JP3564876B2 - Engine air-fuel ratio control device - Google Patents
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Description
【0001】
【発明の属する技術分野】
この発明はエンジンの空燃比制御装置、特に燃料を吸気弁に向けて噴射供給する場合にその吸気弁温度を予測し、その吸気弁予測温度を用いて過渡補正量を求めるものに関する。
【0002】
【従来の技術】
一般に、エンジンの加減速時における空燃比の目標値からのずれは、吸気マニホールドや吸気ポートに付着し、液状のまま壁面を伝ってシリンダへと流れ込む、いわゆる壁流燃料の量的変化に起因するものであり、この壁流燃料による過不足分を過渡補正量として燃料補正を行うものが各種提案されている。
【0003】
このものでは、平衡付着量Mfhと分量割合Kmfとの2つの値を、エンジン負荷、エンジン回転数Neおよび冷却水温Twに基づいて予め定めておき、一定の演算式を用いて単位周期当たり(一噴射当たり)の付着量(これを付着速度という)Vmfを求め、この付着速度Vmfで基本噴射量Tpを補正している。なお、上記の分量割合KmfはMfhとその時点での付着量(予測変数である)Mfの差(Mfh−Mf)の燃料を燃料噴射量の補正にどの程度反映させるのかを示す係数のことである。
【0004】
しかしながら、吸気ポートに向けてでなく、吸気弁に向けて燃料を噴射する場合にも、冷却水温Twから演算される上記の平衡付着量Mfhと分量割合Kmfとを用いたのでは、特に冷間始動直後に空燃比誤差が生じる。このときの壁流燃料量は、壁流燃料の流れる吸気弁の温度に左右されるので、吸気弁温度と冷却水温Twとの温度差の分が壁流燃料の見積もり誤差となり、空燃比誤差として生じてくるのである。
【0005】
そこで、特開平1−305142号公報の装置では吸気弁温度を予測し、その吸気弁予測温度を上記冷却水温Twに代えて用いることによってMfhとKmfとを求めるようにしている。吸気弁温度は、始動直後に冷却水温Twとほぼ等しく、暖機後は冷却水温Twより所定値だけ高い温度(たとえば約80℃)に落ち着き、その変化は吸入空気量で定まる時定数に応じた一次遅れとなるので、平衡吸気弁温度Thと遅れ時定数SPTFとを負荷と回転数とをパラメーターとして予め定めておき、これらから、
Tf=Th×SPTF+Tf−1×(1−SPTF) …(1)
ただし、Tf−1:Tfの前回値
の式(つまり一次遅れの式)を用いて吸気弁予測温度Tfを求めるのである。
【0006】
ただし、実際の演算ロジック上では、始動時に冷却水温Twよりも所定値だけ低い温度から冷却水温Twに向かって一次遅れで収束する値(これを壁流補正用温度という)Twfを始動時に与えている(特開平3−134237号公報参照)。
【0007】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、上記のMfhとKmfとを求めるためのデータは、もともと冷却水温Twを一定とし、吸気弁温度が冷却水温Twより所定値だけ高い温度に落ち着いた状態(つまり温度平衡状態)で適合させている。逆にいえば、温度非平衡状態でMfh、Kmfを適合することは事実上不可能なわけである。したがって、冷却水温Twの代わりに壁流補正用温度Twfを用いてMfh、Kmfを求める際のTwfも、本来なら平衡状態での温度でなければならない。
【0008】
しかしながら、平衡状態での冷却水温に対して適合させているMfh、Kmfのデータを、冷却水温Twに代えて壁流補正用温度Twfをそのまま用いるだけの上記装置では、疑似的に温度非平衡状態を扱うものとなっている。例を挙げれば、上記装置は、Twfが40℃での温度平衡状態(このときの冷却水温Twは40℃)とTwfが40℃での温度非平衡状態(このときの冷却水温Twは40℃とは異なる)とを同一状態として扱うことに相当し、そのために実際には壁流補正用温度Twfが温度非平衡状態の連続となる始動直後に空燃比誤差が生じるのである。
【0009】
このため、図13に示すように、Twfを用いたMfhでは要求Mfhよりも不足し、またTwfを用いたKmfによるMfの変化では要求KmfによるMf変化よりも応答が遅すぎることになったり、これとは逆にMfhが過剰かつMfの応答が速すぎたりする。
【0010】
さらに詳述すると、図24に示したように、(1)は20℃の温度平衡状態の、(2)は40℃始動の、(3)は80℃始動の各場合におけるTwfの変化を示したものである。ただし、冷却水温Twは説明の便宜上一定とする。(1)では、Twfが20℃の温度平衡状態にあるので、温度平衡状態で適合しているMfh、Kmfのデーターをそのまま使用できる。しかしながら、(2)、(3)の場合には、平衡時のデーターに温度非平衡時の補正が必要となる。なお、(2)、(3)に示す同じ温度非平衡状態でも、○印の位置のTwfとTwとの差が大きい(3)のほうがより大きな補正が必要となることはいうまでもない。
【0011】
そこで、Mfh、Kmfを求めるためのデータを温度平衡状態での冷却水温に対して適合している場合に、このデータを冷却水温の検出値Twに代えて吸気弁予測温度(あるいは壁流補正温度)を用いて参照することによりMfhとKmfを演算するとともに、TwとTwfとの差Dtwf(=Tw−Twf)に応じた温度非平衡時の補正倍率Mfhas、Kmfasを演算し、このMfhas、Kmfasで従来のMfh、Kmfを補正することにより、吸気弁予測温度(あるいは壁流補正温度)が温度非平衡状態の連続となる始動直後の空燃比の制御精度の向上を図るものを提案した(特願平7−120026号参照)。この装置を以下先願装置という。
【0012】
しかしながら、先願装置を実際にエンジンに適用してみると、冷間始動直後(温度非平衡状態)にスロットルバルブを大きく開いて加速を行ったとき、図20に示すように、温度非平衡状態の加速前半は空燃比がフラットになり目的が達成できたものの、温度非平衡状態の加速後半で空燃比がリーンとなることが明らかとなってきた。そこで、温度を相違させて実験したところ低温になるほどこのリーン化分が顕著に現れることを見いだした。これを解析すると、そもそも温度非平衡状態で存在する未燃分の影響(壁流燃料は応答遅れがあるもののシリンダ内に必ず入ってほとんどが燃焼に寄与するに対して、未燃分にはたとえば未燃HCとなる燃料分やシリンダ内からピストンリングの隙間を介してクランクケース内に出てオイル中に溶け込む燃料分があり、このような未燃分は燃焼に寄与することがない点で壁流燃料と相違する)のすべてを過渡補正量Kathosに負わせようとしたところに問題があることがわかったのである。すなわち、温度非平衡状態の加速前半でのリーン化分を防止するため、TwとTwfの温度差Dtwfが大きいほど、補正倍率Mfhasを大きくすることによって温度非平衡状態の加速前半の平衡付着量を大きくし、かつ補正倍率によって温度非平衡状態の加速前半の分量割合を適切にしているので、温度非平衡状態の加速前半のMfh(図20第3段目の実線参照)、Kathos(図20第4段目の実線参照)がともに大きくなっている。そのあとDtwfが減少するにつれてMfhが急激に減少してゆき、この減少していく平衡付着量Mfhに付着量Mf(第3段目の一点鎖線参照)が追いついた後、Kathos(下から第2段目参照)が負の値で大きな値となる(燃料の減量補正が行われる)ことからKathosが負の値となる期間に対応して空燃比がリーン化するのである。 そこでこの発明は、先願装置を、目標燃空比相当量により基本噴射量を補正するようにしているものに適用した場合に、温度差(Tw−Tf)に応じて未燃分補正量を演算し、この未燃分補正量で目標燃空比相当量を補正することにより、温度非平衡状態の過渡後半においても、空燃比をフラットにすることを目的とする。
【0013】
なお、本願発明とよく似た発明として、未燃分補正係数KubをTfbyaに加えることなく、後述する(8)式のTfbyaをも用いてMfhを計算するようにしたものをすでに提案しているが(特願平8−96854号参照)、このものは、出力空燃比域からの減速時など目標燃空比相当量Tfbyaの切換時(目標空燃比の切換時)に、過渡補正量Kathosに不足を生じて空燃比が一時的にオーバーリッチやオーバーリーンになることを避けることを目的とするもので、本願発明とは技術思想が異なっている。
【0014】
【課題を解決するための手段】
第1の発明では、図25に示すように、運転条件に応じた基本噴射量Tpを演算する手段21と、目標燃空比相当量を演算する手段22と、この目標燃空比相当量で前記基本噴射量Tpを補正する手段23と、冷却水温を検出する手段24と、吸気弁予測温度Tfを演算する手段25と、燃料の単位噴射量あたりの平衡付着量を温度平衡状態での冷却水温に対して適合したマップを、冷却水温の検出値Twに代えて前記吸気弁予測温度Tfを用いて参照することにより平衡状態における燃料の吸気管への付着量である平衡付着量Mfhを演算する手段26と、燃料の単位噴射量あたりの平衡付着量を温度平衡状態での冷却水温に対して適合したマップを、冷却水温の検出値Twに代えて前記吸気弁予測温度Tfを用いて参照することにより、その時点での吸気管への燃料の付着量が前記平衡付着量にどの程度の割合で接近するからの割合である分量割合Kmfを演算する手段27と、前記演算された平衡付着量Mfhとその時点での付着量Mfとの差(Mfh−Mf)を演算する手段28と、この差(Mfh−Mf)の付着量と前記演算された分量割合Kmfとに基づいて、燃料噴射弁の1回の噴射あたりに吸気管へ付着する付着量である付着速度Vmfを演算する手段29と、この付着速度Vmfと前記その時点での付着量Mfとを燃料噴射に同期して加算することにより付着量Mfを更新する手段30と、前記目標燃空比相当量により補正された基本噴射量をさらに前記付着速度Vmfで補正して燃料噴射量Tiを演算する手段31と、この噴射量の燃料を吸気管に供給する手段32とを備えるエンジンの空燃比制御装置において、前記冷却水温の検出値Twと前記吸気弁予測温度Tfとの差(Tw−Tf)を演算する手段33と、この温度差(Tw−Tf)に応じた温度非平衡時の平衡付着量または分量割合を補正するための補正量を演算する手段34と、この温度非平衡時の補正量(たとえば平衡付着量に対してMfhas、分量割合に対してKmfas)で前記演算された平衡付着量Mfhまたは前記演算された分量割合Kmfを補正する手段35と、前記温度差(Tw−Tf)に応じて未燃分補正量を演算する手段36と、この未燃分補正量で前記目標燃空比相当量を補正する手段37とを設けた。
【0015】
第2の発明は、図26に示すように、運転条件に応じた基本噴射量Tpを演算する手段21と、目標燃空比相当量を演算する手段22と、この目標燃空比相当量で前記基本噴射量Tpを補正する手段23と、冷却水温を検出する手段24と、燃料の単位噴射量あたりの平衡付着量を温度平衡状態での冷却水温に対して適合したマップを、冷却水温の検出値Twに代えて前記吸気弁予測温度Tfを用いて参照することにより平衡状態における燃料の吸気管への付着量である平衡付着量Mfhを演算する手段26と、燃料の単位噴射量あたりの平衡付着量を温度平衡状態での冷却水温に対して適合したマップを、冷却水温の検出値Twに代えて前記吸気弁予測温度Tfを用いて参照することにより、その時点での吸気管への燃料の付着量が前記平衡付着量にどの程度の割合で接近するからの割合である分量割合Kmfを演算する手段27と、前記演算された平衡付着量Mfhとその時点での付着量Mfとの差(Mfh−Mf)を演算する手段28と、この差(Mfh−Mf)の付着量と前記演算された分量割合Kmfとに基づいて、燃料噴射弁の1回の噴射あたりに吸気管へ付着する付着量である付着速度Vmfを演算する手段29と、吸気弁予測温度Tfを演算する手段25と、前記冷却水温の検出値Twとこの吸気弁予測温度Tfとの差(Tw−Tf)を演算する手段33と、この温度差(Tw−Tf)に応じた温度非平衡時の付着速度Vmfを補正するための補正量Vmfasを演算する手段41と、この温度非平衡時の補正量Vmfasで前記演算された付着速度Vmfを補正する手段42と、この補正された付着速度Vmfと前記その時点での付着量Mfとを燃料噴射に同期して加算することにより付着量Mfを更新する手段30と、前記目標燃空比相当量により補正された基本噴射量をさらに前記補正された付着速度Vmfで補正して燃料噴射量Tiを演算する手段31と、この噴射量の燃料を吸気管に供給する手段32と、前記温度差(Tw−Tf)に応じて未燃分補正量を演算する手段36と、この未燃分補正量で前記目標燃空比相当量を補正する手段37とを設けた。
【0016】
第3の発明では、第1または第2の発明において、前記平衡付着量演算手段26は、燃料の単位噴射量あたりの平衡付着量を温度平衡状態での冷却水温に対して適合したマップを、冷却水温の検出値Twに代えて前記吸気弁予測温度Tfを用いて参照することにより平衡付着倍率Mfhtvoを演算する手段と、この付着倍率Mfhtvoと前記演算された基本噴射量Tpと前記未燃分補正量により補正された目標燃空比相当量の積を平衡付着量Mfhとして求める手段とからなる。
【0017】
第4の発明では、図27に示すように、運転条件に応じた基本噴射量Tpを演算する手段21と、目標燃空比相当量を演算する手段22と、この目標燃空比相当量で前記基本噴射量Tpを補正する手段23と、冷却水温を検出する手段24と、吸気弁予測温度Tfを演算する手段25と、燃料の単位噴射量あたりの平衡付着量を温度平衡状態での冷却水温に対して適合したマップを、冷却水温の検出値を用いて参照することにより平衡状態における燃料の吸気管への付着量である平衡付着量Mfhを演算する手段51と、燃料の単位噴射量あたりの平衡付着量を温度平衡状態での冷却水温に対して適合したマップを、冷却水温の検出値Twを用いて参照することにより、その時点での吸気管への燃料の付着量が前記平衡付着量にどの程度の割合で接近するからの割合である分量割合Kmfを演算する手段52と、前記演算された平衡付着量Mfhとその時点での付着量Mfとの差(Mfh−Mf)を演算する手段28と、この差(Mfh−Mf)の付着量と前記演算された分量割合Kmfとに基づいて、燃料噴射弁の1回の噴射あたりに吸気管へ付着する付着量である付着速度Vmfを演算する手段29と、この付着速度Vmfと前記その時点での付着量Mfとを燃料噴射に同期して加算することにより付着量Mfを更新する手段30と、前記目標燃空比相当量により補正された基本噴射量をさらに前記付着速度Vmfで補正して燃料噴射量Tiを演算する手段31と、この噴射量の燃料を吸気管に供給する手段32とを備えるエンジンの空燃比制御装置において、前記冷却水温の検出値Twと前記吸気弁予測温度Tfとの差(Tw−Tf)を演算する手段33と、この温度差(Tw−Tf)に応じた温度非平衡時の平衡付着量または分量割合を補正するための補正量を演算する手段34と、この温度非平衡時の補正量(例えば平衡付着量に対してMfhas、分量割合に対してKmfas)で前記演算された平衡付着量Mfhまたは前記演算された分量割合Kmfを補正する手段35と、前記温度差(Tw−Tf)に応じて未燃分補正量を演算する手段36と、この未燃分補正量で前記目標燃空比相当量を補正する手段37とを設けた。
【0018】
第5の発明は、図28に示すように、運転条件に応じた基本噴射量Tpを演算する手段21と、目標燃空比相当量を演算する手段22と、この目標燃空比相当量で前記基本噴射量Tpを補正する手段23と、冷却水温を検出する手段24と、燃料の単位噴射量あたりの平衡付着量を温度平衡状態での冷却水温に対して適合したマップを、冷却水温の検出値Twを用いて参照することにより平衡状態における燃料の吸気管への付着量である平衡付着量Mfhを演算する手段51と、燃料の単位噴射量あたりの平衡付着量を温度平衡状態での冷却水温に対して適合したマップを、冷却水温の検出値Twを用いて参照することにより、その時点での吸気管への燃料の付着量が前記平衡付着量にどの程度の割合で接近するからの割合である分量割合Kmfを演算する手段27と、前記演算された平衡付着量Mfhとその時点での付着量Mfとの差(Mfh−Mf)を演算する手段28と、この差(Mfh−Mf)の付着量と前記演算された分量割合Kmfとに基づいて、燃料噴射弁の1回の噴射あたりに吸気管へ付着する付着量である付着速度Vmfを演算する手段29と、吸気弁予測温度Tfを演算する手段25と、前記冷却水温の検出値Twとこの吸気弁予測温度Tfとの差(Tw−Tf)を演算する手段33と、この温度差(Tw−Tf)に応じた温度非平衡時の付着速度を補正するための補正量Vmfasを演算する手段41と、この温度非平衡時の補正量Vmfasで前記演算された付着速度Vmfを補正する手段42と、この補正された付着速度Vmfと前記その時点での付着量Mfとを燃料噴射に同期して加算することにより付着量Mfを更新する手段30と、前記目標燃空比相当量により補正された基本噴射量をさらに前記補正された付着速度Vmfで補正して燃料噴射量Tiを演算する手段31と、この噴射量の燃料を吸気管に供給する手段32と、前記温度差(Tw−Tf)に応じて未燃分補正量を演算する手段36と、この未燃分補正量で前記目標燃空比相当量を補正する手段37とを設けた。
【0019】
第6の発明では、第4または第5の発明において、前記平衡付着量演算手段51は、燃料の単位噴射量あたりの平衡付着量を温度平衡状態での冷却水温に対して適合したマップを、冷却水温の検出値を用いて参照することにより平衡付着倍率Mfhtvoを演算する手段と、この付着倍率Mfhtvoと前記演算された基本噴射量Tpと前記未燃分補正量により補正された目標燃空比相当量の積を平衡付着量Mfhとして求める手段とからなる。
【0020】
第7の発明では、第1から第6までのいずれか一つ発明において前記未燃分補正量を前記冷却水温の検出値に応じて補正する。
【0021】
第8の発明では、第1から第6までのいずれか一つの発明において前記未燃分補正量をエンジンの負荷に応じて補正する。
【0022】
第9の発明では、第1から第6までのいずれか一つの発明において前記未燃分補正量をエンジンの回転数に応じて補正する。
【0023】
【発明の効果】
平衡付着量や分量割合を求めるためのデータを温度平衡状態での冷却水温に対して適合しており、このデータを冷却水温の検出値の代わりに吸気弁予測温度を用いて参照することにより平衡付着量や分量割合を演算するのでは、実際に燃料が付着する部分の温度を考慮した平衡付着量や分量割合の演算は行えるものの、平衡付着量や分量割合を求めるためのデータを適合したときと実際に演算を行うときとでエンジンの温度状態が異なる(平衡と非平衡)点を考慮することができない。これに対して、第1の発明のうち先願装置と同じ部分では、冷却水温の検出値を用いて得られる平衡付着量、分量割合に対して温度非平衡時の補正量により補正するので、平衡付着量あるいは付着量が温度非平衡時の要求に合致するものとなり、始動直後の空燃比の制御精度の向上を図ることができる。すなわち、冷却水温と吸気弁予測温度の温度差による補正量によれば、上記の二点を同時に考慮することが可能となる。
【0024】
また、第2の発明のうち先願装置と同じ部分では、平衡付着量と分量割合に対する非平衡時の補正量をともに適合する場合にくらべて、適合する要素が付着速度に対する1つの定数となるので、平衡付着量と分量割合の両方に対して温度非平衡時の補正量の適合作業を行う場合にくらべて適合工数が少なくて済む。
【0025】
先願装置ではその一方で、温度非平衡状態での未燃分の影響を、付着速度(過渡補正量)のみで設定しているため、温度平衡時には空燃比がフラットになっても、温度非平衡状態の過渡後半で付着速度の減量に伴う空燃比のリーン化が現れる。これに対して、第1と第2の各発明では、冷却水温と吸気弁予測温度の温度差に応じた未燃分補正量により目標燃空比相当量が増量補正されるため、温度非平衡状態の加速前半では定常時噴射量(基本噴射量と目標燃空比相当量により定まる)を未燃分の影響を補正して大きくした分だけ先願装置の場合より付着速度(過渡補正量)が減量され、温度非平衡状態の加速後半では定常時噴射量の増量により付着速度の減量が埋め合わされる。つまり、温度非平衡状態での未燃分の影響を、付着速度(過渡補正量)だけでなく、定常噴射量にも分担させるようにしたことから、そのぶん温度非平衡状態の加速後半での空燃比がフラットになるのである。同様にして、温度非平衡状態でアクセルペダルを戻しての減速を行ったときにも、減速後半で空燃比がリーン化することが防止される。
【0026】
第3と第6の各発明では、平衡付着量を未燃分の影響を考慮した目標燃空比相当量に比例させて求めることにより、未燃分の影響を考慮した過渡補正量が設定できるため、冷間始動時から温度平衡状態になるまでのあいだの空燃比をフラットにできる。
【0027】
第4と第5の各発明では、平衡付着量と分量割合を冷却水温の検出値を用いて求めるので、このときには冷却水温の検出値と吸気弁予測温度の差だけ吸気弁予測温度を用いて平衡付着倍率を求める場合よりも平衡付着倍率が小さくなるものの、温度非平衡時の補正量(第4の発明ではMfhas、Kmfas、第5の発明ではVmfas)により、平衡付着量は適切に設定できる。他の発明と同様に未燃分補正により冷間始動時から温度平衡状態になるまでのあいだの空燃比をさらにフラットにすることができる。
【0028】
【発明の実施の形態】
図1において、吸入空気はエアクリーナから吸気管8を通り、燃料はコントロールユニット(図ではC/Uで略記)2よりの噴射信号に基づき燃料噴射弁7からエンジン1の吸気弁に向けて噴射される。シリンダ内で燃焼したガスは排気管9を通して触媒コンバータ10に導入され、ここで燃焼ガス中の有害成分(CO、HC、NOx)が三元触媒により清浄化されて排出される。
【0029】
吸入空気の流量Qaはホットワイヤー式のエアフローメータ6により検出され、アクセルペダルと連動する吸気絞り弁5によってその流量が制御される。
【0030】
エアフローメータ6からの空気量信号は、排気中の酸素濃度を検出する空燃比センサ3、クランク角の基準位置信号(Ref信号)と角度信号とを出力するクランク角センサ4、ウォータージャケットの冷却水温Twを検出する水温センサ11、スタータの作動を検出するスタータスイッチ12からの信号とともに、コントロールユニット2に入力される。
【0031】
コントロールユニット2では、エアフローメータ6により検出される吸入空気量とエンジン回転数Neとから基本噴射パルス幅Tpを演算するとともに、加減速時にはこのTpに過渡補正量Kathosを加算することによって燃料補正を行っている。この過渡補正量Kathosは、具体的には燃料壁流に対する補正分であるため、加減速時に限らず、燃料壁流が大きく変化する始動時にも働く。この場合に、壁流燃料量は壁流燃料が流れる部位の温度に大きく依存するので、噴射弁より吸気弁の傘裏部に向けて燃料のすべてを噴射する場合には(燃料の一部を噴射する場合にも)、吸気弁温度を予測し、この吸気弁予測温度Tfを用いて過渡補正量Kathosを演算することになる。
【0032】
吸気弁温度は始動直後に冷却水温Twとほぼ等しく、暖機後は冷却水温Twより所定値だけ高い温度(たとえば約80℃)に落ち着き、その変化は吸入空気量で定まる時定数に応じた一次遅れとなる。このため、特開平1−305142号公報のように、吸気弁温度を予測するものが提案されているが、実際の演算ロジック上では、所定値だけTwより低い温度から始め、Twに向かって変化する値である壁流補正用温度Twfを導入している。
【0033】
これについて概説(詳細は特開平3−134237号公報参照)すると、図2のフローチャートは壁流補正用温度Twfを演算するためのもので、タイマ同期によりたとえば1secごとに一度実行する。
【0034】
ステップ1ではファイアリング時(燃焼時)であるかどうか判定し、そうでなければステップ2に進む。
【0035】
ステップ2では現在の冷却水温Twから図3を内容とするテーブルを参照して壁流補正用温度の初期値Inwftを求める。同図において1点鎖線がInwft=Twのラインであり、ここでは吸気弁に向けて燃料を噴射する構成であるため、吸気弁に向かう噴射燃料の割合に応じて、実線のようにTwよりも低い値となるように設定する。
【0036】
ステップ3、4ではエンジンが非回転時にあるかどうか、スタートスイッチがONであるかどうかをみて、エンジンが回転しておりかつスタートスイッチがONにあることより始動直前にあると判断した場合、またはステップ3でエンジンが回転していないことよりエンスト時である判断した場合は、いずれもステップ5に進み、壁流補正用温度初期値Inwftを用いて壁流補正用温度Twfを、
Twf=Inwft×ENSTSP#+Twf−1sec×(1−ENSTSP#) …(2)
ただし、Twf−1sec:1sec前のTwf
ENSTSP#:始動前またはエンスト時の温度変化割合 (一定値)
の式により一次遅れで求め、図2のフローを終了する。
【0037】
一方、ステップ1でファイアリング時であると判断すればステップ6、7で吸入空気量Qaから図4を内容とするテーブルを参照してファイアリング時の温度変化割合Fltspを求め、現在の冷却水温Twを用いてファイアリング時の壁流補正用温度Twfを、
Twf=Tw×Fltsp+Twf−1sec×(1−Fltsp) …(3)
の式により一次遅れで求め、図2のフローを終了する。
【0038】
図4においてQaが増すほどFltspの値を大きくしているのは、Qaが大きくなるほど単位時間当たりの燃焼発生熱が大きくなり、燃料付着部への伝熱の速度が早くなるからである。
【0039】
図5のフローチャートは壁流補正用温度の初期化のためのもので、ステップ11では現在の冷却水温Twから壁流補正用温度の初期値Inwftを計算し、ステップ12でTwf=Inwftと置いている。
【0040】
このようにして得られる壁流補正用温度Twfは暖機中になると、図6の右半分に示したように冷却水温Twと一致することになるが、始動直後のTwfは図6の左半分に示したように壁流補正用温度の初期値Inwftから始まって一次遅れで冷却水温Twに収束する。なお、図6の左半分は始動直後の、右半分は暖機中(図6の左半分の始動直後と同一水温で加速した場合)の各波形で、図中のIg/swはイグニッションスイッチ、スタータ/swはスタータースイッチの略語である。
【0041】
次に、図7のフローチャートは過渡補正量Kathosを演算するためのもので、このルーチンは10ms周期で実行する。なお、図7のステップ22、23、24、26、27は後述するため説明しない。
【0042】
ステップ21では、
Mfh=Tp×Mfhtvo …(4)
ただし、Tp:基本噴射パルス幅
Mfhtvo:付着倍率
の式により平衡付着量Mfhを計算する。
【0043】
ここで、付着倍率Mfhtvoは従来と同様にして求める。Mfhtvoは単位基本噴射パルス幅当たりの平衡付着量のことであり、これは負荷(Tp)と回転数Nと冷却水温Twをパラメータとして適合されているので、その冷却水温Twの代わりに壁流補正用温度Twfを用いて求める。
【0044】
具体的には、Twfの上下各基準温度TwfiとTwfi+1(iは1から4(あるいは5)までの整数)に対する基準付着倍率データMfhtwfiとMfhtwfi+1を用い、Twf、Twfi、Twfi+1による補間計算で求める。たとえば、Mfhtwf1、Mfhtwf2と、基準温度Twf1、Twf2、現在の壁流補正用温度Twfを用いて
Mfhtvo=Mfhtwf1+(Mfhtwf2−Mfhtwf1)×(Twf1−Twf)/(Twf1−Twf2) …(5)
の式(直線補間計算式)によりMfhtvoを計算する。
【0045】
上記の基準付着倍率データMfhtwfiは
Mfhtwfi=Mfhqi×Mfhni …(6)
ただし、Mfhqi:基準付着倍率負荷項
Mfhni:基準付着倍率回転項
の式により計算する。
【0046】
ここで、Mfhqiのマップはα−N流量Qh0と冷却水温Twをパラメータとして適合されているので、その冷却水温Twの代わりに壁流補正用温度Twfを用い、補間計算付きでそのマップを参照して求める。なお、Qh0は絞り弁開度TVOと回転数Neから求められる絞り弁部の空気流量で、既に公知のものである。Mfhniは回転数Nから補間計算付きで所定のテーブルを参照して求める。MfhqiのマップとMfhniのテーブルは、後述するKmfatのマップとKmfnのテーブルとともに、理論空燃比のときにマッチングしたデータが格納されている。
【0047】
このようにして求めたMfhに対して、現時点での付着量(予測変数)Mfが1噴射当たりにどの程度の割合で接近するかの割合を表す係数(つまり分量割合)Kmfをステップ25において基本分量割合Kmfatと分量割合回転補正率Kmfnの積から演算する。
【0048】
ここで、Kmfatのマップは、α−N流量Qh0と冷却水温Twをパラメータとして適合されているので、その冷却水温Twの代わりに壁流補正用温度Twfを用い、補間計算付きでそのマップを参照する。KmfnはNから補間計算付きで所定のテーブルを参照する。
【0049】
このようにして求めた分量割合Kmfをステップ28においてMfhと現時点での付着量Mfとの差に乗じる演算により、つまり
Vmf=(Mfh−Mf)×Kmf …(7)
の式により付着速度(1噴射当たりの付着量のこと)Vmfを求める。
【0050】
ここで、Mfはその時点での付着量の予測変数であり、したがって(Mfh−Mf)の付着量は平衡付着量からの過不足量を示し、この値(Mfh−Mf)が分量割合Kmfにてさらに補正されるのである。
【0051】
このようにして付着速度Vmfを求めた後、ステップ29、30ではVmfをさらに軽質燃料使用時における減速時のオーバーリーン防止のための補正率Ghfによって補正して過渡補正量Kathosを求め、図7のフローを終了する。
【0052】
図8のフローチャートはこうして求められた過渡補正量Kathosを加味して最終的な燃料噴射パルス幅Tiを演算する処理を示しており、これも10ms周期で実行する。
【0053】
ステップ41ではそのときの吸入空気量Qaと回転数Neから所定の空燃比(たとえば理論空燃比)が得られる基本噴射パルス幅Tp(=K・Qa/Ne、ただしKは定数)を求め、ステップ42では目標燃空比相当量Tfbyaを演算する。このTfbyaの演算については図9のフローチャートにより説明する。
【0054】
ステップ51、52、53ではそれぞれ燃空比補正係数Dml、水温増量補正係数Ktw、始動後増量補正係数Kasを従来と同じに求め、ステップ55において
Tfbya=Dml+Ktw+Kas …(8)
の式により目標燃空比相当量Tfbyaを計算する。なお、ステップ54の未燃分補正係数Kubについては後述する。
【0055】
ここで、目標燃空比相当量Tfbyaは1.0を中心とする値で、たとえば冷間始動直後のアイドル時のとき(燃空比補正係数Dml=1.0)、水温増量補正係数Ktwと始動後増量補正係数Kasとが0でない正の値を持つため目標燃空比相当量Tfbyaが1.0より大きくなり、空燃比がリッチ側になってエンジン安定性が高められる。また、暖機終了後(Ktw=0、Kas=0)の高負荷時にはDmlが1.0よりも大きな値(たとえば1.2)に切換わり、このときもリッチ側の空燃比(出力空燃比)で運転が行われる。さらに、リーン運転領域になったときには、燃空比補正係数Dmlがたとえば0.66(空燃比でほぼ22)となり、このリーン空燃比の運転により燃料消費が抑制される。
【0056】
このようにして目標燃空比相当量Tfbyaを演算したら図8に戻り、ステップ43で
Ti=(Tp+Kathos)×Tfbya×α×2+Ts…(9)
ただし、α:空燃比フィードバック補正係数
Ts:無効噴射パルス幅
の式により燃料噴射弁に与える燃料噴射パルス幅Tiを計算し、このTiをステップ44において出力レジスタにストアすることでクランク角センサの出力にしたがって所定の噴射タイミングでの噴射に備える。
【0057】
(9)式の空燃比フィードバック補正係数αは制御空燃比が理論空燃比を中心とするいわゆるウィンドウに収まるようにO2センサ出力に基づいて演算される値、無効噴射パルス幅Tsは噴射弁が噴射信号を受けてから実際に開弁するまでの作動遅れを補償するための値である。また、(9)式はシーケンシャル噴射(4気筒ではエンジン2回転毎に1回、各気筒の点火順序に合わせて噴射)の場合の式であるため、数字の2が入っている。
【0058】
図10のフローチャートは噴射タイミングに同期(具体的にはRef信号同期)したフローチャートで、所定の噴射タイミングになると、ステップ61において噴射を実行したあと、ステップ62では、上記の(7)式で得た付着速度Vmfを用いて次回の処理時に用いる付着量Mfを、
Mf=Mf−1Ref+Vmf …(10)
の式により更新する。
【0059】
(10)式中のMf−1Refは前回噴射終了時(エンジン2回転前)の付着量であり、これに今回の噴射時に加えられるVmfを加算した値が今回の噴射終了時点での付着量Mf(左辺のMf)となる。この付着量Mfの値が次回のVmfの演算時に用いられる。(10)式の右辺のMf−1Refが付着速度Vmfの演算直前の値であるのに対して(10)式の左辺のMfはVmfの演算直後の値である。したがって、内容的には(7)式のMfの値を(10)式右辺のMf−1Refに入れて(10)式左辺のMfを計算することになる。(10)式で左辺と右辺に付着量が出てくるのは、付着量を1噴射ごとにサイクリックに更新していく構成であるからである。
【0060】
なお、Mfの初期値Mfsは始動時の冷却水温Twに応じて求めている(Twが低いほどMfsの値が大きくなる)。
【0061】
さて、上記のMfhtvoとKmfを求めるためのデータ(具体的には上記の基準付着倍率負荷項Mfhqiのマップデータと基本分量割合Kmfatのマップデータ)とは、温度平衡状態での冷却水温に対して適合している。逆にいえば、温度非平衡状態でMfhqiやKmfatを適合することは事実上不可能なわけである。したがって、冷却水温の代わりに壁流補正用温度Twfを用いてMfhtvo、Kmfを求める際のTwfも、本来なら平衡状態での温度でなければならない。そのため、温度平衡状態での冷却水温に対して適合させているデータを、冷却水温に代えて壁流補正用温度Twf用いて参照するだけでは、MfhtvoやKmfを求めるためのデータを適合したときと実際にMfhtvoやKmfの演算を行うときとでエンジンの温度状態が異なる点を考慮することができない。
【0062】
これに対処するため先願装置(特願平7−120026号参照)では、MfhとKmfを求めるためのデータを温度平衡状態での冷却水温に対して適合している場合に、このデータを冷却水温に代えて壁流補正温度Twfを用いて参照することによりMfhとKmfを演算するとともに、TwとTwfとの温度差(Tw−Twf)に応じた温度非平衡時の補正倍率を演算し、この温度非平衡時の補正倍率で前記演算されたMfhとKmfとを補正する。詳細には図7のフローチャートにおいてステップ22、23、24、26、27を追加して設けている。
【0063】
まず、図7のステップ22ではTwとTwfの温度差Dtwfを演算し、ステップ23、24において、この温度差Dtwfから図11を内容とするテーブルを、補間計算付きで参照してMfhに対する温度非平衡時の補正倍率Mfhasを求め、この補正倍率MfhasをMfh(ステップ21で既に得ている)に乗算することによってMfhを補正する。補正後の値はステップ24において改めてMfhとおく。
【0064】
同様にしてステップ26、27で温度差Dtwfから図12を内容とするテーブルを参照してKmfに対する温度非平衡時の補正倍率Kmfasを求め、この補正倍率KmfasをKmf(ステップ25で既に得ている)に乗算することによってKmfを補正し、補正後の値を改めてKmfとおく。
【0065】
ここで、Mfhasは図11に示すように温度差Dtwfが大きくなるほど大きくなる値、またKmfasは図12に示すように温度差Dtwfが小さくなるほど1に近くなる値である。
【0066】
なお、先願装置ではDtwfが大きくなるほどKmfasが小さくなると記載したが、正確にはKmfasは壁流の蒸発時定数のみで定まる値でなく、吸気ポート壁への付着率にも相関があるため、Dtwfが大きくなるほどKmfasが大きくなる(またはDtwfが大きくなるほどKmfasが小さくなる)と一概にいうことはできない(図12参照)。
【0067】
このようなMfhas、Kmfasの特性は図13より導かれる。
【0068】
図13に示すように、Twfを用いたときのMfhと要求Mfhとのずれ、またTwfを用いたときのKmfと要求Kmfとのずれは、ともに始動直後に最も大きく、TwとTwfの温度差が小さくなるとともに減少するはずである。これは、始動直後にTwとTwfの温度差が最も大きく始動後時間とともにその差が徐々に小さくなっているのに対応するのであり、TwとTwfの温度差が大きいほど吸気弁温度の非平衡状態の程度も大きいと推定するわけである。
【0069】
ここで、非平衡状態のときのMfhの要求が平衡状態のときの要求よりも大きくなる場合の先願装置の作用を図14を参照しながら説明すると、第2段目、第3段目、第4段目において、細実線が従来例による、太実線が先願装置による波形図である。
【0070】
従来例のようにTwfを用いたMfhでは温度平衡時の要求になるので、温度非平衡時の要求よりもMfhが不足し、またTwfを用いたKmfにより与えられるMfでは、温度非平衡時の要求よりMfの変化が遅すぎる(応答が悪すぎる)ことになり、これによってVmfが温度非平衡時の要求よりも不足して始動直後の空燃比(図ではA/Fで略記、図20、図21において同じ)がリーン側にずれている。
【0071】
これに対して先願装置では、Twに代えてTwfを用いて得られるMfh、Kmfに対して温度非平衡時の補正倍率Mfhas、Kmfasにより補正、つまりMfhがMfhasにより温度平衡時の要求よりも大きくなる側に、かつKmfがKmfasによりMfの応答性が温度平衡時の要求よりも大きくなる側に補正するので、Mfh、Mfとも温度非平衡時の要求に合致するものとなり、Vmfが温度非平衡時の要求に近づいて始動直後の空燃比のリーン化を防ぐことができる。
【0072】
なお、図12で前述したように、Kmfasが1より小さい場合においても、Mfhasで増量されるMfhによりMfの応答が速くなることはいうまでもない。実際にも始動直後は吸気ポート壁流にとられる燃料が多く、Mfの変化が速いものとなっている。
【0073】
さて、先願装置を実際にエンジンに適用してみると、目標燃空比相当量Tfbyaを基本噴射パルス幅Tpに乗算することによってTpを補正している場合に、温度非平衡状態の加速直後は空燃比がフラットになるものの、図20に示すように、温度非平衡状態の加速後半で空燃比がリーンとなることが明らかとなった。
【0074】
これに対処するため第1実施形態では、未燃分補正係数Kubを新たに導入し、この未燃分補正係数Kubで目標燃空比相当量Tfbyaを補正するとともに、この補正されたTfbyaをもパラメータとして平衡付着量Mfhを演算する。
【0075】
詳細には、図9に示したTfbyaの演算ルーチンおいてステップ54を追加し、かつステップ55を変更するとともに、図7に示したKathosの演算ルーチンにおいてステップ21を変更する。また、この変更に合わせて、図8に示したTiの演算ルーチンにおいてステップ43を変更する。
【0076】
まず、図9のステップ54では未燃分補正係数Kubを演算する。このKubの演算については図15のフローチャートにより説明する。
【0077】
ステップ71では、温度差Dtwf(=Tw−Twf)より補間計算付きで図16を内容とするテーブルを参照して未燃分補正係数の基本値Kub0を求める。たとえば、吸気弁温度は冷却水温Twにほぼ80℃を加えた値が平衡温度であるため、Twfの初期値は−80℃で設定している。したがって、図16に示したように、始動直後の温度差Dtwfは80℃であり、このときのKub0を最大値(1.0より小さな値)とし、温度平衡時(つまりDtwf=0のとき)にKub0が0となるようにしている。
【0078】
ステップ72、73、74ではそれぞれ冷却水温Tw、基本噴射パルス幅Tp、回転数Neより図17、図18、図19を内容とするテーブルを参照して水温補正率Kubas、負荷補正率Kubtp、回転補正率Kubnを求め、ステップ75において
Kub=Kub0×Kubas×Kubtp×Kubn …(11)
の式により未燃分補正係数Kubを計算する。なお、これらテーブル参照も補間計算付きである。
【0079】
ここで、未燃分補正係数の基本値Kub0は所定の冷却水温、負荷、回転数の条件で適合しているため、この条件と異なる冷却水温、負荷、回転数となったときは、Kub0の値が不適切となる。たとえば、適合時の冷却水温より高くなれば未燃分が減るので、図17のように冷却水温Twが高くなるほどKubasの値を小さくするのである。同様にして、負荷が小さくなるほど未燃分が減るのに合わせてKubtpを図18のように、また回転数が上昇するほど未燃分が減るのに合わせてKubnを図19のように与えている。
【0080】
このようにして未燃分補正係数Kubの演算を終了したら図9に戻り、ステップ55で上記の(8)式に代えて、
Tfbya=Dml+Ktw+Kas+Kub …(12)
の式により目標燃空比相当量Tfbyaを計算する。
【0081】
TfbyaとTpは定常時噴射量を定める値であり、(12)式により未燃分補正係数Kub加えることによって、冷間始動時の温度非平衡状態では、Dtwfが0でない正の値をとって、定常時噴射量を増量するのである。
【0082】
また、図7のステップ21では上記の(4)式に代えて
Mfh=Tp×Mfhtvo×Tfbya …(13)
ただし、Tp:基本噴射パルス幅
Tfbya:目標燃空比相当量
Mfhtvo:付着倍率
の式により平衡付着量Mfhを計算し、これに合わせて図8のステップ43では上記の(9)式に代えて、
Ti=(Tp×Tfbya+Kathos)×α×2+Ts…(14)
ただし、α:空燃比フィードバック補正係数
Ts:無効噴射パルス幅
の式により燃料噴射弁に与える燃料噴射パルス幅Tiを計算する。
【0083】
付着倍率Mfhtvoを求めるためのデータは、目標燃空比相当量Tfbya=1.0に対するマッチングデータであるため、このマッチングデータを用いて得られる平衡付着量はTfbya=1.0に対しては適切であっても、目標燃空比相当量Tfbyaが1.0以外の値であるときにはその差の分だけ平衡付着量Mfhの演算に誤差が生じること、また平衡付着量MfhはTfbyaにほぼ比例することから、(13)式に示したように、Tfbya=1.0に対する値(Avtp×Mfhtvo)をTfbya倍することによって、そのときのTfbyaに対応して過不足なく平衡付着量Mfhを与えるのである。
【0084】
また、(14)式では(9)式と相違して過渡補正量Kathosに対して目標燃空比相当量Tfbyaを乗算していない。これは、(13)式により目標燃空比相当量Tfbyaをすでに平衡付着量Mfhの計算に用いているからである。
【0085】
ここで、本発明の作用を図21を参照しながら説明する。
【0086】
先願装置では温度非平衡状態での未燃分の影響をKathosのみで設定しているため、温度非平衡状態の加速前半には空燃比がフラットになっても、温度非平衡状態の加速後半で空燃比のリーン化が現れることを前述した。
【0087】
これに対し、本発明では、温度差Dtwf(=Tw−Twf)に応じた未燃分補正係数の基本値Kub0によりTfbyaが増量補正されるため定常時噴射量(Tp×Tfbyaにより定まる)が先願装置の場合(図21最下段の破線参照)より増量されることによりMfhが先願装置の場合より小さくなり、Kathosによる増量が先願装置での温度非平衡状態の加速前半より抑制されている。ただし、MfhをTfbyaに比例させている分だけ大きくなるので、Mfhはある程度は大きくなっている。このようにして温度非平衡状態の加速前半でのKathosによる増量が小さくなると、温度非平衡状態の加速後半におけるKathosによる減量も小さくなる。このように、温度非平衡状態に応じた未燃分補正を行うことで、Tp×Tfbyaの増量分によりKathosの減量を埋め合わせることができ、冷間始動時から温度平衡状態になるまでのあいだの空燃比(第2段目の実線参照)がフラットになるのである。
【0088】
言い換えると、本発明では、目標燃空比相当量Tfbyaに未燃分補正係数Kubの基本値Kub0を加えることで、定常時噴射量に対する未燃分補正を行うとともに、そのKub0が加えられたTfbyaに応じてMfhを演算させることにより、過渡補正量に対する未燃分補正をも行う(未燃分補正を定常噴射量と過渡補正量とに分けて行う)のである。この結果、本発明では、温度が大きく変化する非平衡状態での未燃分の影響に即して定常時噴射量と過渡補正量を設定することができるので、冷間始動時より温度平衡時に達するまでのあいだも、空燃比をフラットに保つことができる。
【0089】
なお、温度非平衡状態の減速時は、温度非平衡状態の加速時と若干異なる面がある。先願装置において温度非平衡状態の加速時との対比で考えた場合、温度非平衡状態の減速後半で空燃比がリッチになりそうであるが、そうはならず温度非平衡状態の減速後半に空燃比がリーン化する。これは、先願装置において図22に示したように、温度非平衡状態の加速と減速を考えた場合、減速時のMfhが温度平衡状態より増量側にくるため、減速後半でKathos>0にならない(つまり減速時には減量補正しか発生しない)からである。この温度非平衡状態の減速後半での空燃比のリーン化についても、本発明の未燃分補正により防止できる。ただし、Kubの導入されていない先願装置においても、温度非平衡状態の減速時にKmfを適切に設定することによりこの温度非平衡状態の減速後半の空燃比のリーン化を防止できる。したがって、先願装置との作用の違いは、特に温度非平衡状態の加速時に現れることになる。
【0090】
また、未燃分補正係数の基本値Kub0は所定の冷却水温、負荷、回転数の条件で適合しているため、この条件と異なる冷却水温、負荷、回転数となったときには、Kub0の値が不適切となるのであるが、本発明では、適合時の冷却水温より高くなるほど未燃分が減るのに合わせて冷却水温Twが高くなるほど基本値Kub0を小さくする側に補正するので、適合時の冷却水温と異なる冷却水温のときでも、未燃分補正係数Kubを精度良く与えることができる。同様にして、負荷が小さくなるほど未燃分が減るのに合わせて負荷が小さくなるほど基本値Kub0を小さくする側に、また回転数が上昇するほど未燃分が減るのに合わせて回転数が大きくなるほど基本値Kub0を小さくする側に補正するので、適合時の負荷や回転数と異なる負荷や回転数のときにも、未燃分補正係数Kubが不適切となることがない。
【0091】
図23のフローチャートは第2実施形態で、第1実施形態の図7に対応する。図7と同一の部分には同一のステップ番号をつけている。
【0092】
この実施形態は、第1実施形態と相違して、Kmfに対する温度非平衡時の補正倍率Kmfasだけを導入(つまり図7のステップ23、24がない)した先願装置に、本発明を適用したものである。第1実施形態で説明したように、温度非平衡状態では未燃分補正係数Kubの分だけ目標燃空比相当量Tfbyaを介して平衡付着量Mfhが大きくなるのであるから、未燃分補正係数Kubの分だけ目標燃空比相当量Tfbyaを介して定常噴射量(Tp×Tfbyaにより定まる)を先願装置より大きくするだけでも、第1実施形態と同様の作用効果が得られるのである。
【0093】
フローチャートには図示しないが、第3実施形態は、先願装置(Mfhas、Kmfasを導入するもの)に対して未燃分補正係数Kubを目標燃空比相当量Tfbyaに加えることにより、温度非平衡状態での定常時噴射量に未燃分補正を施すようにしたものである。つまり第1実施形態と相違して、未燃分補正係数Kubを加えた目標燃空比相当量Tfbyaをもパラメータとしては平衡付着量Mfhを演算しないが、Mfhas、Kmfasの各補正量を先願装置の値と変えることにより、他の実施形態と同様の効果が得られる。
【0094】
本発明の前提とする先願装置は、
▲1▼Mfhに対する温度非平衡時の補正倍率MfhasとKmfに対する温度非平衡時の補正倍率Kmfasをともに導入するもの(図7参照)、
▲2▼Kmfに対する温度非平衡時の補正倍率Kmfasだけを導入するもの(図23参照)
で説明したが、
▲3▼Vmfに対する温度非平衡時の補正倍率Vmfasを導入するもの(先願装置の第4実施例)
を本発明の前提とする先願装置としてもかまわない。
【0095】
また、実施形態ではMfhas、Kmfasを、温度差Dtwfをパラメータとして割り付けるもので説明したが、
▲4▼Mfhas、Kmfas、Vmfasを、温度差Dtwfのほかに、Tw、Twf、始動時水温のいずれか一つをパラメータとして割り付けるもの、
▲5▼Mfhas、Kmfas、Vmfasを、温度差Dtwfのほかに、エンジンの負荷をパラメータとして割り付けるもの
を本発明の前提とする先願装置として用いることができることはいうまでもない。
【0096】
実施形態では吸気弁予測温度としての壁流補正温度Twfで説明したが、上記(1)式の吸気弁予測温度Tfそのものを用いることができることはいうまでもない。
【0097】
ところで、実施形態ではMfhtvoを冷却水温Twの代わりにTwfを用いて求めているが、Twを用いて求めてもかまわない。このときにはTw−Twfの分だけTwfを用いてMfhtvoを求める場合よりもMfhtvo(Mfh)が小さくなるので、MfhasまたはKmfasの値を他の実施形態とは異なる値に設定することにより、他の実施形態と同様に冷間始動時から温度平衡状態になるまでのあいだの空燃比をフラットにすることができる。
【図面の簡単な説明】
【図1】第1実施形態の制御システム図である。
【図2】壁流補正用温度Twfの演算を説明するためのフローチャートである。
【図3】壁流補正用温度の初期値Inwftの特性図である。
【図4】ファイアリング時の温度変化割合Fltspの特性図である。
【図5】壁流補正用温度の初期化を説明するためのフローチャートである。
【図6】始動直後と暖機中の壁流補正用温度Twfの変化を説明するための波形図である。
【図7】過渡補正量Kathosの演算を説明するためのフローチャートである。
【図8】燃料噴射パルス幅Tiの演算を説明するためのフローチャートである。
【図9】目標燃空比相当量Tfbyaの演算を説明するためのフローチャートである。
【図10】噴射タイミングに同期するフローチャートである。
【図11】Mfhに対する温度非平衡時補正倍率Mfhasの特性図である。
【図12】Kmfに対する温度非平衡時補正倍率Kmfasの特性図である。
【図13】先願装置の作用を説明するための波形図である。
【図14】先願装置の作用を説明するための波形図である。
【図15】未燃分補正係数Kubの演算を説明するためのフローチャートである。
【図16】未燃分補正係数の基本値Kub0の特性図である。
【図17】水温補正項Kubasの特性図である。
【図18】負荷補正項Kubtpの特性図である。
【図19】回転補正項Kubnの特性図である。
【図20】先願装置の作用を説明するための波形図である。
【図21】第1実施形態の作用を説明するための波形図である。
【図22】第1実施形態の作用を説明するための波形図である。
【図23】第2実施形態の過渡補正量Kathosの演算を説明するためのフローチャートである。
【図24】従来例の作用を説明するための波形図である。
【図25】第1の発明のクレーム対応図である。
【図26】第2の発明のクレーム対応図である。
【図27】第4の発明のクレーム対応図である。
【図28】第5の発明のクレーム対応図である。
【符号の説明】
1 エンジン本体
2 コントロールユニット
4 クランク角センサ
6 エアフローメータ
7 燃料噴射弁[0001]
TECHNICAL FIELD OF THE INVENTION
BACKGROUND OF THE
[0002]
[Prior art]
Generally, the deviation of the air-fuel ratio from the target value at the time of acceleration / deceleration of the engine is caused by a so-called quantitative change of the wall-flow fuel, which adheres to the intake manifold and the intake port and flows through the wall surface to the cylinder in a liquid state. Various proposals have been made for performing fuel correction using the excess or deficiency caused by the wall flow fuel as a transient correction amount.
[0003]
In this embodiment, two values, an equilibrium adhesion amount Mfh and a quantity ratio Kmf, are determined in advance based on the engine load, the engine speed Ne, and the cooling water temperature Tw, and are calculated per unit cycle using a certain arithmetic expression. The adhesion amount (per injection) Vmf is determined, and the basic injection amount Tp is corrected with the adhesion speed Vmf. The above-mentioned quantity ratio Kmf is a coefficient indicating how much the fuel of the difference (Mfh-Mf) between Mfh and the adhesion amount (predictive variable) Mf at that time is reflected in the correction of the fuel injection amount. is there.
[0004]
However, even when fuel is injected not toward the intake port but toward the intake valve, the use of the above-mentioned equilibrium adhesion amount Mfh calculated from the cooling water temperature Tw and the distribution ratio Kmf makes it particularly cold. An air-fuel ratio error occurs immediately after starting. Since the wall flow fuel amount at this time depends on the temperature of the intake valve through which the wall flow fuel flows, the temperature difference between the intake valve temperature and the cooling water temperature Tw becomes the estimation error of the wall flow fuel, and the air-fuel ratio error It happens.
[0005]
Therefore, in the apparatus disclosed in JP-A-1-305142, Mfh and Kmf are obtained by predicting the intake valve temperature and using the predicted intake valve temperature in place of the cooling water temperature Tw. The intake valve temperature is almost equal to the cooling water temperature Tw immediately after the start, and after warming up, settles to a temperature (for example, about 80 ° C.) higher than the cooling water temperature Tw by a predetermined value, and its change depends on a time constant determined by the amount of intake air. Since the first-order lag occurs, the equilibrium intake valve temperature Th and the lag time constant SPTF are determined in advance using the load and the rotation speed as parameters.
Tf = Th × SPTF + Tf -1 × (1-SPTF) (1)
Where Tf -1 : Previous value of Tf
(That is, a first-order lag equation) is used to determine the predicted intake valve temperature Tf.
[0006]
However, on the actual arithmetic logic, a value Twf that converges from the temperature lower than the cooling water temperature Tw by a predetermined value toward the cooling water temperature Tw with a first-order delay at the time of starting (this is referred to as a wall flow correction temperature) Twf is given at the time of starting. (See JP-A-3-134237).
[0007]
[Problems to be solved by the invention]
By the way, the data for obtaining the above Mfh and Kmf are adapted in a state where the cooling water temperature Tw is originally fixed and the intake valve temperature is settled to a temperature higher than the cooling water temperature Tw by a predetermined value (that is, a temperature equilibrium state). I have. Conversely, it is practically impossible to match Mfh and Kmf in a temperature non-equilibrium state. Therefore, Twf when Mfh and Kmf are determined using the wall flow correction temperature Twf instead of the cooling water temperature Tw must also be a temperature in an equilibrium state.
[0008]
However, in the above-described apparatus in which the data of Mfh and Kmf adapted to the cooling water temperature in the equilibrium state is simply used as the wall flow correction temperature Twf instead of the cooling water temperature Tw, the temperature non-equilibrium state is simulated. It is intended to handle. To give an example, the above-mentioned apparatus has a temperature equilibrium state where Twf is 40 ° C. (the cooling water temperature Tw is 40 ° C.) and a temperature non-equilibrium state where Twf is 40 ° C. (the cooling water temperature Tw is 40 ° C.) This is equivalent to treating the same as the same state. For this reason, an air-fuel ratio error occurs immediately after the engine starts, in which the wall-flow correction temperature Twf is continuously in a temperature non-equilibrium state.
[0009]
For this reason, as shown in FIG. 13, Mfh using Twf is less than the required Mfh, and a change in Mf due to Kmf using Twf is too slow in response to a change in Mf due to the required Kmf, Conversely, Mfh is excessive and the response of Mf is too fast.
[0010]
More specifically, as shown in FIG. 24, (1) shows a change in Twf in a temperature equilibrium state of 20 ° C., (2) shows a change in Twf in a case of starting at 40 ° C., and (3) shows a change in Twf in a case of starting at 80 ° C. It is a thing. However, the cooling water temperature Tw is constant for convenience of explanation. In (1), since Twf is in the temperature equilibrium state of 20 ° C., the data of Mfh and Kmf that are suitable in the temperature equilibrium state can be used as they are. However, in the cases (2) and (3), the data at the time of equilibrium needs to be corrected at the time of temperature non-equilibrium. It should be noted that, even in the same temperature non-equilibrium state shown in (2) and (3), it is needless to say that (3) in which the difference between Twf and Tw at the position of the mark is larger requires larger correction.
[0011]
Therefore, when the data for obtaining Mfh and Kmf is adapted to the cooling water temperature in the temperature equilibrium state, this data is replaced with the detected value Tw of the cooling water temperature and the predicted intake valve temperature (or the wall flow correction temperature). ) To calculate Mfh and Kmf, and calculate the correction magnifications Mfhas and Kmfas at the time of temperature non-equilibrium according to the difference Dtwf (= Tw-Twf) between Tw and Twf, and calculate the Mfhas and Kmfas. Proposed a method of correcting the conventional Mfh and Kmf to improve the control accuracy of the air-fuel ratio immediately after the start, in which the predicted intake valve temperature (or the wall flow correction temperature) becomes a continuous temperature non-equilibrium state. No. 7-120026). This device is hereinafter referred to as a prior application device.
[0012]
However, when the prior application apparatus is actually applied to an engine, when the throttle valve is widely opened and acceleration is performed immediately after a cold start (temperature non-equilibrium state), as shown in FIG. Although the air-fuel ratio became flat in the first half of the acceleration and the target was achieved, it became clear that the air-fuel ratio became lean in the second half of the acceleration in the temperature non-equilibrium state. Then, when experiments were conducted at different temperatures, it was found that the leaner component became more noticeable as the temperature became lower. Analysis shows that the effect of unburned fuel that exists in the temperature non-equilibrium state (wall flow fuel has a response delay but almost always enters the cylinder and contributes to combustion. There is a fuel component that becomes unburned HC and a fuel component that enters the crankcase from the cylinder through the gap of the piston ring and melts into the oil. Such unburned component does not contribute to combustion. It has been found that there is a problem in trying to apply all of the flow correction fuel (which is different from the flowing fuel) to the transient correction amount Kathos. That is, in order to prevent a lean portion in the first half of the acceleration in the temperature non-equilibrium state, the larger the temperature difference Dtwf between Tw and Twf, the larger the correction magnification Mfhas is. Since the ratio of the first half of the acceleration in the temperature non-equilibrium state is set appropriately by the correction magnification, Mfh in the first half of the acceleration in the temperature non-equilibrium state (see the solid line in the third row in FIG. 20) and Kathos (FIG. (See the fourth solid line). Thereafter, as Dtwf decreases, Mfh rapidly decreases. After the amount Mf (see the dash-dot line in the third row) catches up with the decreasing equilibrium amount Mfh, Kathos (from the bottom to the second). Since the value of (see the stage) is a negative value and becomes a large value (fuel reduction correction is performed), the air-fuel ratio becomes lean corresponding to the period in which Kathos is a negative value. In view of this, the present invention applies the prior application device to a device in which the basic injection amount is corrected based on the target fuel-air ratio equivalent amount, and sets the unburned fuel correction amount according to the temperature difference (Tw-Tf). It is intended to flatten the air-fuel ratio even in the latter half of the transition of the temperature non-equilibrium state by calculating and correcting the target fuel-air ratio equivalent amount with the unburned portion correction amount.
[0013]
Note that, as an invention very similar to the invention of the present application, an invention has been proposed in which Mfh is calculated using Tfbya of Expression (8) described later without adding the unburned matter correction coefficient Kub to Tfbya. (Refer to Japanese Patent Application No. 8-96854), when the target fuel-air ratio equivalent amount Tfbya is switched (when the target air-fuel ratio is switched) such as when decelerating from the output air-fuel ratio range, the transient correction amount Kathos is changed. The purpose of the present invention is to prevent the air-fuel ratio from temporarily becoming over-rich or over-lean due to the shortage, and the technical idea is different from the present invention.
[0014]
[Means for Solving the Problems]
In the first invention, as shown in FIG. 25, means 21 for calculating a basic injection amount Tp according to operating conditions, means 22 for calculating a target fuel-air ratio equivalent, and a target fuel-air ratio
[0015]
In the second invention, as shown in FIG. 26, means 21 for calculating a basic injection amount Tp according to operating conditions, means 22 for calculating a target fuel-air ratio equivalent amount, and a target fuel-air ratio equivalent amount A means 23 for correcting the basic injection amount Tp, a
[0016]
According to a third aspect, in the first or second aspect, the equilibrium adhesion amount calculating means 26 comprises: A map that matches the equilibrium adhesion amount per unit injection amount of fuel to the cooling water temperature in the temperature equilibrium state, Means for calculating the equilibrium adhesion magnification Mfhtvo by referring to the predicted intake valve temperature Tf instead of the detected value Tw of the cooling water temperature, the adhesion magnification Mfhtvo, the calculated basic injection amount Tp, and the unburned fuel content. Means for obtaining the product of the target fuel-air ratio equivalent amount corrected by the correction amount as the equilibrium adhesion amount Mfh.
[0017]
In the fourth invention, as shown in FIG. 27, means 21 for calculating a basic injection amount Tp according to operating conditions, means 22 for calculating a target fuel-air ratio equivalent amount, and a target fuel-air ratio equivalent amount Means 23 for correcting the basic injection amount Tp, means 24 for detecting the coolant temperature, means 25 for calculating the predicted intake valve temperature Tf, A map that matches the equilibrium adhesion amount per unit injection amount of fuel to the cooling water temperature in the temperature equilibrium state, By reference using the detected value of the cooling water temperature The amount of fuel attached to the intake pipe in the equilibrium state Means 51 for calculating the equilibrium adhesion amount Mfh; A map that matches the equilibrium adhesion amount per unit injection amount of fuel to the cooling water temperature in the temperature equilibrium state, By referring to the detected value Tw of the cooling water temperature, Is the rate at which the amount of fuel attached to the intake pipe at that time approaches the equilibrium attached amount. Means 52 for calculating the amount ratio Kmf, means 28 for calculating the difference (Mfh-Mf) between the calculated equilibrium adhesion amount Mfh and the adhesion amount Mf at that time, and the adhesion of the difference (Mfh-Mf). Based on the amount and the calculated amount ratio Kmf Is the amount of adhesion to the intake pipe per injection of the fuel injection valve Means 29 for calculating the adhesion speed Vmf; At that time Means 30 for updating the adhesion amount Mf by adding the adhesion amount Mf in synchronism with the fuel injection, and a fuel amount by further correcting the basic injection amount corrected by the target fuel-air ratio equivalent amount by the adhesion speed Vmf. In an air-fuel ratio control device for an engine, comprising a
[0018]
In the fifth invention, as shown in FIG. 28, means 21 for calculating a basic injection amount Tp according to operating conditions, means 22 for calculating a target fuel-air ratio equivalent amount, and a target fuel-air ratio equivalent amount A means 23 for correcting the basic injection amount Tp, a
[0019]
In a sixth aspect based on the fourth or fifth aspect, the equilibrium adhesion amount calculating means 51 comprises: A map that matches the equilibrium adhesion amount per unit injection amount of fuel to the cooling water temperature in the temperature equilibrium state, Means for calculating an equilibrium adhesion ratio Mfhtvo by referring to the detected value of the cooling water temperature, and a target fuel-air ratio corrected by the adhesion ratio Mfhtvo, the calculated basic injection amount Tp, and the unburned portion correction amount. Means for obtaining a product of a considerable amount as the equilibrium adhesion amount Mfh.
[0020]
In a seventh aspect, in any one of the first to sixth aspects, the unburned portion correction amount is corrected according to the detected value of the cooling water temperature.
[0021]
In an eighth aspect, in any one of the first to sixth aspects, the unburned portion correction amount is corrected according to an engine load.
[0022]
In a ninth aspect of the present invention, in any one of the first to sixth aspects, the unburned portion correction amount is corrected according to an engine speed.
[0023]
【The invention's effect】
The data for calculating the equilibrium adhesion amount and the volume ratio are adapted to the cooling water temperature in the temperature equilibrium state, and the data are equilibrated by referring to this data using the predicted intake valve temperature instead of the detected cooling water temperature. When calculating the amount of deposit and the proportion of the amount, it is possible to calculate the equilibrium amount and the proportion of the amount in consideration of the temperature of the part where the fuel actually adheres. The point at which the temperature state of the engine is different (equilibrium and non-equilibrium) between when and when the calculation is actually performed cannot be considered. On the other hand, in the same part as the prior application of the first invention, the equilibrium adhesion amount and the amount ratio obtained using the detected value of the cooling water temperature are corrected by the correction amount at the time of temperature non-equilibrium. The equilibrium adhesion amount or the adhesion amount meets the requirement at the time of temperature non-equilibrium, and the control accuracy of the air-fuel ratio immediately after starting can be improved. That is, according to the correction amount based on the temperature difference between the cooling water temperature and the predicted intake valve temperature, the above two points can be considered at the same time.
[0024]
Further, in the same part of the second invention as in the prior application, the compatible factor is one constant for the deposition speed as compared with the case where both the equilibrium deposition volume and the correction amount at the time of non-equilibrium for the volume ratio are adapted. Therefore, the number of man-hours for adaptation can be reduced as compared with the case where the adaptation work of the correction amount at the time of temperature non-equilibrium is performed for both the equilibrium adhesion amount and the amount ratio.
[0025]
On the other hand, in the prior application, on the other hand, the effect of unburned fuel in the temperature non-equilibrium state is set only by the deposition rate (transient correction amount). In the latter half of the transition of the equilibrium state, the air-fuel ratio becomes lean with the decrease in the deposition rate. On the other hand, in the first and second inventions, the target fuel-air ratio equivalent is increased and corrected by the unburned fuel correction amount corresponding to the temperature difference between the cooling water temperature and the predicted intake valve temperature. In the first half of the acceleration of the state, the steady-state injection amount (determined by the basic injection amount and the target fuel-air ratio equivalent amount) is increased by compensating for the effect of the unburned portion compared with the prior application device (transient correction amount). Is reduced, and in the latter half of the acceleration in the temperature non-equilibrium state, the decrease in the deposition rate is compensated for by the increase in the steady-state injection amount. In other words, the influence of the unburned fuel in the temperature non-equilibrium state is not only applied to the deposition rate (transient correction amount) but also to the steady injection amount. The air-fuel ratio becomes flat. Similarly, when deceleration is performed by returning the accelerator pedal in the temperature non-equilibrium state, the air-fuel ratio is prevented from becoming lean in the latter half of the deceleration.
[0026]
In each of the third and sixth aspects of the present invention, the transient correction amount in consideration of the unburned portion can be set by obtaining the equilibrium adhesion amount in proportion to the target fuel-air ratio equivalent in consideration of the unburned portion. Therefore, the air-fuel ratio from the time of cold start to the time of temperature equilibrium can be made flat.
[0027]
In each of the fourth and fifth inventions, the equilibrium adhesion amount and the amount ratio are obtained using the detected value of the cooling water temperature. At this time, the difference between the detected value of the cooling water temperature and the predicted intake valve temperature is used by using the intake valve predicted temperature. Although the equilibrium adhesion ratio is smaller than the case of obtaining the equilibrium adhesion ratio, the equilibrium adhesion amount can be appropriately set by the correction amount at the time of temperature non-equilibrium (Mfhas and Kmfas in the fourth invention, Vmfas in the fifth invention). . As in the other inventions, the air-fuel ratio from the time of cold start to the time of temperature equilibrium can be further flattened by the unburned portion correction.
[0028]
BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION
In FIG. 1, intake air passes through an
[0029]
The flow rate Qa of the intake air is detected by a hot wire type
[0030]
The air flow signal from the
[0031]
The
[0032]
The intake valve temperature is almost equal to the cooling water temperature Tw immediately after starting, and after warming up, settles to a temperature (for example, about 80 ° C.) higher than the cooling water temperature Tw by a predetermined value. It will be late. For this reason, a method for predicting the intake valve temperature has been proposed as disclosed in Japanese Patent Application Laid-Open No. 1-305142. However, on an actual calculation logic, the temperature starts from a temperature lower than Tw by a predetermined value and changes toward Tw. The temperature Twf for wall flow correction which is a value to be performed is introduced.
[0033]
This is outlined (for details, see Japanese Patent Application Laid-Open No. 3-134237). The flowchart in FIG. 2 is for calculating the wall flow correction temperature Twf, and is executed once every 1 second, for example, in synchronization with a timer.
[0034]
In
[0035]
In
[0036]
In Steps 3 and 4, it is determined whether the engine is rotating and the start switch is ON, and if it is determined that the engine is rotating and the start switch is ON, it is immediately before starting, or If it is determined in
Twf = Inwft × ENSTSP # + Twf -1 sec × (1-ENSTSP #) (2)
However, Twf -1 sec Twf before 1 sec
ENSTSP #: Temperature change rate before start or engine stall (constant value)
Is obtained with a first-order delay according to the following equation, and the flow of FIG. 2 is terminated.
[0037]
On the other hand, if it is determined in
Twf = Tw × Fltsp + Twf -1 sec × (1-Fltsp) (3)
Is obtained with a first-order delay according to the following equation, and the flow of FIG. 2 is terminated.
[0038]
In FIG. 4, the reason why the value of Fltsp increases as Qa increases is that the heat generated by combustion per unit time increases as Qa increases, and the speed of heat transfer to the fuel attachment portion increases.
[0039]
The flowchart in FIG. 5 is for initializing the wall flow correction temperature. In step 11, an initial value Inwft of the wall flow correction temperature is calculated from the current cooling water temperature Tw, and in step 12, Twf = Inwft is set. I have.
[0040]
When the wall flow correction temperature Twf obtained in this manner is warmed up, the temperature becomes equal to the cooling water temperature Tw as shown in the right half of FIG. 6, but the Twf immediately after the start is the left half of FIG. As shown in (1), the cooling water temperature Tw converges to the cooling water temperature Tw with a first-order delay starting from the initial value Inwft. Note that the left half of FIG. 6 is each waveform immediately after the start, and the right half is each waveform during warm-up (when the vehicle is accelerated at the same water temperature as immediately after the start of the left half of FIG. 6). Starter / sw is an abbreviation for starter switch.
[0041]
Next, the flowchart of FIG. 7 is for calculating the transient correction amount Kathos, and this routine is executed at a period of 10 ms.
[0042]
In
Mfh = Tp × Mfhtvo (4)
Where Tp: basic injection pulse width
Mfhtvo: Adhesion magnification
The equilibrium adhesion amount Mfh is calculated by the following equation.
[0043]
Here, the adhesion magnification Mfhtvo is obtained in the same manner as in the related art. Mfhtvo is an equilibrium adhesion amount per unit basic injection pulse width, which is adapted using load (Tp), rotation speed N, and cooling water temperature Tw as parameters, so that wall flow correction is performed instead of the cooling water temperature Tw. It is determined using the service temperature Twf.
[0044]
Specifically, each upper and lower reference temperature Twf of Twf i And Twf i + 1 (I is an integer from 1 to 4 (or 5)) and the reference adhesion magnification data Mfhtwf i And Mfhtwf i + 1 And Twf, Twf i , Twf i + 1 Is calculated by interpolation calculation. For example, Mfhtwf 1 , Mfhtwf 2 And the reference temperature Twf 1 , Twf 2 Using the current wall flow correction temperature Twf
Mfhtvo = Mfhtwf 1 + (Mftwff 2 -Mfhtwf 1 ) × (Twf 1 −Twf) / (Twf) 1 -Twf 2 …… (5)
(Linear interpolation calculation formula) is used to calculate Mfhtvo.
[0045]
The above reference adhesion magnification data Mfhtwf i Is
Mfhtwf i = Mfhq i × Mfhn i … (6)
However, Mfhq i : Standard adhesion magnification load term
Mfhn i : Rotation term of standard adhesion magnification
It is calculated by the following equation.
[0046]
Where Mfhq i Is adapted using the α-N flow rate Qh0 and the cooling water temperature Tw as parameters, the wall flow correction temperature Twf is used instead of the cooling water temperature Tw, and the map is obtained with interpolation calculation and referring to the map. Note that Qh0 is the throttle valve opening TVO and the rotation speed. Ne This is the air flow rate of the throttle valve portion obtained from the above, which is already known. Mfhn i Is obtained from the rotational speed N with reference to a predetermined table with interpolation calculation. Mfhq i Map and Mfhn i Table stores data matched at the time of the stoichiometric air-fuel ratio together with a map of Kmfat and a table of Kmfn to be described later.
[0047]
In step 25, a coefficient (that is, a proportion ratio) Kmf representing a ratio of how much the currently attached amount (predicted variable) Mf approaches per injection with respect to Mfh obtained in this manner is basically used in step 25. It is calculated from the product of the quantity ratio Kmfat and the quantity rate rotation correction rate Kmfn.
[0048]
Here, since the map of Kmfat is adapted using the α-N flow rate Qh0 and the cooling water temperature Tw as parameters, the wall flow correction temperature Twf is used instead of the cooling water temperature Tw, and the map is referred to with interpolation calculation. I do. Kmfn refers to a predetermined table from N with interpolation calculation.
[0049]
In
Vmf = (Mfh−Mf) × Kmf (7)
The adhesion speed (adhesion amount per injection) Vmf is determined by the following equation.
[0050]
Here, Mf is a predictive variable of the attached amount at that time, and therefore, the attached amount of (Mfh-Mf) indicates an excess or deficiency from the equilibrium attached amount, and this value (Mfh-Mf) is used as It is further corrected.
[0051]
After the adhesion speed Vmf is obtained in this manner, in
[0052]
The flowchart of FIG. 8 shows a process of calculating the final fuel injection pulse width Ti in consideration of the transient correction amount Kathos thus obtained, which is also executed at a period of 10 ms.
[0053]
In step 41, a basic injection pulse width Tp (= K · Qa / Ne, where K is a constant) for obtaining a predetermined air-fuel ratio (for example, a stoichiometric air-fuel ratio) is obtained from the intake air amount Qa and the rotation speed Ne at that time. At 42, the target fuel-air ratio equivalent amount Tfbya is calculated. The calculation of Tfbya will be described with reference to the flowchart of FIG.
[0054]
In steps 51, 52, and 53, a fuel-air ratio correction coefficient Dml, a water temperature increase correction coefficient Ktw, and a post-start increase correction coefficient Kas are obtained in the same manner as in the related art.
Tfbya = Dml + Ktw + Kas (8)
The target fuel-air ratio equivalent amount Tfbya is calculated by the following equation. The unburned portion correction coefficient Kub in step 54 will be described later.
[0055]
Here, the target fuel-air ratio equivalent amount Tfbya is a value centered at 1.0. For example, at the time of idling immediately after cold start (fuel-air ratio correction coefficient Dml = 1.0), the water temperature increase correction coefficient Ktw and Since the post-start increase correction coefficient Kas has a positive value other than 0, the target fuel-air ratio equivalent amount Tfbya becomes larger than 1.0, the air-fuel ratio becomes richer, and the engine stability is improved. At the time of high load after the warm-up (Ktw = 0, Kas = 0), Dml is switched to a value larger than 1.0 (for example, 1.2), and also at this time, the air-fuel ratio on the rich side (output air-fuel ratio) ). Further, when the vehicle enters the lean operation region, the fuel-air ratio correction coefficient Dml becomes, for example, 0.66 (about 22 in air-fuel ratio), and the fuel consumption is suppressed by the operation at this lean air-fuel ratio.
[0056]
After calculating the target fuel-air ratio equivalent amount Tfbya in this manner, the process returns to FIG.
Ti = (Tp + Kathos) × Tfbya × α × 2 + Ts (9)
Where α is the air-fuel ratio feedback correction coefficient
Ts: Invalid injection pulse width
The fuel injection pulse width Ti given to the fuel injection valve is calculated by the following formula, and this Ti is stored in an output register at step 44, so that the fuel injection pulse width Ti is prepared for injection at a predetermined injection timing according to the output of the crank angle sensor.
[0057]
The air-fuel ratio feedback correction coefficient α in equation (9) is set so that the control air-fuel ratio falls within a so-called window centered on the stoichiometric air-fuel ratio. 2 The value calculated based on the sensor output, the invalid injection pulse width Ts, is a value for compensating the operation delay from when the injection valve receives the injection signal to when the injection valve actually opens. Since the equation (9) is an equation for sequential injection (injection is performed once for every two revolutions of the engine in the case of four cylinders in accordance with the ignition order of each cylinder), the
[0058]
The flowchart of FIG. 10 is a flowchart synchronized with the injection timing (specifically, the Ref signal synchronization). When the predetermined injection timing is reached, the injection is performed in step 61, and then in step 62, the above expression (7) is obtained. The adhesion amount Mf used in the next processing using the adhesion speed Vmf
Mf = Mf -1Ref + Vmf (10)
Is updated by the following formula.
[0059]
(10) Mf in the equation -1Ref Is the adhesion amount at the end of the previous injection (before the rotation of the engine 2), and a value obtained by adding Vmf added at the time of the current injection to the adhesion amount Mf at the end of the current injection (Mf on the left side). The value of the adhesion amount Mf is used in the next calculation of Vmf. Mf on the right side of equation (10) -1Ref Is the value immediately before the calculation of the adhesion speed Vmf, whereas Mf on the left side of the equation (10) is the value immediately after the calculation of Vmf. Therefore, in terms of contents, the value of Mf in equation (7) is changed to Mf in the right side of equation (10). -1Ref To calculate Mf on the left side of equation (10). The reason why the adhesion amount appears on the left side and the right side in the expression (10) is that the adhesion amount is cyclically updated for each injection.
[0060]
Note that the initial value Mfs of Mf is determined according to the cooling water temperature Tw at the time of starting (the lower the Tw, the greater the value of Mfs).
[0061]
Now, data for calculating the above-mentioned Mfhtvo and Kmf (specifically, the above-mentioned reference adhesion magnification load term Mfhq i And the map data of the basic amount ratio Kmfat) are suitable for the cooling water temperature in the temperature equilibrium state. Conversely, Mfhq in a temperature non-equilibrium state i Or Kmfat is virtually impossible. Therefore, Twf when calculating Mfhtvo and Kmf using the wall flow correction temperature Twf instead of the cooling water temperature must also be a temperature in an equilibrium state. Therefore, simply referring to the data adapted to the cooling water temperature in the temperature equilibrium state using the wall flow correction temperature Twf instead of the cooling water temperature is equivalent to the case where the data for obtaining Mfhtvo or Kmf is adapted. It cannot be considered that the temperature state of the engine is different between when Mfhtvo and Kmf are actually calculated.
[0062]
To cope with this, in the prior application (see Japanese Patent Application No. 7-120026), if the data for obtaining Mfh and Kmf is suitable for the cooling water temperature in the temperature equilibrium state, this data is cooled. Mfh and Kmf are calculated by referring to the wall flow correction temperature Twf instead of the water temperature, and a correction magnification at the time of temperature non-equilibrium according to the temperature difference between Tw and Twf (Tw-Twf) is calculated. The calculated Mfh and Kmf are corrected by the correction factor at the time of temperature non-equilibrium. More specifically, steps 22, 23, 24, 26, and 27 are additionally provided in the flowchart of FIG.
[0063]
First, in
[0064]
Similarly, in
[0065]
Here, Mfhas is a value that increases as the temperature difference Dtwf increases as shown in FIG. 11, and Kmfas is a value that approaches 1 as the temperature difference Dtwf decreases as shown in FIG.
[0066]
In the prior application, it has been described that Kmfas decreases as Dtwf increases. However, Kmfas is not exactly a value determined only by the evaporation time constant of the wall flow, but also has a correlation with the adhesion rate to the intake port wall. It cannot be simply said that Kmfas increases as Dtwf increases (or Kmfas decreases as Dtwf increases) (see FIG. 12).
[0067]
Such characteristics of Mfhas and Kmfas are derived from FIG.
[0068]
As shown in FIG. 13, the difference between Mfh and required Mfh when using Twf, and the difference between Kmf and required Kmf when using Twf are both largest immediately after the start, and the temperature difference between Tw and Twf. Should decrease with decreasing size. This corresponds to the fact that the temperature difference between Tw and Twf is the largest immediately after the start, and gradually decreases with the time after the start. The larger the temperature difference between Tw and Twf is, the more imbalanced the intake valve temperature becomes. It is estimated that the degree of the state is large.
[0069]
Here, the operation of the prior application device when the request for Mfh in the non-equilibrium state is larger than the request in the equilibrium state will be described with reference to FIG. In the fourth row, a thin solid line is a waveform diagram according to the conventional example, and a thick solid line is a waveform diagram according to the prior application.
[0070]
In the case of Mfh using Twf as in the conventional example, the requirement is at the time of temperature equilibrium. Therefore, Mfh is less than the requirement at the time of temperature non-equilibrium, and Mf given by Kmf using Twf is Since the change of Mf is too slow (response is too bad) than the demand, Vmf is shorter than the demand at the time of temperature non-equilibrium, and the air-fuel ratio immediately after the start (A / F in FIG. 21 is shifted to the lean side.
[0071]
On the other hand, in the prior application, Mfh and Kmf obtained by using Twf instead of Tw are corrected by the correction magnifications Mfhas and Kmfas when the temperature is not balanced, that is, Mfh is larger than the demand when the temperature is balanced by Mfhas. Since Kmf is corrected to the side where the response of Mf becomes larger than the requirement at the time of temperature equilibrium due to Kmfas, both Mfh and Mf meet the requirement at the time of temperature non-equilibrium, and Vmf becomes the temperature non-equilibrium. It is possible to prevent the air-fuel ratio from becoming lean immediately after the start, approaching the equilibrium requirement.
[0072]
As described above with reference to FIG. 12, even when Kmfas is smaller than 1, it goes without saying that the response of Mf is increased by Mfh increased by Mfhas. In fact, immediately after the start, a large amount of fuel is taken in the intake port wall flow, and the change in Mf is fast.
[0073]
Now, when the prior application apparatus is actually applied to an engine, when Tp is corrected by multiplying the target fuel-air ratio equivalent amount Tfbya by the basic injection pulse width Tp, immediately after acceleration in the temperature non-equilibrium state Although the air-fuel ratio becomes flat, it was clarified that the air-fuel ratio became lean in the latter half of the acceleration in the temperature non-equilibrium state as shown in FIG.
[0074]
In order to cope with this, in the first embodiment, a new unburned portion correction coefficient Kub is introduced, the target fuel-air ratio equivalent amount Tfbya is corrected by the unburned portion correction coefficient Kub, and the corrected Tfbya is also calculated. The equilibrium adhesion amount Mfh is calculated as a parameter.
[0075]
More specifically, step 54 is added and step 55 is changed in the Tfbya calculation routine shown in FIG. 9, and step 21 is changed in the Kathos calculation routine shown in FIG. Further, step 43 is changed in the Ti calculation routine shown in FIG. 8 in accordance with this change.
[0076]
First, in step 54 of FIG. 9, an unburned portion correction coefficient Kub is calculated. The calculation of Kub will be described with reference to the flowchart of FIG.
[0077]
In step 71, a basic value Kub0 of the unburned portion correction coefficient is obtained from the temperature difference Dtwf (= Tw-Twf) with reference to the table containing FIG. 16 with interpolation calculation. For example, the intake valve temperature is a value obtained by adding approximately 80 ° C. to the cooling water temperature Tw, which is the equilibrium temperature. Therefore, the initial value of Twf is set at −80 ° C. Therefore, as shown in FIG. 16, the temperature difference Dtwf immediately after the start is 80 ° C., and the value of Kub0 at this time is set to the maximum value (a value smaller than 1.0), and at the time of temperature equilibrium (that is, when Dtwf = 0). Kub0 is set to 0.
[0078]
In steps 72, 73, and 74, the coolant temperature correction rate Kubas, the load correction rate Kubtp, and the rotation are determined based on the cooling water temperature Tw, the basic injection pulse width Tp, and the rotation speed Ne with reference to the tables illustrated in FIGS. 17, 18, and 19, respectively. The correction factor Kubn is determined, and in
Kub = Kub0 × Kubas × Kubtp × Kubn (11)
The unburned portion correction coefficient Kub is calculated by the following equation. These table references are also provided with interpolation calculations.
[0079]
Here, since the basic value Kub0 of the unburned portion correction coefficient is adapted under predetermined conditions of the cooling water temperature, the load, and the rotation speed, when the cooling water temperature, the load, and the rotation speed are different from these conditions, the value of Kub0 is reduced. The value is incorrect. For example, if the temperature of the cooling water becomes higher than the cooling water temperature at the time of adaptation, the unburned portion is reduced. Therefore, as shown in FIG. 17, the value of Kubas is reduced as the cooling water temperature Tw becomes higher. Similarly, Kubtp is given as shown in FIG. 18 in accordance with the decrease in the unburned portion as the load becomes smaller, and Kubn as shown in FIG. 19 in accordance with the decrease in the unburned portion as the rotation speed increases. I have.
[0080]
When the calculation of the unburned portion correction coefficient Kub is completed in this way, the process returns to FIG. 9, and in step 55, instead of the above equation (8),
Tfbya = Dml + Ktw + Kas + Kub (12)
The target fuel-air ratio equivalent amount Tfbya is calculated by the following equation.
[0081]
Tfbya and Tp are values that determine the steady-state injection amount. By adding the unburned fuel correction coefficient Kub according to the equation (12), in the temperature non-equilibrium state at the time of cold start, Dtwf takes a positive value other than 0. The steady-state injection amount is increased.
[0082]
In
Mfh = Tp × Mfhtvo × Tfbya (13)
Where Tp: basic injection pulse width
Tfbya: target fuel-air ratio equivalent amount
Mfhtvo: Adhesion magnification
The equilibrium adhesion amount Mfh is calculated by the following equation, and accordingly, in step 43 of FIG. 8, instead of the above equation (9),
Ti = (Tp × Tfbya + Kathos) × α × 2 + Ts (14)
Where α is the air-fuel ratio feedback correction coefficient
Ts: Invalid injection pulse width
The fuel injection pulse width Ti given to the fuel injection valve is calculated by the following equation.
[0083]
Since the data for determining the adhesion magnification Mfhtvo is matching data for the target fuel-air ratio equivalent amount Tfbya = 1.0, the equilibrium adhesion amount obtained using this matching data is appropriate for Tfbya = 1.0. However, if the target fuel-air ratio equivalent amount Tfbya is a value other than 1.0, an error occurs in the calculation of the equilibrium adhesion amount Mfh by the difference, and the equilibrium adhesion amount Mfh is substantially proportional to Tfbya. Therefore, as shown in the equation (13), by multiplying the value (Avtp × Mfhtvo) for Tfbya = 1.0 by Tfbya, the equilibrium adhesion amount Mfh is given without any excess or deficiency corresponding to Tfbya at that time. is there.
[0084]
Further, unlike the equation (9), the equation (14) does not multiply the transient correction amount Kathos by the target fuel-air ratio equivalent amount Tfbya. This is because the target fuel-air ratio equivalent amount Tfbya has already been used in the calculation of the equilibrium adhesion amount Mfh by the equation (13).
[0085]
Here, the operation of the present invention will be described with reference to FIG.
[0086]
In the prior application, the effect of the unburned portion in the temperature non-equilibrium state is set only by Kathos. Therefore, even if the air-fuel ratio becomes flat in the first half of the acceleration in the temperature non-equilibrium state, the second half of the acceleration in the temperature non-equilibrium state As mentioned above, the leaning of the air-fuel ratio appears.
[0087]
On the other hand, in the present invention, since Tfbya is increased and corrected by the basic value Kub0 of the unburned portion correction coefficient according to the temperature difference Dtwf (= Tw-Twf), the steady-state injection amount (determined by Tp × Tfbya) first. Mfh becomes smaller than that of the prior application device by increasing the amount in the case of the application device (see the broken line at the bottom of FIG. 21), and the increase by Kathos is suppressed from the first half of the temperature non-equilibrium state acceleration in the prior application device. I have. However, since Mfh increases by an amount proportional to Tfbya, Mfh increases to some extent. As described above, when the weight increase due to Kathos in the first half of the acceleration in the temperature non-equilibrium state becomes small, the weight loss by Kathos in the second half of the acceleration in the temperature non-equilibrium state also becomes small. As described above, by performing the unburned portion correction in accordance with the temperature non-equilibrium state, the decrease in Kathos can be compensated for by the increase in Tp × Tfbya, and during the period from the cold start to the temperature equilibrium state. The air-fuel ratio (see the second solid line) becomes flat.
[0088]
In other words, in the present invention, by adding the basic value Kub0 of the unburned portion correction coefficient Kub to the target fuel-air ratio equivalent amount Tfbya, the unburned portion correction for the steady-state injection amount is performed, and the Tfbya to which the Kub0 is added is added. The uncombusted portion correction for the transient correction amount is also performed (the unburned portion correction is performed separately for the steady-state injection amount and the transient correction amount) by calculating Mfh according to the following equation. As a result, in the present invention, the steady-state injection amount and the transient correction amount can be set in accordance with the effect of the unburned portion in the non-equilibrium state in which the temperature greatly changes. Until that time, the air-fuel ratio can be kept flat.
[0089]
The deceleration in the temperature non-equilibrium state is slightly different from the acceleration in the temperature non-equilibrium state. In the prior application, when compared with acceleration during temperature non-equilibrium state, the air-fuel ratio is likely to become rich in the latter half of deceleration in temperature non-equilibrium state. The air-fuel ratio becomes lean. When acceleration and deceleration in the temperature non-equilibrium state are considered in the prior application, as shown in FIG. 22, since Mfh at the time of deceleration comes to the increasing side from the temperature equilibrium state, Kathos> 0 in the latter half of the deceleration. This is because only the weight reduction correction occurs during deceleration. The leaning of the air-fuel ratio in the latter half of the deceleration in the temperature non-equilibrium state can also be prevented by the unburned component correction of the present invention. However, even in the prior application where no Kub is introduced, by appropriately setting Kmf during deceleration in the temperature non-equilibrium state, it is possible to prevent the air-fuel ratio from becoming lean in the latter half of the deceleration in the temperature non-equilibrium state. Therefore, the difference in operation from the prior application appears particularly during acceleration in a temperature non-equilibrium state.
[0090]
Further, since the basic value Kub0 of the unburned portion correction coefficient conforms to predetermined conditions of the cooling water temperature, load, and rotation speed, when the cooling water temperature, load, and rotation speed are different from these conditions, the value of Kub0 becomes Although it becomes inappropriate, in the present invention, the basic value Kub0 is corrected to be smaller as the cooling water temperature Tw increases as the unburned fuel content decreases as the cooling water temperature becomes higher than the temperature at the time of adaptation. Even when the cooling water temperature is different from the cooling water temperature, the unburned portion correction coefficient Kub can be given with high accuracy. Similarly, the lower the load, the lower the unburned portion, the smaller the load, the smaller the basic value Kub0, and the higher the rotation speed, the higher the rotation speed, as the unburned portion decreases. Since the basic value Kub0 is corrected so as to be smaller, the unburned fuel correction coefficient Kub does not become inappropriate even when the load or the rotation speed is different from the load or the rotation speed at the time of the adaptation.
[0091]
The flowchart of FIG. 23 is a second embodiment, and corresponds to FIG. 7 of the first embodiment. The same steps as those in FIG. 7 are denoted by the same step numbers.
[0092]
This embodiment is different from the first embodiment in that the present invention is applied to the prior application apparatus in which only the correction magnification Kmfas at the time of temperature non-equilibrium with respect to Kmf is introduced (that is, there is no
[0093]
Although not shown in the flowchart, in the third embodiment, the temperature non-equilibrium is obtained by adding an unburned portion correction coefficient Kub to the target fuel-air ratio equivalent amount Tfbya for the prior application device (introducing Mfhas and Kmfas). The unburned fuel amount is corrected for the steady-state injection amount in the state. That is, unlike the first embodiment, the equilibrium adhesion amount Mfh is not calculated using the target fuel-air ratio equivalent amount Tfbya to which the unburned portion correction coefficient Kub is added as a parameter, but each correction amount of Mfhas and Kmfas is applied in advance. By changing the value of the device, the same effect as in the other embodiments can be obtained.
[0094]
The prior application device based on the present invention is:
{Circle around (1)} a correction factor Mfhas for the temperature non-equilibrium with respect to Mfh and a correction factor Kmfas for the temperature non-equilibrium with respect to Kmf are introduced together (see FIG. 7);
(2) Introducing only the correction magnification Kmfas at the time of temperature non-equilibrium with respect to Kmf (see FIG. 23)
As explained in
(3) Introducing a correction magnification Vmfas at the time of temperature non-equilibrium with respect to Vmf (fourth embodiment of the prior application)
May be used as the prior application device based on the present invention.
[0095]
In the embodiment, Mfhas and Kmfas have been described as being assigned with the temperature difference Dtwf as a parameter.
{Circle over (4)} Mfhas, Kmfas, Vmfas are allotted as one of Tw, Twf, and the starting water temperature as parameters in addition to the temperature difference Dtwf,
(5) Mfhas, Kmfas, and Vmfas are assigned as parameters of the engine load in addition to the temperature difference Dtwf.
It is needless to say that the present invention can be used as a prior application device based on the present invention.
[0096]
In the embodiment, the wall flow correction temperature Twf as the intake valve predicted temperature has been described. However, it is needless to say that the intake valve predicted temperature Tf itself of the above equation (1) can be used.
[0097]
By the way, in the embodiment, Mfhtvo is obtained by using Twf instead of the cooling water temperature Tw, but Mfhtvo may be obtained by using Tw. At this time, Mfhtvo (Mfh) is smaller than the case where Mfhtvo is obtained using Twf by the amount of Tw−Twf. Therefore, by setting the value of Mfhas or Kmfas to a value different from that of the other embodiments, another embodiment is performed. As in the case of the embodiment, the air-fuel ratio from the time of cold start to the time of temperature equilibrium can be made flat.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a control system diagram of a first embodiment.
FIG. 2 is a flowchart for explaining calculation of a wall flow correction temperature Twf.
FIG. 3 is a characteristic diagram of an initial value Inwft of a wall flow correction temperature.
FIG. 4 is a characteristic diagram of a temperature change ratio Fltsp during firing.
FIG. 5 is a flowchart illustrating initialization of a wall flow correction temperature.
FIG. 6 is a waveform diagram for explaining a change in a wall flow correction temperature Twf immediately after startup and during warm-up.
FIG. 7 is a flowchart illustrating a calculation of a transient correction amount Kathos.
FIG. 8 is a flowchart for explaining calculation of a fuel injection pulse width Ti.
FIG. 9 is a flowchart for explaining calculation of a target fuel-air ratio equivalent amount Tfbya.
FIG. 10 is a flowchart synchronized with the injection timing.
FIG. 11 is a characteristic diagram of a temperature non-equilibrium correction magnification Mfhas with respect to Mfh.
FIG. 12 is a characteristic diagram of a correction factor Kmfas at a temperature non-equilibrium with respect to Kmf.
FIG. 13 is a waveform diagram for explaining the operation of the prior application device.
FIG. 14 is a waveform chart for explaining the operation of the prior application device.
FIG. 15 is a flowchart for explaining the calculation of an unburned portion correction coefficient Kub.
FIG. 16 is a characteristic diagram of a basic value Kub0 of the unburned portion correction coefficient.
FIG. 17 is a characteristic diagram of a water temperature correction term Kubas.
FIG. 18 is a characteristic diagram of a load correction term Kubtp.
FIG. 19 is a characteristic diagram of a rotation correction term Kubn.
FIG. 20 is a waveform diagram for explaining the operation of the prior application device.
FIG. 21 is a waveform chart for explaining the operation of the first embodiment.
FIG. 22 is a waveform chart for explaining the operation of the first embodiment.
FIG. 23 is a flowchart illustrating a calculation of a transient correction amount Kathos according to the second embodiment.
FIG. 24 is a waveform chart for explaining the operation of the conventional example.
FIG. 25 is a diagram corresponding to claims of the first invention.
FIG. 26 is a diagram corresponding to a claim of the second invention.
FIG. 27 is a diagram corresponding to the claims of the fourth invention.
FIG. 28 is a diagram corresponding to a claim of the fifth invention.
[Explanation of symbols]
1 Engine body
2 Control unit
4 Crank angle sensor
6 Air flow meter
7 Fuel injection valve
Claims (9)
目標燃空比相当量を演算する手段と、
この目標燃空比相当量で前記基本噴射量を補正する手段と、
冷却水温を検出する手段と、
吸気弁予測温度を演算する手段と、
燃料の単位噴射量あたりの平衡付着量を温度平衡状態での冷却水温に対して適合したマップを、冷却水温の検出値に代えて前記吸気弁予測温度を用いて参照することにより、平衡状態における燃料の吸気管への付着量である平衡付着量を演算する手段と、
燃料の単位噴射量あたりの平衡付着量を温度平衡状態での冷却水温に対して適合したマップを、冷却水温の検出値に代えて前記吸気弁予測温度を用いて参照することにより、その時点での吸気管への燃料の付着量が前記平衡付着量にどの程度の割合で接近するからの割合である分量割合を演算する手段と、
前記演算された平衡付着量とその時点での付着量との差を演算する手段と、
この差の付着量と前記演算された分量割合とに基づいて、燃料噴射弁の1回の噴射あたりに吸気管へ付着する付着量である付着速度を演算する手段と、
この付着速度と前記その時点での付着量とを燃料噴射に同期して加算することにより付着量を更新する手段と、
前記目標燃空比相当量により補正された基本噴射量をさらに前記付着速度で補正して燃料噴射量を演算する手段と、
この噴射量の燃料を吸気管に供給する手段とを備えるエンジンの空燃比制御装置において、
前記冷却水温の検出値と前記吸気弁予測温度との差を演算する手段と、
この温度差に応じた温度非平衡時の平衡付着量または分量割合を補正するための補正量を演算する手段と、
この温度非平衡時の補正量で前記演算された平衡付着量または前記演算された分量割合を補正する手段と、
前記温度差に応じて未燃分補正量を演算する手段と、
この未燃分補正量で前記目標燃空比相当量を補正する手段とを設けたことを特徴とするエンジンの空燃比制御装置。Means for calculating a basic injection amount according to operating conditions;
Means for calculating a target fuel-air ratio equivalent amount;
Means for correcting the basic injection amount with the target fuel-air ratio equivalent amount;
Means for detecting cooling water temperature;
Means for calculating the predicted intake valve temperature;
A map in which the equilibrium adhesion amount per unit injection amount of fuel is adapted to the cooling water temperature in the temperature equilibrium state, by using the intake valve predicted temperature in place of the detected value of the cooling water temperature to refer to the map in the equilibrium state Means for calculating an equilibrium adhesion amount, which is an adhesion amount of fuel to the intake pipe ;
A map in which the equilibrium adhesion amount per unit injection amount of fuel is adjusted to the cooling water temperature in the temperature equilibrium state, by referring to the intake valve predicted temperature instead of the detected value of the cooling water temperature , at that time, Means for calculating a fractional ratio, which is a ratio of how much the amount of fuel attached to the intake pipe approaches the equilibrium attached amount ,
Means for calculating the difference between the calculated equilibrium adhesion amount and the adhesion amount at that time,
Means for calculating an adhesion speed, which is an adhesion amount adhering to the intake pipe per one injection of the fuel injection valve , based on the adhesion amount of the difference and the calculated amount ratio;
Means for updating the adhesion amount by adding the adhesion speed and the adhesion amount at that time in synchronization with the fuel injection;
Means for calculating the fuel injection amount by further correcting the basic injection amount corrected by the target fuel-air ratio equivalent amount with the adhesion speed;
Means for supplying this amount of fuel to the intake pipe.
Means for calculating the difference between the detected value of the cooling water temperature and the intake valve predicted temperature,
Means for calculating a correction amount for correcting the equilibrium adhesion amount or the amount ratio at the time of temperature non-equilibrium according to the temperature difference;
Means for correcting the calculated equilibrium adhesion amount or the calculated amount ratio with the correction amount at the time of temperature non-equilibrium,
Means for calculating an unburned portion correction amount according to the temperature difference,
Means for correcting the target fuel-air ratio equivalent amount with the unburned portion correction amount.
目標燃空比相当量を演算する手段と、
この目標燃空比相当量で前記基本噴射量を補正する手段と、
冷却水温を検出する手段と、
燃料の単位噴射量あたりの平衡付着量を温度平衡状態での冷却水温に対して適合したマップを、冷却水温の検出値に代えて前記吸気弁予測温度を用いて参照することにより平衡状態における燃料の吸気管への付着量である平衡付着量を演算する手段と、
燃料の単位噴射量あたりの平衡付着量を温度平衡状態での冷却水温に対して適合したマップを、冷却水温の検出値に代えて前記吸気弁予測温度を用いて参照することにより、その時点での吸気管への燃料の付着量が前記平衡付着量にどの程度の割合で接近するからの割合である分量割合を演算する手段と、
前記演算された平衡付着量とその時点での付着量との差を演算する手段と、
この差の付着量と前記演算された分量割合とに基づいて、燃料噴射弁の1回の噴射あたりに吸気管へ付着する付着量である付着速度を演算する手段と、
吸気弁予測温度を演算する手段と、
前記冷却水温の検出値とこの吸気弁予測温度との差を演算する手段と、
この温度差に応じた温度非平衡時の付着速度を補正するための補正量を演算する手段と、
この温度非平衡時の補正量で前記演算された付着速度を補正する手段と、
この補正された付着速度と前記その時点での付着量とを燃料噴射に同期して加算することにより付着量を更新する手段と、
前記目標燃空比相当量により補正された基本噴射量をさらに前記補正された付着速度で補正して燃料噴射量を演算する手段と、
この噴射量の燃料を吸気管に供給する手段と、
前記温度差に応じて未燃分補正量を演算する手段と、
この未燃分補正量で前記目標燃空比相当量を補正する手段と、を設けたことを特徴とするエンジンの空燃比制御装置。Means for calculating a basic injection amount according to operating conditions;
Means for calculating a target fuel-air ratio equivalent amount;
Means for correcting the basic injection amount with the target fuel-air ratio equivalent amount;
Means for detecting cooling water temperature;
The fuel in the equilibrium state is obtained by referring to a map in which the equilibrium adhesion amount per unit injection amount of the fuel is adapted to the cooling water temperature in the temperature equilibrium state, using the intake valve predicted temperature in place of the detected value of the cooling water temperature. Means for calculating an equilibrium adhesion amount, which is an adhesion amount of the air to the intake pipe ;
A map in which the equilibrium adhesion amount per unit injection amount of fuel is adjusted to the cooling water temperature in the temperature equilibrium state, by referring to the intake valve predicted temperature instead of the detected value of the cooling water temperature , at that time, Means for calculating a fractional ratio, which is a ratio of how much the amount of fuel attached to the intake pipe approaches the equilibrium attached amount ,
Means for calculating the difference between the calculated equilibrium adhesion amount and the adhesion amount at that time,
Means for calculating an adhesion speed, which is an adhesion amount adhering to the intake pipe per one injection of the fuel injection valve , based on the adhesion amount of the difference and the calculated amount ratio;
Means for calculating the predicted intake valve temperature;
Means for calculating a difference between the detected value of the cooling water temperature and the intake valve predicted temperature;
Means for calculating a correction amount for correcting the adhesion speed at the time of temperature non-equilibrium according to the temperature difference;
Means for correcting the calculated adhesion speed with the correction amount at the time of temperature non-equilibrium,
Means for updating the adhesion amount by adding the corrected adhesion speed and the adhesion amount at that time in synchronization with the fuel injection,
Means for calculating a fuel injection amount by further correcting the basic injection amount corrected by the target fuel-air ratio equivalent amount with the corrected adhesion speed;
Means for supplying this amount of fuel to the intake pipe;
Means for calculating an unburned portion correction amount according to the temperature difference,
Means for correcting the target fuel-air ratio equivalent amount using the unburned fuel correction amount.
燃料の単位噴射量あたりの平衡付着量を温度平衡状態での冷却水温に対して適合したマップを、冷却水温の検出値に代えて前記吸気弁予測温度を用いて参照することにより平衡付着倍率を演算する手段と、
この付着倍率と前記演算された基本噴射量と前記未燃分補正量により補正された目標燃空比相当量の積を平衡付着量として求める手段とからなることを特徴とする請求項1または2に記載のエンジンの空燃比制御装置。The equilibrium adhesion amount calculation means,
A map in which the equilibrium adhesion amount per unit injection amount of fuel is adapted to the cooling water temperature in the temperature equilibrium state, the equilibrium adhesion ratio is determined by referring to the intake valve predicted temperature in place of the detected value of the cooling water temperature. Means for calculating;
3. A means for obtaining, as an equilibrium adhesion amount, a product of the adhesion magnification, the calculated basic injection amount, and the target fuel-air ratio equivalent amount corrected by the unburned portion correction amount. An air-fuel ratio control device for an engine according to claim 1.
目標燃空比相当量を演算する手段と、
この目標燃空比相当量で前記基本噴射量を補正する手段と、
冷却水温を検出する手段と、吸気弁予測温度を演算する手段と、
燃料の単位噴射量あたりの平衡付着量を温度平衡状態での冷却水温に対して適合したマップを、冷却水温の検出値を用いて参照することにより平衡状態における燃料の吸気管への付着量である平衡付着量を演算する手段と、
燃料の単位噴射量あたりの平衡付着量を温度平衡状態での冷却水温に対して適合したマップを、冷却水温の検出値を用いて参照することにより、その時点での吸気管への燃料の付着量が前記平衡付着量にどの程度の割合で接近するからの割合である分量割合を演算する手段と、
前記演算された平衡付着量とその時点での付着量との差を演算する手段と、
この差の付着量と前記演算された分量割合とに基づいて、燃料噴射弁の1回の噴射あたりに吸気管へ付着する付着量である付着速度を演算する手段と、
この付着速度と前記その時点での付着量とを燃料噴射に同期して加算することにより付着量を更新する手段と、
前記目標燃空比相当量により補正された基本噴射量をさらに前記付着速度で補正して燃料噴射量を演算する手段と、
この噴射量の燃料を吸気管に供給する手段とを備えるエンジンの空燃比制御装置において、前記冷却水温の検出値と前記吸気弁予測温度との差を演算する手段と、
この温度差に応じた温度非平衡時の平衡付着量または分量割合を補正するための補正量を演算する手段と、
この温度非平衡時の補正量で前記演算された平衡付着量または前記演算された分量割合を補正する手段と、
前記温度差に応じて未燃分補正量を演算する手段と、
この未燃分補正量で前記目標燃空比相当量を補正する手段とを設けたことを特徴とするエンジンの空燃比制御装置。Means for calculating a basic injection amount according to operating conditions;
Means for calculating a target fuel-air ratio equivalent amount;
Means for correcting the basic injection amount with the target fuel-air ratio equivalent amount;
Means for detecting the cooling water temperature, means for calculating the predicted intake valve temperature,
By referring to the map that matches the equilibrium adhesion amount per unit injection amount of fuel to the cooling water temperature in the temperature equilibrium state using the detected value of the cooling water temperature, the fuel adhesion amount to the intake pipe in the equilibrium state can be calculated. Means for calculating a certain equilibrium adhesion amount;
By using a detected value of the cooling water temperature to refer to a map that matches the equilibrium adhesion amount per unit injection amount of fuel with the cooling water temperature in the temperature equilibrium state, the fuel adhesion to the intake pipe at that time Means for calculating a quantity ratio, which is a ratio from which the amount approaches the equilibrium adhesion amount ,
Means for calculating the difference between the calculated equilibrium adhesion amount and the adhesion amount at that time,
Means for calculating an adhesion speed, which is an adhesion amount adhering to the intake pipe per one injection of the fuel injection valve , based on the adhesion amount of the difference and the calculated amount ratio;
Means for updating the adhesion amount by adding the adhesion speed and the adhesion amount at that time in synchronization with the fuel injection;
Means for calculating the fuel injection amount by further correcting the basic injection amount corrected by the target fuel-air ratio equivalent amount with the adhesion speed;
An air-fuel ratio control device for an engine including means for supplying this amount of fuel to the intake pipe, means for calculating a difference between the detected value of the cooling water temperature and the intake valve predicted temperature,
Means for calculating a correction amount for correcting the equilibrium adhesion amount or the amount ratio at the time of temperature non-equilibrium according to the temperature difference;
Means for correcting the calculated equilibrium adhesion amount or the calculated amount ratio with the correction amount at the time of temperature non-equilibrium,
Means for calculating an unburned portion correction amount according to the temperature difference,
Means for correcting the target fuel-air ratio equivalent amount with the unburned portion correction amount.
目標燃空比相当量を演算する手段と、
この目標燃空比相当量で前記基本噴射量を補正する手段と、
冷却水温を検出する手段と、
燃料の単位噴射量あたりの平衡付着量を温度平衡状態での冷却水温に対して適合したマップを、冷却水温の検出値を用いて参照することにより平衡状態における燃料の吸気管への付着量である平衡付着量を演算する手段と、
燃料の単位噴射量あたりの平衡付着量を温度平衡状態での冷却水温に対して適合したマップを、冷却水温の検出値を用いて参照することにより、その時点での吸気管への燃料の付着量が前記平衡付着量にどの程度の割合で接近するからの割合である分量割合を演算する手段と、
前記演算された平衡付着量とその時点での付着量との差を演算する手段と、
この差の付着量と前記演算された分量割合とに基づいて、燃料噴射弁の1回の噴射あたりに吸気管へ付着する付着量である付着速度を演算する手段と、
吸気弁予測温度を演算する手段と、
前記冷却水温の検出値とこの吸気弁予測温度との差を演算する手段と、
この温度差に応じた温度非平衡時の付着速度を補正するための補正量を演算する手段と、
この温度非平衡時の補正量で前記演算された付着速度を補正する手段と、
この補正された付着速度と前記その時点での付着量とを燃料噴射に同期して加算することにより付着量を更新する手段と、
前記目標燃空比相当量により補正された基本噴射量をさらに前記補正された付着速度で補正して燃料噴射量を演算する手段と、
この噴射量の燃料を吸気管に供給する手段と、
前記温度差に応じて未燃分補正量を演算する手段と、
この未燃分補正量で前記目標燃空比相当量を補正する手段とを設けたことを特徴とするエンジンの空燃比制御装置。Means for calculating a basic injection amount according to operating conditions;
Means for calculating a target fuel-air ratio equivalent amount;
Means for correcting the basic injection amount with the target fuel-air ratio equivalent amount;
Means for detecting cooling water temperature;
By referring to the map that matches the equilibrium adhesion amount per unit injection amount of fuel to the cooling water temperature in the temperature equilibrium state using the detected value of the cooling water temperature, the fuel adhesion amount to the intake pipe in the equilibrium state can be calculated. Means for calculating a certain equilibrium adhesion amount;
By using a detected value of the cooling water temperature to refer to a map that matches the equilibrium adhesion amount per unit injection amount of fuel with the cooling water temperature in the temperature equilibrium state, the fuel adhesion to the intake pipe at that time Means for calculating a quantity ratio, which is a ratio from which the amount approaches the equilibrium adhesion amount ,
Means for calculating the difference between the calculated equilibrium adhesion amount and the adhesion amount at that time,
Means for calculating an adhesion speed, which is an adhesion amount adhering to the intake pipe per one injection of the fuel injection valve , based on the adhesion amount of the difference and the calculated amount ratio;
Means for calculating the predicted intake valve temperature;
Means for calculating a difference between the detected value of the cooling water temperature and the intake valve predicted temperature;
Means for calculating a correction amount for correcting the adhesion speed at the time of temperature non-equilibrium according to the temperature difference;
Means for correcting the calculated adhesion speed with the correction amount at the time of temperature non-equilibrium,
Means for updating the adhesion amount by adding the corrected adhesion speed and the adhesion amount at that time in synchronization with the fuel injection,
Means for calculating a fuel injection amount by further correcting the basic injection amount corrected by the target fuel-air ratio equivalent amount with the corrected adhesion speed;
Means for supplying this amount of fuel to the intake pipe;
Means for calculating an unburned portion correction amount according to the temperature difference,
Means for correcting the target fuel-air ratio equivalent amount with the unburned portion correction amount.
この付着倍率と前記演算された基本噴射量と前記未燃分補正量により補正された目標燃空比相当量の積を平衡付着量として求める手段とからなることを特徴とする請求項4または5に記載のエンジンの空燃比制御装置。The equilibrium adhesion amount calculating means calculates the equilibrium adhesion ratio by referring to a map in which the equilibrium adhesion amount per unit injection amount of fuel is adjusted to the cooling water temperature in the temperature equilibrium state using the detected value of the cooling water temperature. Means for calculating;
6. A means for obtaining, as an equilibrium adhesion amount, a product of the adhesion magnification, the calculated basic injection amount, and a target fuel-air ratio equivalent amount corrected by the unburned amount correction amount. An air-fuel ratio control device for an engine according to claim 1.
Priority Applications (2)
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---|---|---|---|
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Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
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Publications (2)
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