとなる。しかし、本実施形態では、上述の通り反応確率RPROBAを、残留不活性ガス質量mEGR、吸入空気質量mAIRを検出して、それらより算出するようにしたので、そのようなマッチング工数を必要としない。
【0190】
なお、燃料の平均分子量MFは冷却水温TWKによって変化し、低温であるほど「軽質成分」が多いので、燃料平均分子量MFも小さいが高温になるほど燃料平均分子量MFも大きくなる。そこで、その変化特性をマップ化しておき、このマップによりエンジン冷却水温に対する燃料平均分子量MFを求めれば、より正確な反応確率RPROBAを算出することができ、また、冷却水温が一定の状態については燃料平均分子量MFを一定値にすることで、より高速に反応確率RPROBAを算出することができる。また、理論空燃比付近で制御する場合であれば、空燃比を検出することなくTFBYA=1.0(一定値)として制御すればよい。そのようにすれば、より高速な処理が可能になる。
【0191】
以上説明した実施形態に限定されることなく、その技術的思想の範囲内において種々の変形や変更が可能であり、それらも本発明と均等であることは明白である。
【0192】
例えば、上記実施形態では、例えば、(68)式において酸素モル分率x02を算出し、その酸素モル分率x02から反応確率RPROBAを算出する場合で詳細に説明したが、(66)式を利用して酸素モル分率x02から燃料モル分率xFを算出することが可能である。したがって、まず燃料モル分率xFを算出し、その燃料モル分率xFから反応確率RPROBAを算出しても同様の効果を得ることができる。
【0193】
実施形態では、排気の一部を吸気に導入する外部EGR装置を備えてない場合で説明したが、外部EGR装置を備える場合にも本発明を適用することができる。この場合は外部EGR装置による残留不活性ガス率を前述の残留不活性ガス率MRESFRに加えてやればよい。なお、外部EGR装置による残留不活性ガス率の算出方法は公知である(特開平10−141150号公報参照)。
【0194】
なお、請求項1に記載の発明において、モル分率検出手段及び反応確率算出手段の機能は図5のステップ15により、燃焼速度算出手段の機能は図8のステップ168、図10のステップ188により、容積算出手段の機能は図8のステップ162により、質量算出手段の機能は図8のステップ171、図10のステップ191により、燃焼期間算出手段の機能は図8のステップ171、図10のステップ191、図11のステップ42により、基本点火時期算出手段の機能は図11のステップ43によりそれぞれ果たされている。
【図面の簡単な説明】
【図1】一実施形態のエンジンの制御システム図。
【図2】エンジンコントローラで実行される点火時期制御のブロック図。
【図3】燃焼室の圧力変化図。
【図4】燃焼質量割合の変化を説明する特性図。
【図5】物理量の算出を説明するためのフローチャート。
【図6】エンジンのクランクシャフトとコネクティングロッドの位置関係を説明するダイアグラム。
【図7】基準クランク角の特性図。
【図8】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9】温度上昇率の特性図。
【図10】主燃焼期間の算出を説明するためのフローチャート。
【図11】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12】残留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13】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14】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15】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16】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17】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18】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19】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20】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21】排気弁閉時期における燃焼室容積の特性図。
【図22】不活性ガスのガス定数の特性図。
【図23】オーバーラップ中の積算有効面積の特性図。
【図24】オーバーラップ中の積算有効面積の説明図。
【図25】不活性ガスの比熱比の特性図。
【図26】混合気の比熱比の特性図。
【符号の説明】
1 エンジン
5 燃焼室
11 点火装置(火花点火手段)
15 吸気弁
21 燃料インジェクタ
27 吸気VTC機構
31 エンジンコントローラ
33、34 クランク角センサ
43 吸気温度センサ
44 吸気圧力センサ
45 排気温度センサ
46 排気圧力センサ[0001]
TECHNICAL FIELD OF THE INVENTION
The present invention relates to an ignition timing control device for an internal combustion engine, and more particularly to an ignition timing control for setting a minimum ignition advance value (so-called MBT) required to generate a maximum shaft torque.
[0002]
[Prior art]
A predetermined ignition delay time B1 is added to a value obtained by dividing the total gas mass MASSC in the cylinder by the unburned gas density basic value DENS and the laminar flame speed SLV, and a value obtained by converting the added value into a crank angle is obtained as MBT. There is one that calculates the basic ignition timing to be used (see Patent Document 1).
[0003]
[Patent Document 1]
JP-A-10-30535
[0004]
[Problems to be solved by the invention]
Incidentally, the knowledge obtained by the combustion analysis will be described with reference to FIG. FIG. 4 shows a change in the combustion mass ratio BR from the intake bottom dead center to the first half of the expansion stroke. The combustion mass ratio BR represents the ratio of the mass of combustion gas to the fuel supplied to the combustion chamber, and is a physical quantity that can be detected by combustion analysis. This combustion gas mass BR is 0% at the start of combustion and reaches 100% by complete combustion. In this case, the inventor has newly found that the combustion mass ratio BR at the reference crank angle θPMAX is constant and about 60%.
[0005]
The reference crank angle θPMAX will be supplemented with reference to FIG. FIG. 3 is a diagram showing a change in the pressure of the combustion chamber from the bottom dead center of the intake air to the first half of the expansion stroke. The crank angle at which the pressure (combustion pressure) in the combustion chamber reaches the maximum value Pmax when the mixture is ignited by MBT is the reference crank angle θPMAX. The reference crank angle θPMAX is substantially constant irrespective of the combustion method, and generally ranges from 12 to 15 degrees after the compression top dead center, and at most 10 to 20 degrees after the compression top dead center.
[0006]
Here, if the period from the start of combustion until the combustion pressure of the air-fuel mixture reaches the maximum value is defined as the combustion period, this combustion period is obtained by dividing the total gas mass in the combustion chamber by the laminar combustion velocity. It is basically possible to ask. Therefore, in the above conventional apparatus, the combustion period is obtained by dividing the total gas mass MASSC by the basic value of unburned gas density DENS and the basic value of turbulent flame velocity FLMT. Since the unburned gas density basic value DENS in the conventional apparatus is a value obtained by dividing the unburned gas mass by the unburned gas volume, theoretically, if the unburned gas mass and the unburned gas volume are detected, the unburned gas becomes unburned. The gas density basic value DENS can be determined accurately. However, since it is actually difficult to estimate the unburned gas volume in the combustion chamber, the conventional apparatus determines the unburned gas density basic value DENS based on the charging efficiency ITAC.
[0007]
However, if the unburned gas density basic value DENS is calculated using only the function of the charging efficiency ITAC corresponding to the mass as in the conventional apparatus, the calculation accuracy is deteriorated only by the unburned gas volume integral that changes depending on the operating conditions. , The calculation accuracy of the combustion period is reduced, the calculation of the basic ignition timing becomes inaccurate, and a situation where MBT cannot be obtained may occur.
[0008]
The present invention has been made in view of such a conventional problem, and the combustion gas volume is approximated by the combustion chamber volume at that time, and instead, the combustion gas mass is introduced, and the combustion chamber volume and the combustion volume are reduced. It is an object of the present invention to provide a new ignition timing control device for an internal combustion engine that incorporates recent combustion analysis results by calculating a combustion period based on gas mass.
[0009]
[Means for Solving the Problems]
The present invention detects a mole fraction of a combustion component in a total number of moles in a combustion chamber based on an operation state of an internal combustion engine, and based on the detected mole fraction, a reaction probability indicating the ease of combustion of a combustion gas. Combustion based on the combustion speed of the combustion gas, the volume corresponding to the volume of the combustion gas in the combustion chamber, and the mass of the combustion gas burning in the combustion chamber from the start of combustion to the reference crank angle at which the combustion pressure becomes maximum. A combustion period from the start to the reference crank angle is calculated, and spark ignition is performed as a basic ignition timing at which MBT is obtained based on the combustion period.
[0010]
[Action / Effect]
According to the present invention, the combustion period is calculated based on the laminar combustion velocity, the combustion gas volume equivalent volume approximated to the combustion gas volume, the newly introduced combustion gas mass, and the reaction probability. The combustion period can be calculated without using the density, whereby the basic ignition timing at which the MBT can be obtained can be calculated accurately and easily.
[0011]
In this case, since the above reaction probability depends on the residual inert gas ratio, the cooling water temperature, and the target equivalent ratio, the maximum value of the reaction probability obtained by a combination of these three parameters is set to 100%. Although it is conceivable to experimentally determine the relationship with, and store the determined reaction probability in a memory in advance as a table corresponding to the parameters, this method may increase the number of matching steps. In contrast, in the present invention, the mole fraction of the combustion component in the total number of moles in the combustion chamber is detected, and the reaction probability is calculated based on the mole fraction of the combustion component. Since the reaction probability can be calculated only by a certain calculation formula (see formula (67) described later), the matching can be made unnecessary.
[0012]
BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described in more detail with reference to the drawings and the like.
[0013]
FIG. 1 is a schematic diagram for explaining the system of the present invention.
[0014]
After the air is stored in the
[0015]
In order to ignite the compressed air-fuel mixture with a high-pressure spark, an
[0016]
When a spark is blown by the
[0017]
The
[0018]
An upstream of the
[0019]
A cam sprocket and a crank sprocket are respectively 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 initial combustion period BURN1 and the main combustion period BURN2, and the basic ignition timing MBTCAL is determined according to the combustion period BURN. It is based on Hereinafter, this ignition timing control based on 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 at MBT (the minimum advance value at which the maximum torque is obtained) is defined as a reference crank angle θPMAX [degATDC]. The reference crank angle θPMAX is almost constant irrespective of the combustion method, and is generally in the range of 12 to 15 degrees after the compression top dead center and at most 10 to 20 degrees after the compression top dead center.
[0026]
FIG. 4 shows the change of the combustion mass ratio BR (combustion gas mass ratio) obtained by the combustion analysis in the combustion chamber in the spark ignition engine. The combustion mass ratio BR representing 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 margin from the time when the combustion mass ratio BR reaches 0% to about 60% corresponding to the reference crank angle θPMAX is a period immediately after the start of combustion, in which there is almost no change in the combustion mass ratio or the combustion pressure. It is divided into an initial combustion period and a main combustion period in which the combustion mass ratio and the combustion pressure increase rapidly. The initial combustion period is a stage from the start of combustion to the formation of a flame nucleus. The flame nucleus is formed when the combustion mass ratio changes from 0% to 2% to 10%. During this initial combustion period, the rising speed of the combustion pressure and the combustion temperature is small, and the initial combustion period is long with respect to the change in the combustion mass ratio. The length of the initial combustion period is susceptible to changes in temperature and pressure in the combustion chamber.
[0028]
On the other hand, during the main combustion period, the flame propagates outward from the flame kernel, and the flame speed (that is, the combustion speed) sharply increases. Therefore, the change in the combustion mass ratio during the main combustion period is larger than the change in the combustion mass ratio during the initial combustion period.
[0029]
The
[0030]
The pressure and temperature in the combustion chamber 5 during the initial combustion period in which the flame nucleus is formed are substantially equivalent to the pressure and temperature at the time of ignition. The time cannot be set. Therefore, as shown in FIG. 2, the previous value of the basic ignition timing is calculated as the previous combustion start timing MBTCYCL [degBTDC] by the previous combustion start timing
[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 intervals (for example, every 10 msec).
[0033]
First, in
[0034]
Here, the crank angle sensor is composed of a position sensor 33 for detecting the position of the crankshaft 7 and a phase sensor 34 for detecting the position of the
[0035]
The intake valve closing timing IVC is known from a command value given to the
[0036]
The residual inert gas ratio MRESFR is a value obtained by dividing the amount of inert gas remaining in the combustion chamber by the total gas amount in the combustion chamber, and its calculation will be described later. The dead ignition time DEADTIME is a constant value.
[0037]
The target equivalence ratio TFBYA is calculated in a fuel injection amount calculation flow (not shown). The target equivalence ratio TFBYA is an anonymous number, and is a value represented by the following equation when the stoichiometric air-fuel ratio is 14.7.
[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. 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
[0041]
Here, Vc: clearance volume [m3],
ε: compression ratio,
D: Cylinder bore diameter [m]
ST: Full stroke of piston [m],
Hivc: distance [m] of piston pin 76 from TDC at intake valve closing timing,
Hx: difference [m] between the maximum value and the minimum value of the distance of piston pin 76 from TDC,
CND: length [m] of connecting
CRoff: offset distance [m] of
PISoff: offset distance [m] of the
θivc: crank angle of intake valve closing timing [degATDC],
θoff: piston pin 76 and crankshaft rotation center
The angle [deg] that the line connecting with 72 makes a vertical line in TDC,
X: horizontal distance [m] between the
The crank angle θivc at the intake valve closing timing is known because it is determined by the command signal from the
[0042]
In
[0043]
TINI = TEXH × MRESFR + TCOL × (1-MRESFR) (7)
In
[0044]
In
[0045]
RPROBA = f3 (MRESFR, TWK, TFBYA) (8)
Hereinafter, the reaction probability RPROBA will be described. When the combustion in the combustion chamber is approximated by constant volume combustion, the reaction rate (combustion rate) in the overall chemical reaction when the air-fuel mixture in the combustion chamber burns can be expressed as follows.
[0046]
(Equation 1)
Furthermore, [F], [O2] Is represented by the following.
[0047]
(Equation 2)
In addition, the laminar combustion velocity SLIs generally represented by:
[0048]
(Equation 3)
Therefore:
[0049]
(Equation 4)
In this equation, "A1Is a constant term, "F1(P) ”is a pressure-dependent term,“ G1(T) ”is a temperature-dependent term, so“ xF m / 2・ XO2 n / 2] Corresponds to the reaction probability. That is, if the reaction probability is high, the combustion speed is high, and if the reaction probability is low, the combustion speed is low. The reaction probability is a correction term indicating the flammability of the air-fuel mixture in the combustion chamber.
[0050]
Here, the fuel mole fraction xFAnd oxygen mole fraction xO2Ask for a relationship. First, mAIR; Intake air mass, mF; Mass of intake fuel, mO2The following relationship with the inhaled oxygen mass:
[0051]
mAIR: MF = 14.7: 1
mAIR: MO2 = 1: 0.23
In addition, there is the following relationship.
[0052]
xF= MF/ MF
xO2= MO2/ MO2
The average molecular weight MF of the fuel changes depending on the cooling water temperature TWK. That is, since various components are contained in gasoline, the components to be vaporized change when the temperature changes. Therefore, the fuel average molecular weight MF changes depending on the temperature. The lower the temperature, the more "light components", the lower the fuel average molecular weight MF, but the higher the temperature, the higher the fuel average molecular weight MF. The fuel average molecular weight MF is determined by correcting that point. Since the evaporation characteristic of a general gasoline fuel with respect to a temperature change is known, the value of the fuel average molecular weight MF with respect to the ambient temperature can be mapped from this characteristic. The ambient temperature in the intake port and the combustion chamber during the intake stroke with respect to the engine cooling water temperature can be obtained in advance by experiments or the like. Therefore, the value of the average molecular weight of the fuel with respect to the temperature of the engine cooling water can be determined from these.
[0053]
Further, as in the equation (1), “TFBYA = 14.7 (theoretical air-fuel ratio) / target air-fuel ratio”.
[0054]
From the above, the fuel mole fraction xFAnd oxygen mole fraction xO2Has the following relationship.
[0055]
(Equation 5)
Therefore, the reaction probability RPROBA is as follows.
[0056]
(Equation 6)
As is apparent from the equations (67) and (66), the reaction probability can be obtained if the molar fraction of either fuel or oxygen is known.
[0057]
Also, for example, the molar fraction of oxygen xO2Is expressed as follows by a residual inert gas ratio MRESFR (= MRES / {MRES + MACYL × (1 + TFBYA / 14.7)}).
[0058]
(Equation 7)
Therefore, the reaction probability is as follows.
[0059]
(Equation 8)
As is clear from this equation, the reaction probability can be obtained if the residual inert gas ratio MRESFR is known, and the residual inert gas ratio MRESFR = mEGR/ {MEGR+ MAIR× (1 + TFBYA / 14.7)}, the residual inert gas mass mEGRAnd the intake air mass mAIRAnd the air-fuel ratio or the equivalence ratio, the reaction probability can be obtained. A specific calculation method will be described later. In addition, this residual inert gas mass mEGRIs hereinafter described as a label “MRES”.
[0060]
If the cooling water temperature is constant, the fuel average molecular weight MF may be kept constant. If the control is performed near the stoichiometric air-fuel ratio, the control may be performed with TFBYA = 1.0 (constant value). By doing so, the calculation can be simplified, and the reaction probability RPROBA can be calculated more quickly.
[0061]
In
[0062]
θPMAX = f4 (NRPM) (9)
Specifically, the reference crank angle θPMAX is obtained by searching a table of characteristics shown in FIG. 7 stored in advance in the memory of the
[0063]
Finally, in
[0064]
IGNDEAD = f5 (DEADTIME, NRPM) (10)
Here, the dead ignition time DEADTIME is set to 200 μsec. Expression (10) is used to calculate a crank angle IGNDEAD corresponding to an ignition dead time which is a crank angle corresponding to the ignition dead time DEADTIME from the engine rotation speed NRPM.
[0065]
FIG. 8 is for calculating the initial combustion period BURN1 [deg], and FIG. 10 is for calculating the main combustion period BURN2 [deg], which is executed at regular intervals (for example, every 10 msec). 8 and 10 are executed after FIG. 8 and 10 may be performed first.
[0066]
First, referring to FIG. 8, in step 161, the previous combustion start timing MBTCCYCL [degBTDC], the volume VIVC [m at the intake valve closing timing of the combustion chamber 5 calculated in
[0067]
Here, the previous combustion start timing MBTCYCL is a value one cycle before [degBTDC] of the basic ignition timing MBTCAL, and its calculation will be described later with reference to FIG.
[0068]
In
[0069]
V0 = f6 (MBTCYCL) (11)
Specifically, a volume V0 of the combustion chamber 5 in the MBTCYCL is calculated from the stroke position of the piston 6 at the previous combustion start timing MBTCYCL and the bore diameter of the combustion chamber 5. In
[0070]
In
[0071]
Ec = f7 (V0, VIVC) = V0 / VIVC (12)
In
[0072]
TCOMP = f8 (Ec) = Ec ^ (κ−1) (13)
Where κ: specific heat ratio,
Equation (13) is an equation for the temperature rise rate of the gas to be adiabatically compressed. Note that “^” on the right side of Expression (13) represents power calculation. This symbol is also used in the equations described below.
[0073]
κ is a value obtained by dividing the constant pressure specific heat of the gas to be adiabatically compressed by the constant volume specific heat. If the gas to be adiabatically compressed is air, κ is 1.4, and this value may be simply used. However, it is possible to further improve the calculation accuracy by experimentally obtaining the value of κ for the air-fuel mixture.
[0074]
FIG. 9 illustrates equation (13). Therefore, it is also possible to store a table of such characteristics in the memory of the
[0075]
In
T0 = TINI × TCOMP (14)
It is calculated by the following equation.
[0076]
[0077]
PCOMP = f9 (Ec) = Ec ^ κ (41)
Where κ: specific heat ratio,
Equation (41) is also an equation of the pressure rise rate of the gas to be adiabatically compressed, similar to equation (13). “^” on the right side of the equation (41) also represents the exponentiation calculation as in the equation (13).
[0078]
κ is the same as the value used in the above equation (13). If the gas to be adiabatically compressed is air, κ is 1.4, and this value may be simply used. However, by calculating the value of κ from the composition and the temperature of the air-fuel mixture, the calculation accuracy can be further improved.
[0079]
A table having the same characteristics as in FIG. 9 may be stored in the memory of the
[0080]
In step 167, the pressure P0 [Pa] at the combustion start timing of the combustion chamber 5 is multiplied by the pressure PINI at the intake valve closing timing of the combustion chamber 5 by the pressure increase rate PCOMP.
P0 = PINI × PCOMP (42)
It is calculated by the following equation.
[0081]
In
[0082]
Here, Tstd: reference temperature [K],
Pstd: Reference pressure [Pa],
SLstd: reference laminar combustion velocity [m / sec] at reference temperature Tstd and reference pressure Pstd,
T0: temperature [K] at the combustion start timing of the combustion chamber 5,
P0: pressure [Pa] at the combustion start timing of the combustion chamber 5;
The laminar combustion velocity (laminar flame velocity) is the speed of propagation of the flame in a state where there is no gas flow, regardless of the compression velocity in the combustion chamber 5 and the intake flow velocity in the combustion chamber 5. It is known that the laminar combustion velocity during the initial combustion period is a function of the temperature T0 at the start of combustion and the pressure P0 at the start of combustion. Is a function of the compression top dead center temperature TTDC and the compression top dead center pressure PTDC. This is because the laminar combustion velocity generally varies depending on the engine load, the residual inert gas ratio in the combustion chamber 5, the intake valve closing timing, the specific heat ratio, and the intake air temperature. Since it is a factor that affects the temperature T and the pressure P, the laminar combustion speed can be finally specified by the temperature T and the pressure P in the combustion chamber 5.
[0083]
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.
[0084]
Under the pressure of 2 bar or more, which is the normal pressure of the combustion chamber 5, the pressure term (P0 / Pstd) of the equation (15)-0.16Is a small value. Therefore, the pressure term (P0 / Pstd)-0.16May be defined as a constant value, and the reference laminar flow combustion speed SLstd may be defined only by the reference temperature Tstd.
[0085]
Therefore, when the reference temperature Tstd is 550 [K], the reference laminar combustion speed SLstd is 1.0 [m / sec], and the pressure term is 0.7, the temperature T0 and the laminar combustion speed at the combustion start time are obtained. The relationship with SL1 can be approximately defined by the following equation.
[0086]
In
[0087]
The flow velocity of the fresh air flowing into the combustion chamber 5 depends on the shape of the intake passage, the operating state of the
[0088]
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.
[0089]
ST1 = f12 (NRPM) = C1 × NRPM (17)
Where C1: a constant,
The turbulence strength ST1 can also be obtained from a table using the rotation speed NRPM as a parameter.
[0090]
In
[0091]
FLAME1 = SL1 × ST1 (18)
If there is gas turbulence in the combustion chamber 5, the combustion speed of the gas changes. Equation (18) takes into account the contribution (effect) of the gas turbulence to the combustion speed.
[0092]
In
[0093]
However, AF1: reaction area of the flame nucleus (fixed value) [m2],
This equation (19) and the equation (22) described later are derived from the following basic equation that divides the mass of the combustion gas by the combustion rate to obtain a combustion period. Equations (19) and (22) The numerator and denominator on the right side do not immediately indicate the combustion gas mass and the combustion rate.
[0094]
(Supplement 1) The unburned gas density of the denominator on the right side of the equation is obtained by dividing the unburned gas mass [g] by the unburned gas volume [m].3], It cannot be said that the unburned gas density can be accurately calculated by the function of only the charging efficiency ITAC corresponding to the mass as in the conventional apparatus. Therefore, the experimental equations shown in Equation (19) and Equation (22) described below are obtained only by introducing a predetermined approximation while comparing the experimental results with Equation (Complement 1).
[0095]
Here, BR1 on the right side of the equation (19) is a margin of change of the combustion mass ratio from the combustion start timing to the end timing of the initial combustion period BURN1, and here, BR1 is set to 2%. (19) (NRPM × 6) on the right side of the equation is a process for converting the unit from rpm to crank angle (deg). The reaction area AF1 of the flame kernel is set experimentally.
[0096]
In addition, it can be considered that the combustion chamber volume does not substantially change during the initial combustion period. Therefore, when calculating the initial combustion period BURN1, the combustion chamber volume V0 at the start of combustion, which is the first combustion chamber volume, is employed.
[0097]
Next, in
[0098]
Here, the external EGR device is not shown in FIG. 1, but as far as FIG. 10 is concerned, the description will be made on the assumption that the engine has the external EGR device. In this case, the external inert gas amount MEGR may be calculated using, for example, a known method (see JP-A-10-141150). When an engine not provided with an external EGR device as in the present embodiment shown in FIG. 1 is targeted, it suffices to handle the external inert gas amount MEGR = 0. The calculation of the cylinder fresh air amount MACYL and the internal inert gas amount MRES will be described later with reference to FIG.
[0099]
[0100]
[0101]
In
[0102]
Where κ: specific heat ratio,
A table having the same characteristics as in FIG. 9 is stored in advance in the memory of the
[0103]
In
[0104]
“1” in the parentheses on the right side of the equation (45) indicates a fresh mood, and “TFBYA / 14.7” indicates a fuel.
[0105]
In
[0106]
However, Q: constant calorific value of fuel,
BRk: combustion mass ratio of fuel in the cylinder,
Cv: constant volume specific heat,
The numerator on the right side of the equation (46) indicates the total amount of heat generated by the fuel in the cylinder [J], and the denominator indicates the rate of temperature rise per unit generated heat [J / K]. That is, equation (46) is an approximate equation applied to the thermodynamic formula.
[0107]
Here, the combustion mass ratio BRk of the fuel in the cylinder is adapted in advance through experiments and the like. For simplicity, for example, 60% / 2 = 30% is set. In this embodiment, since the combustion period until the combustion mass ratio BR reaches about 60% is treated as the combustion period, just the middle 30% is set as BRk.
[0108]
Since the constant calorific value Q of the fuel varies depending on the type of fuel, it is determined in advance by experiments or the like according to the type of fuel. The constant volume specific heat Cv is a value of 2 to 3, and a representative value is adapted in advance by experiments or the like. However, the calculation accuracy can be further improved by determining the value of the constant volume specific heat Cv from the composition and temperature of the air-fuel mixture.
[0109]
In
[0110]
TTDC = TINI ×
In step 187, the temperature TTDC and volume VTDC at the compression top dead center of the combustion chamber 5 and the pressure PINI, volume VIVC and the temperature TINI at the intake valve closing timing of the combustion chamber 5 at the compression top dead center of the combustion chamber 5 are calculated by the following equation. The pressure PTDC [K] is calculated.
[0111]
PTDC = PINI × VIVC × TTDC / (VTDC × TINI) (48)
Equation (48) is obtained using the state equation. That is, the following equation of state is established using the pressure, volume and temperature (PINI, VIVC, TINI) at the intake valve closing timing.
[0112]
PINI × VIVC = n · R · TINI (supplement 2)
Since the volumes are almost equal near the compression top dead center, the following equation of state is established using the pressure, volume and temperature (PTDC, VTDC, TTDC) at the compression top dead center.
[0113]
PTDC × VTDC = n · R · TTDC (complement 3)
Eliminating n · R from both equations (complement 3) and (complement 2) above and solving for PTDC yields equation (48).
[0114]
In
[0115]
Here, Tstd: reference temperature [K],
Pstd: Reference pressure [Pa],
SLstd: reference laminar combustion velocity [m / sec] at reference temperature Tstd and reference pressure Pstd,
TTDC: temperature at the compression top dead center of the combustion chamber 5 [K],
PTDC: pressure [Pa] at the compression top dead center of the combustion chamber 5,
The explanation of equation (49) is the same as that of equation (16). That is, the reference temperature Tstd, the reference pressure Pstd, and the reference laminar combustion speed SLstd in the equation (49) are values determined in advance by experiments. Under the pressure of 2 bar or more, which is the normal pressure of the combustion chamber 5, the pressure term (PTDC / Pstd) of equation (49)-0.16Is a small value. Therefore, the pressure term (PTDC / Pstd)-0.16May be defined as a constant value, and the reference laminar flow combustion speed SLstd may be defined only by the reference temperature Tstd. Therefore, when the reference temperature Tstd is 550 [K], the reference laminar combustion speed SLstd is 1.0 [m / sec], and the pressure term is 0.7, the temperature TTDC at the compression top dead center and the laminar combustion are obtained. The relationship with the speed SL2 can be approximately defined by the following equation.
[0116]
In
[0117]
ST2 = f17 (NRPM) = C2 × NRPM (20)
Where C2: constant,
It is also possible to obtain the turbulence strength ST2 from a table using the rotation speed as a parameter.
[0118]
In
[0119]
FLAME2 = SL2 × ST2 (21)
However, SL2: laminar combustion speed [m / sec],
Equation (21) takes into account the contribution to the combustion speed due to gas turbulence, as in equation (18).
[0120]
In
[0121]
Where AF2: reaction area of flame nucleus [m2]
Here, BR2 on the right side of Expression (22) is a change in the combustion mass ratio from the start time to the end time of the main combustion period. Since it is considered that the combustion mass ratio BR becomes 2% at the end of the initial combustion period, and then the main combustion period starts, the combustion mass ratio BR reaches 60% and the main combustion period ends, BR2 = 60 %-2% = 58% is set. AF2 is an average reaction area in the growth process of the flame nucleus, and is a fixed value experimentally determined in advance, similarly to AF1 in Expression (19).
[0122]
In the main combustion period, the volume of the combustion chamber changes with the top dead center of compression in between. That is, it can be considered that the compression top dead center position exists approximately at the center between the start time of the main combustion period and the end time of the main combustion period. Further, near the compression top dead center, the combustion chamber volume does not change much even if the crank angle changes. Therefore, the combustion chamber volume during the main combustion period is represented by the combustion chamber volume VTDC at the compression top dead center.
[0123]
FIG. 11 is for calculating the basic ignition timing MBTCAL [degBTDC], and is executed every fixed time (for example, every 10 msec). It is executed following the later executed flow of FIGS.
[0124]
In
[0125]
In
[0126]
In
[0127]
MBTCAL = BURN−θPMAX + IGNDEAD (23)
In
[0128]
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
[0129]
Further, assuming that the basic ignition timing MBTCAL calculated in
[0130]
Next, FIG. 12 is for calculating the residual inert gas ratio MRESFR in the combustion chamber 5, and is executed at regular intervals (for example, every 10 msec). This flow is executed prior to the flow of FIG.
[0131]
In step 51, the output of the
[0132]
In
[0133]
In FIG. 13 (subroutine of
[0134]
In FIG. 14 (subroutine of
[0135]
Here, just like the intake valve closing timing IVC is known from the command value given to the
[0136]
In
[0137]
Further, although not shown, when a mechanism for changing the compression ratio is provided, the combustion chamber volume VEVC at the exhaust valve closing timing according to the change amount of the compression ratio is obtained from the table. When a mechanism for changing the compression ratio is provided in addition to the exhaust VTC mechanism 28, the combustion chamber volume at the exhaust valve closing timing is obtained by searching a map corresponding to the exhaust valve closing timing and the compression ratio change amount.
[0138]
In
[0139]
In
[0140]
In
[0141]
In step 76, the exhaust valve of the combustion chamber 5 is obtained from the volume VEVC of the combustion chamber 5 at the exhaust valve closing timing EVC, the temperature TEVC at the exhaust valve closing timing EVC, the pressure PEVC at the exhaust valve closing timing EVC, and the gas constant REX of the inert gas. The inert gas amount MRESCYL at the closing timing EVC is calculated by the following equation.
[0142]
MRESCYL = (PEVC × VEVC) / (REX × TEVC) (24)
When the calculation of the inert gas amount MRESCYL at the exhaust valve closing timing EVC of the combustion chamber 5 is completed in this way, the process returns to FIG. 13, and in step 62, the overlap of the intake and
[0143]
The calculation of the inert gas amount MRESOL will be described with reference to the flowchart of FIG.
[0144]
In FIG. 15 (subroutine of step 62 in FIG. 13), in
[0145]
Here, since the intake valve opening timing IVO is a timing preceding the intake valve closing timing IVC by the opening angle of the
[0146]
In step 82, the overlap amount VTCOL [deg] of the intake and exhaust valves is calculated from the following equation based on the intake valve opening timing IVO and the exhaust valve closing timing EVC.
[0147]
VTCOL = IVO + EVC (25)
For example, when the actuator for
[0148]
In
[0149]
Here, FIG. 24 is an explanatory diagram of the integrated effective area ASUMOL during the overlap of the intake and exhaust valves. The horizontal axis shows the crank angle, and the vertical axis shows the respective opening areas of the
[0150]
By calculating the integrated effective area ASAMOL during the overlap in this manner, the amount of overlap between the
[0151]
In
[0152]
In
[0153]
In FIG. 16 (subroutine of
[0154]
In
[0155]
PINBYEX = PIN / PEVC (26)
The intake / exhaust pressure ratio PINBYEX is an infinite number, and is compared with 1 in
[0156]
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.
[0157]
In
[0158]
In
[0159]
In
[0160]
These choke determination thresholds SLCHOKEL and SLCHOKEH are calculated as choke limit values.
[0161]
In
[0162]
In
[0163]
If the intake / exhaust pressure ratio P1NBYEX is not within the range, it is determined that there is choke, and the routine proceeds to step 112, where the choke determination flag CHOKE = 1.
[0164]
When the setting of the supercharging determination flag and the setting of the choke determination flag are completed in this way, the process returns to FIG. 15, and the following four cases are performed in steps 86 to 88.
[0165]
<1> When the supercharge determination flag TBCRG = 0 and the choke determination flag CHOKE = 0
<2> When the supercharge determination flag TBCRG = 0 and the choke determination flag CHOKE = 0
<3> When the supercharge determination flag TBCRG = 0 and the choke determination flag CHOKE = 1
<4> When the supercharging determination flag TBCRG = 1 and the choke determination flag CHOKE = 0
In the case of <1>, the routine proceeds to step 89, in which the average blowback inert gas flow rate MRESOLtmp1 during the overlap without supercharging and no chalk is determined. In the case of <3>, the flow returns to step 91 when the inert gas flow rate MRESOLtmp2 during the overlap with the choke is present. In the case of <4>, the routine proceeds to step 92, where the blowback inert gas flow rate MRESOLtmp4 when there is supercharging and choke is calculated, and the calculation result is transferred to the blowback inert gas flow rate MRESOLtmp during overlap.
[0166]
Here, the calculation of the inert gas flow rate MRESOLtmp1 to be blown back during the overlap when there is no supercharging and no choke will be described with reference to the flow of FIG.
In FIG. 17 (subroutine of
[0167]
In
[0168]
MRSOLD = SQRT {1 / (REX × TEVC)} (28)
Here, “SQRT” on the right side of the equation (28) is a function for calculating the square root of the value in parentheses immediately to the right.
[0169]
If it is difficult to calculate the square root of the density term MRSOLD, the calculation result of equation (28) is stored in advance in the memory of the
[0170]
In
[0171]
In
[0172]
MRESOLtmp1 = 1.4 × PEVC × MRSOLD × MRSOLP (30)
Next, the calculation of the flow rate of the inert gas to be blown back when there is no supercharging and there is a choke will be described with reference to the flow of FIG.
In
[0173]
In
[0174]
If it is difficult to calculate the power and the square root of the equation (31), the calculation result of the equation (31) is stored in the memory of the
[0175]
In
[0176]
MRESOLtmp2 = PEVC × MRSOLD × MRSOLPC (32)
Next, the calculation of the blowback gas flow rate when there is supercharging and no choke will be described with reference to the flow of FIG.
In
[0177]
In
[0178]
If it is difficult to calculate the power and the square root of the equation (33), the calculation result of the equation (33) is stored in advance in the memory of the
[0179]
In
[0180]
MRESOLtmp3 = −0.152 × PIN × MRSOLPT (34)
Here, by setting the flowback inert gas flow rate MRESOLtmp3 of the expression (34) to a negative value, the gas flow rate of the air-fuel mixture flowing through the intake system to the exhaust system during the overlap can be represented.
[0181]
Next, the calculation of the flow rate of the inert gas blown back during the overlap with the supercharge and the choke will be described with reference to the flow of FIG.
In FIG. 20 (subroutine of
[0182]
In
[0183]
MRESOLtmp4 = −0.108 × PIN × MRSOLPC (35)
Here, the flowback inert gas flow rate MRESOLtmp4 of the equation (35) can be set to a negative value, similarly to MRESOLtmp3, to represent the gas flow rate of the air-fuel mixture flowing from the intake side to the exhaust side during the overlap.
[0184]
After the calculation of the inert gas flow rate MRESOLtmp during the overlap, which is divided according to the combination of the presence or absence of the supercharging and the presence or absence of the choke, the process returns to FIG. From the inert gas flow rate MRESOLtmp and the integrated effective area ASUMOL during the overlap period, the blow-back inert gas amount MRESOL during the overlap is calculated by the following equation.
[0185]
When the calculation of the inert gas amount MRESOL returned during the overlap in this way is completed, the process returns to FIG. 13. In
[0186]
MRES = MRESCYL + MRESOL ... (37)
As described above, when there is a supercharging, the inert gas flow rate (MRESOLtmp3, MRESOLtmp4) during the overlap becomes negative during the overlap. Therefore, the inert gas amount MRESOL during the overlap in the above formula (36) becomes negative. According to the equation (37), the internal inert gas amount is reduced by the amount MRESOL of the blown-back inert gas during the overlap.
[0187]
When the calculation of the internal inert gas amount MRES is completed in this way, the process returns to FIG. 12, and in
[0188]
This completes the calculation of the residual inert gas ratio MRESFR.
[0189]
(Effect of this embodiment)
In the present embodiment, the reaction probability RPROBA is obtained from the mole fraction of fuel and the mole fraction of oxygen. These molar fractions can be calculated from the target equivalent ratio TFBYA and the residual inert gas ratio MRESFR as shown in the equation (68), and the residual inert gas ratio MRESFR is obtained by calculating the residual inert gas mass MRES, It can be determined based on the air mass MACYL and the target equivalent ratio TFBYA. Therefore, the reaction probability RPROBA can be obtained by detecting the residual inert gas mass MRES, the intake air mass MACYL, and the target equivalent ratio TFBYA. Then, the reaction probability RPROBA, the laminar combustion velocity (SL1, SL2), which is the combustion velocity of the combustion gas in a laminar flow state, and the combustion gas volume equivalent volume (V0, VTDC) approximated to the combustion gas volume, The combustion period BURN (= BURN1 + BURN2) from the start of combustion to the reference crank angle θPMAX is calculated based on the change in the combustion mass ratio (BR1, BR2) up to the reference crank angle θPMAX (predetermined crank angle). Further, it is possible to calculate the combustion period BURN without using the unburned gas density unlike the conventional apparatus, and thereby it is possible to calculate the basic ignition timing MBTCAL from which the MBT can be obtained accurately and easily. As a method of calculating the reaction probability RPROBA, for example, a method is also conceivable in which a map is created for each assumed driving state and the map is calculated based on the map. However, such a method requires a large number of man-hours for matching. Become. However, in the present embodiment, as described above, the reaction probability RPROBA is set to the residual inert gas mass mEGR, Intake air mass mAIRAre detected and calculated from them, so that such matching man-hours are not required.
[0190]
The average molecular weight MF of the fuel changes depending on the cooling water temperature TWK. The lower the temperature, the more "light components". Therefore, the average molecular weight MF of the fuel is smaller, but the higher the temperature, the higher the average molecular weight MF of the fuel. Therefore, if the change characteristics are mapped and the fuel average molecular weight MF with respect to the engine cooling water temperature is determined from this map, a more accurate reaction probability RPROBA can be calculated. By setting the average molecular weight MF to a constant value, the reaction probability RPROBA can be calculated more quickly. If the control is performed near the stoichiometric air-fuel ratio, the control may be performed with TFBYA = 1.0 (constant value) without detecting the air-fuel ratio. By doing so, higher-speed processing becomes possible.
[0191]
Without being limited to the embodiments described above, various modifications and changes can be made within the scope of the technical idea, and it is apparent that they are equivalent to the present invention.
[0192]
For example, in the above embodiment, for example, the oxygen mole fraction x02Is calculated, and its oxygen mole fraction x02Is described in detail in the case where the reaction probability RPROBA is calculated from the following equation.02From the fuel mole fraction xFCan be calculated. Therefore, first, the fuel mole fraction xFIs calculated, and the fuel mole fraction xFThe same effect can be obtained by calculating the reaction probability RPROBA from
[0193]
In the embodiment, the case where the external EGR device for introducing a part of the exhaust gas into the intake air is not provided is described. However, the present invention can be applied to the case where the external EGR device is provided. In this case, the residual inert gas ratio by the external EGR device may be added to the residual inert gas ratio MRESFR. A method for calculating the residual inert gas ratio by an external EGR device is known (see Japanese Patent Application Laid-Open No. H10-141150).
[0194]
In the invention described in
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a control system diagram of an engine according to an embodiment.
FIG. 2 is a block diagram of ignition timing control executed by an engine controller.
FIG. 3 is a pressure change diagram of a combustion chamber.
FIG. 4 is a characteristic diagram illustrating a change in a combustion mass ratio.
FIG. 5 is a flowchart for explaining calculation of a physical quantity.
FIG. 6 is a diagram illustrating a positional relationship between a crankshaft of an engine and a connecting rod.
FIG. 7 is a characteristic diagram of a reference crank angle.
FIG. 8 is a flowchart for explaining calculation of an initial combustion period.
FIG. 9 is a characteristic diagram of a temperature rise rate.
FIG. 10 is a flowchart for explaining calculation of a main combustion period.
FIG. 11 is a flowchart for explaining calculation of a basic ignition timing.
FIG. 12 is a flowchart for explaining calculation of a residual inert gas ratio.
FIG. 13 is a flowchart for explaining calculation of an internal inert gas amount.
FIG. 14 is a flowchart for explaining calculation of an inert gas amount at the time of EVC.
FIG. 15 is a flowchart for explaining the calculation of the amount of inert gas blown back during the overlap.
FIG. 16 is a flowchart for explaining setting of a supercharge determination flag and a choke determination flag.
FIG. 17 is a flowchart for explaining the calculation of the flow rate of the inert gas to be blown back during the overlap when there is no supercharging and there is no choke.
FIG. 18 is a flowchart for explaining the calculation of the inert gas flow rate that is blown back during the overlap when there is no supercharging and there is a choke;
FIG. 19 is a flowchart for explaining the calculation of the flow rate of the inert gas that is blown back during the overlap when there is a supercharge and there is no choke.
FIG. 20 is a flowchart for explaining the calculation of the flow rate of the inert gas that is blown back during the overlap when there is a supercharge and a choke is present.
FIG. 21 is a characteristic diagram of a combustion chamber volume at an exhaust valve closing time.
FIG. 22 is a characteristic diagram of a gas constant of an inert gas.
FIG. 23 is a characteristic diagram of an integrated effective area during an overlap.
FIG. 24 is an explanatory diagram of an integrated effective area during overlap.
FIG. 25 is a characteristic diagram of a specific heat ratio of an inert gas.
FIG. 26 is a characteristic diagram of a specific heat ratio of an air-fuel mixture.
[Explanation of symbols]
1 engine
5 Combustion chamber
11 Ignition device (spark ignition means)
15 Intake valve
21 Fuel injector
27 Intake VTC mechanism
31 Engine Controller
33, 34 Crank angle sensor
43 Intake air temperature sensor
44 Intake pressure sensor
45 Exhaust gas temperature sensor
46 Exhaust pressure sensor
Claims (9)
前記燃焼成分のモル分率に基づいて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、
前記反応確率に基づいて燃焼ガスの燃焼速度を算出する燃焼速度算出手段と、
燃焼室内の燃焼ガス体積に相当する容積を算出する容積算出手段と、
燃焼開始から燃焼圧力が最大となる基準クランク角までに前記燃焼室内で燃焼する燃焼ガスの質量を算出する質量算出手段と、
前記反応確率、燃焼速度、燃焼ガス体積相当容積及び燃焼ガス質量に基づいて燃焼開始から前記基準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、
前記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、
前記基本点火時期で火花点火を行う火花点火手段と、
を備える内燃機関の点火時期制御装置。Molar fraction detection means for detecting the molar fraction of the combustion component in the total number of moles in the combustion chamber,
Reaction probability calculation means for calculating a reaction probability indicating the ease of combustion of the combustion gas based on the mole fraction of the combustion component,
Combustion speed calculation means for calculating the combustion speed of the combustion gas based on the reaction probability,
Volume calculation means for calculating a volume corresponding to the volume of combustion gas in the combustion chamber,
Mass calculation means for calculating the mass of combustion gas burning in the combustion chamber from the start of combustion to the reference crank angle at which the combustion pressure becomes maximum,
A combustion period calculating unit that calculates a combustion period from the start of combustion to the reference crank angle based on the reaction probability, the combustion speed, the combustion gas volume equivalent volume, and the combustion gas mass;
Basic ignition timing calculation means for calculating a basic ignition timing at which MBT is obtained based on the combustion period;
Spark ignition means for performing spark ignition at the basic ignition timing,
An ignition timing control device for an internal combustion engine, comprising:
ことを特徴とする請求項1に記載の内燃機関の点火時期制御装置。The mole fraction of the combustion component is the mole fraction of the fuel,
The ignition timing control apparatus for an internal combustion engine according to claim 1, wherein:
ことを特徴とする請求項1に記載の内燃機関の点火時期制御装置。The mole fraction of the combustion component is a mole fraction of oxygen,
The ignition timing control apparatus for an internal combustion engine according to claim 1, wherein:
前記残留不活性ガス率に基づいて前記燃料のモル分率を算出する、
ことを特徴とする請求項2又は請求項4に記載の内燃機関の点火時期制御装置。Having a residual inert gas ratio calculation means for calculating a residual inert gas ratio that is a residual ratio of the inert gas in the total gas in the combustion chamber,
Calculating a mole fraction of the fuel based on the residual inert gas rate,
The ignition timing control device for an internal combustion engine according to claim 2 or 4, wherein:
前記残留不活性ガス率に基づいて前記酸素のモル分率を算出する、
ことを特徴とする請求項3又は請求項4に記載の内燃機関の点火時期制御装置。Having a residual inert gas ratio calculation means for calculating a residual inert gas ratio that is a residual ratio of the inert gas in the total gas in the combustion chamber,
Calculating the mole fraction of the oxygen based on the residual inert gas rate,
The ignition timing control device for an internal combustion engine according to claim 3 or 4, wherein:
前記空燃比を算出するか又は検出する手段を有し、
前記空燃比にも基づいて前記燃料のモル分率を算出する、
ことを特徴とする請求項5に記載の内燃機関の点火時期制御装置。When changing the air-fuel ratio according to the operating conditions,
Means for calculating or detecting the air-fuel ratio,
Calculating the mole fraction of the fuel based on the air-fuel ratio,
The ignition timing control device for an internal combustion engine according to claim 5, wherein:
前記空燃比を算出するか又は検出する手段を有し、
前記空燃比にも基づいて前記酸素のモル分率を算出する、
ことを特徴とする請求項6に記載の内燃機関の点火時期制御装置。When changing the air-fuel ratio according to the operating conditions,
Means for calculating or detecting the air-fuel ratio,
Calculating the molar fraction of the oxygen based on the air-fuel ratio,
7. The ignition timing control device for an internal combustion engine according to claim 6, wherein:
前記機関温度に応じて前記燃料のモル分率を補正する、
ことを特徴とする請求項2、請求項4、請求項5又は請求項7のいずれか1項に記載の内燃機関の点火時期制御装置。Having engine temperature detecting means for detecting the engine temperature,
Correcting the mole fraction of the fuel according to the engine temperature,
The ignition timing control device for an internal combustion engine according to any one of claims 2, 4, 5, or 7, wherein:
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