JP3627287B2

JP3627287B2 - Engine combustion control device

Info

Publication number: JP3627287B2
Application number: JP13411195A
Authority: JP
Inventors: 幸大 ▲よし▼沢; 成章柿崎; 博文土田
Original assignee: Nissan Motor Co Ltd
Current assignee: Nissan Motor Co Ltd
Priority date: 1995-05-31
Filing date: 1995-05-31
Publication date: 2005-03-09
Anticipated expiration: 2020-03-09
Also published as: JPH08326576A

Description

【０００１】
【産業上の利用分野】
この発明はエンジンの燃焼状態を制御する装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
アイドル時は特にエンジン回転が不安定になるので、クランク角センサーからのＲｅｆ信号に基づいて各気筒の図示平均有効圧Ｐｉを予測し、これと全気筒平均のＰｉを比較することによって各気筒の図示平均有効圧の平均値を揃えることで、安定度を改善するものが提案されている（特開平２−６４２４２号公報参照）。
【０００３】
このものでは、安定性を改善するため、気筒別の図示平均有効圧のほうが全気筒平均のＰｉより大きな気筒では燃焼状態の制御変数の一つである点火時期を遅角し、この逆に全気筒平均のＰｉより小さな気筒になると点火時期を進角することによって、各気筒のＰｉを等しくするのである。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、従来装置の制御方法をアイドル時以外のパーシャル域に応用してみたところ、サージトルクが問題となるパーシャル域ではすべての気筒でＰｉの平均値を揃えてもサージトルク（安定度）があまり改善されないことが実験により新たに判明した。そこで解析を行ってみた。なお、以下の説明でパーシャル域という場合、アイドル時は含まないものとする。
【０００５】
アイドル時における安定度としては車両への加振力となる各気筒のＰｉのバラツキすなわち各気筒のσＰｉが問題となり、すべての気筒で各気筒の平均Ｐｉを等しくすることが各気筒のσＰｉの低減に有効である。図３に示すように、各気筒の平均Ｐｉのバラツキを表す指標として、４気筒トータルの平均Ｐｉの標準偏差をとり、これを「σ平均Ｐｉ」と定義したとき、各気筒のバラツキ（σ平均Ｐｉ）を低減すると、４気筒トータルのσＰｉを低減できる。
【０００６】
これに対して、パーシャル域における安定度として問題となるのはサージトルク（３〜７ＨｚのＰｉの変動）である。したがって、パーシャル域において、アイドル時と同じようにすべての気筒で各気筒の平均Ｐｉを等しくすることによりσ平均Ｐｉを低減してもサージトルクは改善されない。実験結果より図４に示すように、パーシャル域ではσ平均Ｐｉとサージトルクが相関をもたないのである。これは、気筒間のＰｉのバラツキが３〜７Ｈｚの周波数に入らないためである。そこで、本発明者が実験してみたところ、サージトルクと相関をもつのは各気筒のσＰｉであることがわかった。図５に示すように、各気筒のσＰｉの平均値が小さくなると、サージトルクも小さくなるのである。したがって、パーシャル域では、平均Ｐｉを全気筒で揃えるのではなくて、σＰｉの大きい気筒のσＰｉを低減することがサージトルクの改善に対して有効である。
【０００７】
そこでこの発明は、パーシャル域でσＰｉの大きい気筒のσＰｉが小さくなるように気筒別の燃焼制御を行うことにより、パーシャル域でのサージトルクを改善することを目的とする。
【００１１】
第１の発明では、図２７に示すように、各気筒の図示平均有効圧の標準偏差σＰｉを算出する手段２１と、この各気筒の図示平均有効圧の標準偏差σＰｉの平均値を算出する手段５１と、前記各気筒の図示平均有効圧の標準偏差σＰｉと前記平均値との差を計算する手段５２と、全気筒分の図示平均有効圧の標準偏差σＰｉを算出する手段５３と、パーシャル域で前記平均値との差が減少する方向にかつ前記全気筒の図示平均有効圧の標準偏差σＰｉがパーシャル域で安定度限界付近にあるように点火時期、燃料噴射量、空燃比の少なくとも一つを燃焼状態の制御変数として気筒別に制御する手段５４とを設けた。
【００１２】
第２の発明では、第１の発明において、前記各気筒の図示平均有効圧の標準偏差σＰｉをＲｅｆ信号間周期の標準偏差σＴＲＥＦから算出する。
【００１３】
第３の発明では、第１の発明において、前記全気筒分の図示平均有効圧の標準偏差σＰｉを全気筒分のＲｅｆ信号間周期の標準偏差σＴＴＲＥＦから算出する。
【００１４】
第４の発明では、第１から第３までのいずれか一つの発明において、各気筒の図示平均有効圧の平均値を算出する手段と、アイドル時にこの各気筒の図示平均有効圧の平均値が全気筒で等しくなるように前記燃焼状態の制御変数を制御する手段とを設けた。
【００１５】
【発明の効果】
第１の発明では、パーシャル域で各気筒の図示平均有効圧の標準偏差とその平均値との差が減少する方向にかつ全気筒の図示平均有効圧の標準偏差σＰｉが安定度限界付近にあるように制御されるので、パーシャル域でのサージトルクが改善される。これに対して、パーシャル域においても各気筒の平均Ｐｉを等しくする従来制御では、σＰｉが大きな気筒が要因となって各気筒のσＰｉの平均値が大きくなり、サージトルクが悪化する。
【００１６】
また、点火時期により各気筒のσＰｉが安定度限界付近にあるように制御するときは、全気筒平均の点火時期が従来制御の場合より遅角側に移り、排気温度をより高めることができることになるので、三元触媒の早期活性化が可能となり、これによって排気エミッションを低減できる。
【００１７】
また、燃料噴射量あるいは空燃比により各気筒のσＰｉが安定度限界付近にあるように制御するときは、安定度限界で比較した場合、全気筒の平均空燃比を従来制御の場合よりリーン化できるため、ＨＣ排出量を低減することができるとともに、空燃比のリーン化により三元触媒の活性を早期化できる。
【００２０】
特に本発明では、各気筒のσＰｉを各気筒のσＰｉの平均値に揃えてから、安定度限界付近に制御するため、安定度限界をめざしての制御を行っている途中においてもサージが悪化することがない。
【００２１】
第２の発明では、各気筒のσＰｉをＲｅｆ信号間周期の標準偏差σＴＲＥＦから算出するので、Ｐｉセンサーが不要となり、コストを低減することができる。
【００２２】
第３の発明では、各気筒のσＰｉを全気筒分のＲｅｆ信号間周期の標準偏差から算出するので、Ｐｉセンサーが不要となり、コストを低減することができる。
【００２３】
第４の発明では、アイドル時に各気筒のＰｉの平均値を揃えるので、アイドル時にも、安定度を改善できる。
【００２４】
【実施例】
以下、本発明の実施例を説明するにあたり、まず本発明の前提となる基本構成例について説明する。図１において、１はエンジン本体で、その吸気通路８には吸気絞り弁５の下流に位置して燃料噴射弁７が設けられ、コントロールユニット（図ではＣ／Ｕで略記）２からの噴射信号により運転条件に応じて所定の空燃比となるように、所定のタイミングごとに吸気中に燃料を噴射供給する。
【００２５】
一方、シリンダーヘッドには燃焼室に臨んで点火プラグ１３の電極が設けられ、コントロールユニット２からの点火信号により所定のタイミングで点火コイルの一次電流が遮断されると、点火プラグ１３の電極に火花が飛んで、シリンダー内の混合気に着火される。この着火によって燃焼したガスは、排気通路９に設けた三元触媒１０によって浄化される。
【００２６】
コントロールユニット２にはクランク角センサー４からのＲｅｆ信号と１°信号、エアフローメーター６からの吸入空気量信号、排気通路８に設置したＯ_２センサー３からの空燃比（酸素濃度）信号、さらには水温センサー１１からのエンジン冷却水温信号等が入力され、これらに基づいてコントロールユニット２では空燃比（燃料噴射量）と点火時期（点火コイルの一次電流を遮断する時期）の各制御を行う。
【００２７】
さて、アイドル時のエンジン安定性を考慮するためのパラメーターに図示平均有効圧Ｐｉがある。いま、４気筒エンジンで考えた場合、図２に示すように各気筒の平均Ｐｉ（所定サイクル数における各気筒の図示平均有効圧の平均値のこと）を記号の○で、またσＰｉ（所定サイクル数における各気筒の図示平均有効圧の標準偏差のこと）を±の幅でとる。点火時期ＡＤＶを各気筒で同じにしたとき、各気筒で吸気マニホールドや吸気ポートの各形状に伴う空気、燃料の入りやすさあるいは内部ＥＧＲなどが違うので、アイドル時の各気筒の平均Ｐｉにバラツキがみられる。このバラツキによってアイドル回転が不安定になるわけである。
【００２８】
この場合に、従来の制御方法では、アイドル時に各気筒の平均Ｐｉがすべての気筒で等しくなるように、気筒別に点火時期を進角あるいは遅角する。アイドル時における安定度としては車両への加振力となる各気筒のＰｉのバラツキすなわち４気筒トータルのσＰｉが問題となり、すべての気筒で各気筒の平均Ｐｉを等しくすることが４気筒トータルのσＰｉの低減に有効であったわけで、図３に示すように、各気筒のバラツキ（σ平均Ｐｉ）を低減すると、４気筒トータルのσＰｉを低減できる。
【００２９】
これに対して、パーシャル域における安定度として問題となるのはサージトルク（３〜７ＨｚのＰｉの変動）であるため、アイドル時と同じようにすべての気筒で各気筒の平均Ｐｉを等しくすることでσ平均Ｐｉを低減してもパーシャル域でのサージトルクは改善されない。図４に示すように、パーシャル域ではσ平均Ｐｉとサージトルクが相関をもたないのである。これは、気筒間のＰｉのバラツキが３〜７Ｈｚの周波数に入らないためである。
【００３０】
なお、後述するように、ｊ番気筒の平均Ｐｉ（１００サイクル）を平均Ｐｉ（ｊ）、４気筒トータルの平均Ｐｉをトータル平均Ｐｉとすれば、トータル平均Ｐｉは、
【数１】

であり、この値を用いてσ平均Ｐｉが
【数２】

により与えられることになる。
【００３１】
そこで、本発明者が実験・検討してみたところ、サージトルクと相関をもつのは各気筒のσＰｉであることがわかった。図５に示すように、各気筒のσＰｉの平均値が低くなると、サージトルクも低くなるのである。したがって、パーシャル域では、平均Ｐｉを全気筒で揃えるのではなくて、σＰｉの大きい気筒のσＰｉを低減することがサージトルクの改善に対して有効である。たとえば、図２の例でいうと、σＰｉの大きな１番と２番の各気筒を進角させることによって、各気筒の平均Ｐｉのバラツキは増加するものの、パーシャル域でのサージトルクを有効に低減できることになる（図６参照）。
【００３２】
また、各気筒のσＰｉは、Ｐｉセンサーを取り付けることにより可能となるが、コストを低減するため各気筒のＲｅｆ信号間周期の標準偏差をとり、これをσＴＲＥＦで定義すると、図７に示すように、気筒別にσＴＲＥＦとσＰｉが線形一次の相関をもつため、各気筒のσＴＲＥＦと図７の特性を用いることで、Ｐｉセンサーを取り付けなくとも、各気筒のσＰｉの算出が可能となる。
【００３３】
コントロールユニット２で実行されるこの制御の内容を、以下のフローチャートにしたがって説明する。
【００３４】
なお、以下のフローチャートにおいて気筒別の値であるときは、ｊ番気筒（ｊは１から４までのいずれかの整数）で代表させて述べる。なお、ｊ番気筒についての値であることを示すため、記号の後に（ｊ）を添付する。
【００３５】
まず、図８のフローチャートは各気筒のσＰｉを算出するもので、Ｒｅｆ信号（クランク角センサーの１８０°ごとのレファレンス信号）に同期して実行する。
【００３６】
ステップ１ではＲｅｆ信号間周期ＴＲＥＦ（ｊ）の旧値のシフトを行い、１回前のデーターを２回前のＲＡＭに、また３回前を４回前へ……と移し変える。ステップ２では新しいＴＲＥＦ（ｊ）を算出する。
【００３７】
この場合、ＴＲＥＦ（ｊ）は過去の所定サイクル数分（たとえば９９回）の旧値を保存しており、この過去９９回分のＴＲＥＦ（ｊ）と今回新しく算出したＴＲＥＦ（ｊ）とを用いステップ３において
【数３】

により１００サイクル分の平均ＴＲＥＦ（ｊ）を計算し、この平均ＴＲＥＦ（ｊ）と個々の値である９９個の過去のＴＲＥＦ（ｊ）を用い、ＴＲＥＦ（ｊ）の標準偏差σＴＲＥＦ（ｊ）をステップ４において
【数４】

により計算する。
【００３８】
このσＴＲＥＦ（ｊ）からステップ５において図７を内容とするテーブルを参照してＰｉ（ｊ）の標準偏差であるσＰｉ（ｊ）を求め、図８のフローを終了する。なお、実施例で用いているＰｉ（ｊ）は１８０°区間の膨張行程に対応するもので、正確にはＰｉ相当である。
【００３９】
図９のフローチャートは、点火時期補正量ＨＡＤＶ（ｊ）（初期値は０）を算出するためのもので、Ｒｅｆ信号に同期して実行する。
【００４０】
ステップ１１ではアイドルスイッチとエンジン負荷信号をみてパーシャル域であれば、ステップ１２に進み、σＰｉ（ｊ）と安定度限界の許容上限値α（たとえば１２ＫＰａ）を比較し、σＰｉ（ｊ）がαを超えるときは、ステップ１３で点火時期補正量ＨＡＤＶ（ｊ）をクランク角で１°だけ大きくする。後述するように、最終点火進角値ＡＤＶ（ｊ）は圧縮上死点前のクランク角であるため、ＨＡＤＶ（ｊ）の値を大きくすることは進角側に補正することを意味する。進角によって安定度を向上させ、これによってσＰｉ（ｊ）がα以下となるようにしようというのである。
【００４１】
ステップ１２でσＰｉ（ｊ）がα以下であるときはステップ１４に進み、σＰｉ（ｊ）と安定度限界の許容下限値β（たとえば１０ｋＰａ）を比較し、σＰｉ（ｊ）がβ未満であるときはステップ１５で点火時期補正量ＨＡＤＶ（ｊ）を今度はクランク角で１°だけ小さくする。ＨＡＤＶ（ｊ）の値を小さくすることは遅角側に補正することを意味する。安定度限界よりも安定度が良いときは、σＰｉ（ｊ）が安定度付近となるまで点火時期を遅角することによって、排気エミッションを低減させるわけである。
【００４２】
パーシャル域において図９のステップ１２，１３，１４，１５を繰り返すことによって、σＰｉ（ｊ）が安定度限界付近に制御されることになる。
【００４３】
図１０のフローチャートは各気筒の最終点火進角値ＡＤＶ（ｊ）を算出するためのもので、１０ｍｓ周期で実行する。ステップ２１ではエンジン回転数Ｎｅと基本噴射パルス幅Ｔｐを読み込み、これらＮｅ、Ｔｐよりステップ２２において図１１を内容とするマップを参照して基本進角値ＢＡＤＶを求め、ステップ２３ではこの基本進角値ＢＡＤＶに点火時期補正量ＨＡＤＶ（ｊ）を加算した値を最終点火進角値ＡＤＶ（ｊ）として求めた後、図１０のフローを終了する。ＡＤＶ（ｊ）は圧縮上死点前のクランク角である。
【００４４】
図１２のフローチャートは点火を実行するためのもので、Ｒｅｆ信号に同期して実行する。Ｒｅｆ信号の入力で、ステップ３１においてＡＤＶ（ｊ）を点火時期制御用の出力インターフェースにセットする。点火時期の最大進角値よりも、さらに進角側（たとえば７０°ＢＴＤＣ）でＲｅｆ信号が立上がるようにしているので、Ｒｅｆ信号の入力から１°信号がカウントされ、このカウント値が７０−ＡＤＶ（ｊ）と一致したタイミングで点火コイルの一次電流が遮断され、火花点火が行われる。
【００４５】
この例では、パーシャル域で各気筒のσＰｉを安定度限界付近に制御する（つまり図９のステップ１２，１３，１４，１５を繰り返す）ことで、図６の右半分に示すように、各気筒ともσＰｉの大きがほぼ同じになり、これによって図５で前述したように各気筒のσＰｉの平均値が小さくなるためパーシャル域でのサージトルクが改善されるのである。これに対して、従来制御の場合を図６の左半分に対比して示すように、パーシャル域においても各気筒の平均Ｐｉを等しくしたのでは、σＰｉの大きな２番気筒が要因となって各気筒のσＰｉの平均値が大きくなり、サージトルクが悪化するわけである。
【００４６】
また本例では、図１３に示すように、４気筒平均の点火時期（図では平均ＡＤＶで略記）が従来制御の場合より遅角側に移り、排気温度をより高めることができることになるので、三元触媒の早期活性化が可能となり、これによって排気エミッションを低減できる。
【００４７】
図１４、図１６、図１７は第２の基本構成例で、それぞれ前記第１基本構成例の図９、図１０、図１２に対応する。σＰｉを安定度限界付近に制御するのに、第１基本構成例が点火時期を用いたのに対し、第２基本構成例では燃料噴射量を用いるものである。
【００４８】
まず、図１４のフローチャートは噴射補正量ＨＴｐ（ｊ）（初期値は０）を算出するためのものである。図９と異なるのはステップ４１，４２であり、σＰｉ（ｊ）がαを超えるときは、ステップ４１で噴射補正量ＨＴｐ（ｊ）を所定値Ｔｋだけ増量し（空燃比のリッチ化）、σＰｉ（ｊ）がβ未満になるとステップ４２で噴射補正量ＨＴｋ（ｊ）をＴｋだけ減量する（空燃比のリーン化）。図１５に空燃比（図ではＡ／Ｆで略記）とσＰｉの関係を示すと、空燃比がリーン側になるほどσＰｉが増加し、この逆に空燃比がリッチ側になるほどσＰｉが小さくなるので、気筒ごとに噴射補正量ＨＴｐ（ｊ）を調整することによって、各気筒のσＰｉを安定度限界付近に制御できるのである。
【００４９】
図１６のフローチャートは燃料噴射パルス幅Ｔｉ（ｊ）を算出するためのもので、１０ｍｓ周期で実行する。ステップ５１では吸入空気量Ｑとエンジン回転数Ｎｅを読み込み、これらＱ，Ｎｅからステップ５２においてＴｐ＝ｋ×Ｑ／Ｎｅ（ｋは定数）の式により基本噴射パルス幅Ｔｐを算出し、ステップ５３ではこの基本噴射パルス幅Ｔｐに噴射補正量ＨＴｐ（ｊ）を加算した値を改めて基本噴射パルス幅Ｔｐ（ｊ）として計算する。ステップ５４では、このＴｐ（ｊ）に無効噴射パルス幅Ｔｓを加えた値を噴射弁に与える燃料噴射パルス幅Ｔｉ（ｊ）として算出し、図１６のフローを終了する。
【００５０】
図１７のフローチャートは噴射実行を行うためのもので、Ｒｅｆ信号に同期して実行する。ステップ６１でＴｉ（ｊ）を噴射制御用の出力インターフェースにセットすると、所定の噴射タイミングでＴｉ（ｊ）の時間だけ対応する噴射弁が開かれる。
【００５１】
第２基本構成例でも、パーシャル域で各気筒の空燃比をσＰｉの要求から決まる最適な空燃比へと制御する（つまり図１４のステップ１２，４１，１４，４２を繰り返す）ことにより、各気筒のσＰｉを安定度限界付近に制御できるわけで、これによって第１基本構成例と同様にパーシャル域でのサージトルクを改善できる。
【００５２】
また、安定度限界で比較した場合、図１８に示したように、４気筒の平均空燃比（図では単に平均Ａ／Ｆで略記）を従来制御の場合よりリーン化できるため、ＨＣ排出量を低減することができる。
【００５３】
図１９、図２０、図２１は前記基本構成例を前提とした本発明の第１の実施例で、それぞれ図８、図９、図１０に対応する。以下では、第１基本構成例と相違する部分を中心にして述べる。
【００５４】
図１９においてステップ６では、４つの気筒の各σＰｉを用いて、
【数５】

により４気筒トータルの平均σＰｉを求める。
【００５５】
ステップ７，８，９，１０では図８のステップ１，２，３，４と同様にして、４気筒トータルのＲｅｆ信号間周期ＴＴＲＥＦの旧値のシフトを行い、新しいＴＴＲＥＦを算出する。この場合、ＴＴＲＥＦも過去の所定サイクル数分（たとえば９９回）の旧値を保存しており、この過去９９回分のＴＴＲＥＦと今回新しく算出したＴＴＲＥＦとを用い
【数６】

により１００サイクル分の平均ＴＴＲＥＦを計算し、この平均ＴＴＲＥＦと個々の値である１００個のＴＴＲＥＦを用い、ＴＴＲＥＦの標準偏差であるσＴＴＲＥＦを
【数７】

により計算する。
【００５６】
図２０において、ステップ７１ではσＰｉ（ｊ）と平均σＰｉの偏差に応じた点火時期補正量ＫＡＤＶ（ｊ）（初期値は０）を
ＫＡＤＶ（ｊ）＝（σＰｉ（ｊ）−平均σＰｉ）×ｋ２
ただし、ｋ２：比例定数（たとえば０．３）
の式により求める。
【００５７】
σＰｉ（ｊ）＞平均σＰｉのときは、Ｐｉ（ｊ）のバラツキを低減させるため、点火時期を進角させなければならないので、ＫＡＤＶ（ｊ）は正の値となり、この逆にσＰｉ（ｊ）＜平均σＰｉになるとＰｉ（ｊ）のバラツキに余裕があり、点火時期を遅角できるため、ＫＡＤＶ（ｊ）は負の値となる。
【００５８】
ステップ７２ではσＴＴＲＥＦと所定値γ（たとえば１０ｍｓ）とを比較し、σＴＴＲＥＦがγ以下のときは安定度限界までに余裕があるため、ステップ７３で点火時期補正量ＨＡＤＶ２（初期値は０）を１°だけ小さくする（遅角する）。σＴＴＲＥＦがγ以下の場合に点火時期を遅角させるのは、図２２に示すように、σＴＴＲＥＦがサージトルクと線形一次の相関をもつからである。図２０のステップ７１，７２，７３を繰り返すことによって、各気筒のσＰｉを平均σＰｉに揃えつつ、各気筒の点火時期を安定度限界まで遅角することができる。
【００５９】
図２１において、ステップ８１では基本進角値ＢＡＤＶにＫＡＤＶ（ｊ）とＨＡＤＶ２を加算した値を最終点火進角値ＡＤＶ（ｊ）として計算する。
【００６０】
さて、第１基本構成例では、各気筒のσＰｉを安定度限界値（実験により決まる目標値）に揃えるように制御を行っているのに対して本実施例では、各気筒のσＰｉの平均σＰｉからの偏差に応じて点火時期補正量ＫＡＤＶ（ｊ）をすばやく変えることによって４気筒のσＰｉを揃え、さらにσＴＴＲＥＦにより４気筒トータルの安定度を検出することによって安定度限界付近に制御するものである。第１基本構成例では、安定度限界に落ち着くまでは、各気筒のσＰｉは揃っていないため、安定度限界までのフィードバック制御の途中においてサージが悪化する可能性がある。たとえば、図２のように、１番気筒と２番気筒のσＰｉが大きくて３番気筒と４番気筒のσＰｉが小さい場合に、各気筒とも同時に安定度限界に向かって補正するため、１番気筒と２番気筒は点火時期を進角し、３番気筒と４番気筒は遅角することになるが、この場合に１番気筒と２番気筒の安定度（σＰｉ）が改善する前に３番気筒と４番気筒の遅角によって３番気筒と４番気筒のσＰｉが大きくなったときに平均σＰｉがα以上となってサージが悪化する可能性があるわけである。これに対して本実施例においては、まず各気筒のσＰｉを平均σＰｉに揃えてから、安定度の改善分だけ点火時期を遅角して安定度限界に制御するため、安定度限界をめざしての制御を行っている途中においても、一時的にせよ安定度が限界値を超えることがないのである。
【００６１】
図２３は本発明の第２の実施例で、これはサージトルクが問題となるパーシャル域で本発明の制御を用いて各気筒のσＰｉを低減することによりサージトルクを改善する一方で（ステップ９１，９２）、アイドルスイッチからアイドル時かどうかをみて、アイドル時には、特開平２−６４２４２号公報と同様な方法を用いて、各気筒の平均Ｐｉを揃えることにより、σＰｉ（安定度）を改善するようにしたものである（ステップ９１，９３，９４）。この例では、アイドル時とパーシャル域のいずれの運転条件においても、有効に安定度（σＰｉ、サージトルク）を改善できる。
【００６２】
図２４のフローチャートは本発明の第３の実施例で、第１基本構成例の図８に対応する。
【００６３】
図２４においてステップ１０１ではクランクの角速度ω１（ｊ）とω２（ｊ）を読み込み、ステップ１０２ではこれらの角速度差Δω（ｊ）を計算する。
【００６４】
ここで、ω１（ｊ）は図２５において、圧縮上死点（図ではＴＤＣで略記）前の所定クランク角区間に要する時間ｔ１（ｊ）から、ω１（ｊ）＝Ｋ／ｔ１（ｊ）（Ｋは定数）により、またω２（ｊ）は図２５において、圧縮上死点後の所定クランク角区間に要する時間ｔ２（ｊ）から、ω２（ｊ）＝Ｋ／ｔ２（ｊ）により求められる値である。
【００６５】
ステップ１０３，１０４，１０５，１０６では図８のステップ１，２，３，４と同様にして、Ｐｉ（ｊ）の旧値のシフトを行い、角速度差Δω（ｊ）からは図２６を内容とするテーブルを参照して新しいＰｉ（ｊ）を算出する。Ｐｉ（ｊ）も過去の所定サイクル数分（９９回）の旧値を保存しており、この過去９９回分のＰｉ（ｊ）と今回新しく算出したＰｉ（ｊ）とを用い
【数８】

により１００サイクル分の平均Ｐｉ（ｊ）を計算し、この平均Ｐｉ（ｊ）と個々の値である１００個のＰｉ（ｊ）を用い、Ｐｉ（ｊ）の標準偏差であるσＰｉ（ｊ）を
【数９】

により計算する。
【図面の簡単な説明】
【図１】第１基本構成例の制御システム図である。
【図２】アイドル時における各気筒のＰｉの特性図である。
【図３】アイドル時におけるσ平均Ｐｉに対する４気筒トータルのσＰｉの特性図である。
【図４】パーシャル域におけるσ平均Ｐｉに対するサージトルクの特性図である。
【図５】パーシャル域における各気筒のσＰｉの平均値に対するサージトルクの特性図である。
【図６】パーシャル域における従来制御と本発明の作用を説明するための特性図である。
【図７】σＴＲＥＦに対するσＰｉの特性図である。
【図８】第１基本構成例のσＰｉ（ｊ）の算出を説明するためのフローチャートである。
【図９】点火時期補正量ＨＡＤＶ（ｊ）の算出を説明するためのフローチャートである。
【図１０】最終点火進角値ＡＤＶ（ｊ）の算出を説明するためのフローチャートである。
【図１１】基本進角値ＢＡＤＶの特性図である。
【図１２】点火の実行を説明するためのフローチャートである。
【図１３】第１基本構成例のサージトルク、排気温度の各特性図である。
【図１４】第２基本構成例の噴射補正量ＨＴｐ（ｊ）の算出を説明するためのフローチャートである。
【図１５】第２基本構成例の空燃比に対するσＰｉの特性図である。
【図１６】第２基本構成例の燃料噴射パルス幅Ｔｉ（ｊ）の算出を説明するためのフローチャートである。
【図１７】第２基本構成例の噴射の実行を説明するためのフローチャートである。
【図１８】第２基本構成例のサージトルク、ＨＣ排出量の各特性図である。
【図１９】本発明の第１実施例のσＰｉ（ｊ）の算出を説明するためのフローチャートである。
【図２０】第１実施例の二種の点火時期補正量ＫＡＤＶ（ｊ）、ＨＡＤＶ２の算出を説明するためのフローチャートである。
【図２１】第１実施例の最終点火進角値ＡＤＶ（ｊ）の算出を説明するためのフローチャートである。
【図２２】第１実施例のσＴＴＲＥＦに対するサージトルクの特性図である。
【図２３】第２実施例のフローチャートである。
【図２４】第３実施例のσＰｉ（ｊ）の算出を説明するためのフローチャートである。
【図２５】第３実施例のクランクの角速度の波形図である。
【図２６】第３実施例の角速度差Δωに対するＰｉの特性図である。
【図２７】第１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クランク角センサー
６エアフローメーター
７燃料噴射弁（燃料供給手段）
１３点火プラグ（火花点火手段）
２１各気筒のσＰｉ算出手段
２２制御変数制御手段
３１基本噴射時期算出手段
３２点火時期補正量算出手段
３３最終点火時期算出手段
３４火花点火手段
４１基本噴射量算出手段
４２噴射補正量算出手段
４３最終噴射量算出手段
４４燃料供給手段
５１平均値算出手段
５２差計算手段
５３全気筒分のσＰｉ算出手段
５４制御変数制御手段[0001]
[Industrial application fields]
The present invention relates to an apparatus for controlling the combustion state of an engine.
[0002]
[Prior art]
Since engine rotation becomes unstable especially during idling, the indicated mean effective pressure Pi of each cylinder is predicted based on the Ref signal from the crank angle sensor, and this is compared with the average Pi of all cylinders. There has been proposed one that improves the stability by aligning the average values of the indicated mean effective pressures (see Japanese Patent Laid-Open No. 2-64242).
[0003]
In this case, in order to improve the stability, the ignition timing, which is one of the control variables of the combustion state, is retarded in the cylinder in which the indicated mean effective pressure for each cylinder is larger than the average Pi of all cylinders. When the cylinder becomes smaller than the cylinder average Pi, the ignition timing is advanced to equalize the Pi of each cylinder.
[0004]
[Problems to be solved by the invention]
However, when the control method of the conventional device is applied to the partial region other than the idling time, the surge torque (stability) is not so much even in the partial region where the surge torque is a problem even if the average value of Pi is equalized in all cylinders. It was newly found by experiment that it was not improved. I analyzed it. In the following description, the term “partial area” does not include idle time.
[0005]
As the stability at idling, the variation of Pi of each cylinder, which is the excitation force to the vehicle, that is, σPi of each cylinder becomes a problem. It is effective for. As shown in FIG. 3, when the standard deviation of the average Pi of the four cylinders is taken as an index representing the variation of the average Pi of each cylinder and defined as “σ average Pi”, the variation of each cylinder (σ average When Pi) is reduced, the total σPi of the four cylinders can be reduced.
[0006]
On the other hand, it is the surge torque (Pi fluctuation of 3 to 7 Hz) that becomes a problem as the stability in the partial region. Accordingly, in the partial region, the surge torque is not improved even if the σ average Pi is reduced by equalizing the average Pi of each cylinder in all the cylinders in the same manner as during idling. From the experimental results, as shown in FIG. 4, the σ average Pi and the surge torque have no correlation in the partial region. This is because the Pi variation between the cylinders does not fall within the frequency range of 3 to 7 Hz. Therefore, when the present inventor experimented, it was found that the σPi of each cylinder has a correlation with the surge torque. As shown in FIG. 5, when the average value of σPi of each cylinder is reduced, the surge torque is also reduced. Therefore, in the partial range, it is effective for improving the surge torque to reduce σPi of a cylinder having a large σPi, instead of making the average Pi uniform for all cylinders.
[0007]
Accordingly, an object of the present invention is to improve surge torque in a partial region by performing combustion control for each cylinder so that σPi of a cylinder having a large σPi is small in the partial region.
[0011]
First 1 The invention in the figure 27 As shown, the means 21 for calculating the standard deviation σPi of the indicated mean effective pressure of each cylinder, the means 51 for calculating the average value of the standard deviation σPi of the indicated mean effective pressure of each cylinder, and the illustration of each cylinder The means 52 for calculating the difference between the standard deviation σPi of the average effective pressure and the average value, the means 53 for calculating the standard deviation σPi of the indicated average effective pressure for all the cylinders, and the difference between the average value in the partial region Cylinders with at least one of ignition timing, fuel injection amount, and air-fuel ratio as combustion state control variables so that the standard deviation σPi of the indicated mean effective pressure of all the cylinders is in the partial range and in the vicinity of the stability limit in a decreasing direction. Separately controlling means 54 is provided.
[0012]
First 2 In the invention of the 1's In the invention, the standard deviation σPi of the indicated mean effective pressure of each cylinder is calculated from the standard deviation σTREF of the cycle between Ref signals.
[0013]
First 3 In the invention of the 1 In this invention, the standard deviation σPi of the indicated mean effective pressure for all the cylinders is calculated from the standard deviation σTTREF of the cycle between Ref signals for all the cylinders.
[0014]
First 4 In the invention of the first to first 3 In any one of the inventions described above, the means for calculating the average value of the indicated mean effective pressure of each cylinder, and the average value of the indicated mean effective pressure of each cylinder during idling are equalized in all the cylinders during idling. And means for controlling the control variable.
[0015]
[ The invention's effect ]
First 1 In the invention of the partial area The difference between the standard deviation of the indicated mean effective pressure of each cylinder and its mean value is reduced and all The standard deviation σPi of the indicated mean effective pressure of the cylinder is controlled so as to be near the stability limit. And then -Surge torque in the local region is improved. On the other hand, in the conventional control in which the average Pi of each cylinder is made equal even in the partial range, the average value of σPi of each cylinder increases due to the cylinder having a large σPi, and the surge torque deteriorates.
[0016]
Further, when the control is performed so that the σPi of each cylinder is in the vicinity of the stability limit by the ignition timing, the average ignition timing of all the cylinders is shifted to the retard side compared to the conventional control, and the exhaust temperature can be further increased. Therefore, the three-way catalyst can be activated at an early stage, thereby reducing exhaust emission.
[0017]
Further, when the control is performed so that the σPi of each cylinder is near the stability limit by the fuel injection amount or the air-fuel ratio, the average air-fuel ratio of all the cylinders can be made leaner than in the conventional control when compared at the stability limit. Therefore, the HC emission amount can be reduced and the activation of the three-way catalyst can be accelerated by making the air-fuel ratio lean.
[0020]
Especially books In the invention, since the σPi of each cylinder is made equal to the average value of σPi of each cylinder and then controlled near the stability limit, the surge may worsen even during the control for the stability limit. Absent.
[0021]
First 2 In this invention, σPi of each cylinder is calculated from the standard deviation σTREF of the cycle between the Ref signals, so the Pi sensor is not necessary, and the cost can be reduced.
[0022]
First 3 In this invention, σPi of each cylinder is calculated from the standard deviation of the cycle between Ref signals for all the cylinders, so that no Pi sensor is required, and the cost can be reduced.
[0023]
First 4 In the invention, since the average value of Pi of each cylinder is made uniform during idling, the stability can be improved even during idling.
[0024]
【Example】
Hereinafter, in describing the embodiments of the present invention, first, a basic configuration example as a premise of the present invention will be described. In FIG. 1, reference numeral 1 denotes an engine body. A fuel injection valve 7 is provided in the intake passage 8 downstream of the intake throttle valve 5, and an injection signal from a control unit (abbreviated as C / U in the figure) 2. Thus, fuel is injected and supplied during intake at every predetermined timing so that a predetermined air-fuel ratio is obtained according to operating conditions.
[0025]
On the other hand, the cylinder head is provided with an electrode of a spark plug 13 facing the combustion chamber, and the primary current of the ignition coil is cut off at a predetermined timing by an ignition signal from the control unit 2. And point Sparks fly to the electrodes of the fire plug 13 and ignite the air-fuel mixture in the cylinder. The gas combusted by this ignition is purified by the three-way catalyst 10 provided in the exhaust passage 9.
[0026]
The control unit 2 includes a Ref signal and a 1 ° signal from the crank angle sensor 4, an intake air amount signal from the air flow meter 6, and an O installed in the exhaust passage 8. ₂ An air-fuel ratio (oxygen concentration) signal from the sensor 3 and an engine cooling water temperature signal from the water temperature sensor 11 are input. Based on these signals, the control unit 2 determines the air-fuel ratio (fuel injection amount) and ignition timing (ignition coil). Control each time when the primary current is cut off.
[0027]
The indicated mean effective pressure Pi is a parameter for considering engine stability during idling. Considering a four-cylinder engine, as shown in FIG. 2, the average Pi of each cylinder (mean value of the indicated mean effective pressure of each cylinder at a predetermined number of cycles) is indicated by the symbol ◯, and σPi (predetermined cycle) The standard deviation of the indicated mean effective pressure of each cylinder in the number) is taken as a range of ±. When the ignition timing ADV is the same for each cylinder, air, ease of fuel entry, internal EGR, etc. associated with the shape of each intake manifold and intake port are different for each cylinder. Is seen. This variation makes the idle rotation unstable.
[0028]
In this case, in the conventional control method, the ignition timing is advanced or retarded for each cylinder so that the average Pi of each cylinder is equal for all the cylinders during idling. As the stability at idling, the variation of Pi of each cylinder, which is the excitation force to the vehicle, that is, the total σPi of the four cylinders becomes a problem. As shown in FIG. 3, when the variation (σ average Pi) of each cylinder is reduced, the total σPi of the four cylinders can be reduced.
[0029]
On the other hand, since the problem in terms of stability in the partial range is surge torque (3 to 7 Hz Pi fluctuation), the average Pi of all cylinders should be equalized in all cylinders in the same manner as during idling. However, even if the σ average Pi is reduced, the surge torque in the partial region is not improved. As shown in FIG. 4, in the partial region, the σ average Pi and the surge torque have no correlation. This is because the Pi variation between the cylinders does not fall within the frequency range of 3 to 7 Hz.
[0030]
As will be described later, if the average Pi (100 cycles) of the j-th cylinder is the average Pi (j), and the total Pi of the four cylinders is the total average Pi, the total average Pi is
[Expression 1]

Using this value, the σ average Pi is
[Expression 2]

Will be given by.
[0031]
Therefore, when the present inventor conducted experiments and examinations, it was found that the σPi of each cylinder has a correlation with the surge torque. As shown in FIG. 5, when the average value of σPi of each cylinder is lowered, the surge torque is also lowered. Therefore, in the partial range, it is effective for improving the surge torque to reduce σPi of a cylinder having a large σPi, instead of making the average Pi uniform for all cylinders. For example, in the example of FIG. 2, when the first and second cylinders with large σPi are advanced, the variation of the average Pi of each cylinder increases, but the surge torque in the partial region is effectively reduced. This is possible (see FIG. 6).
[0032]
In addition, σPi of each cylinder can be achieved by attaching a Pi sensor, but in order to reduce cost, taking the standard deviation of the cycle between Ref signals of each cylinder and defining this by σTREF, as shown in FIG. Since σTREF and σPi have a linear primary correlation for each cylinder, σPi of each cylinder can be calculated without using a Pi sensor by using σTREF of each cylinder and the characteristics shown in FIG.
[0033]
The contents of this control executed by the control unit 2 will be described according to the following flowchart.
[0034]
In the following flowchart, when it is a value for each cylinder, the j-th cylinder (j is any integer from 1 to 4) will be representatively described. In order to indicate that the value is for the j-th cylinder, (j) is appended after the symbol.
[0035]
First, the flowchart of FIG. 8 calculates σPi of each cylinder, and is executed in synchronization with the Ref signal (reference signal for every 180 ° of the crank angle sensor).
[0036]
In step 1, the old value of the period TREF (j) between Ref signals is shifted, and the previous data is transferred to the previous RAM, the previous 3 times to the previous 4 times, and so on. In step 2, a new TREF (j) is calculated.
[0037]
In this case, TREF (j) stores the old value for the past predetermined number of cycles (for example, 99 times), and the step is performed using the past 99 times of TREF (j) and the newly calculated TREF (j). In 3
[Equation 3]

The average TREF (j) for 100 cycles is calculated by using the average TREF (j) and 99 past TREF (j) which are individual values, and the standard deviation σTREF (j) of TREF (j) is calculated. In step 4
[Expression 4]

Calculate according to
[0038]
From this σTREF (j), in step 5, the table having the contents shown in FIG. 7 is referred to obtain σPi (j) which is the standard deviation of Pi (j), and the flow of FIG. Note that Pi (j) used in the examples corresponds to the expansion stroke in the 180 ° section, and exactly corresponds to Pi.
[0039]
The flowchart of FIG. 9 is for calculating the ignition timing correction amount HAVV (j) (initial value is 0), and is executed in synchronization with the Ref signal.
[0040]
If it is determined in step 11 that the engine is in the partial range, the process proceeds to step 12 where σPi (j) is compared with an allowable upper limit α (for example, 12 KPa) and σPi (j) is set to α. If so, the ignition timing correction amount HADV (j) is increased by 1 ° in crank angle in step 13. As will be described later, since the final ignition advance value ADV (j) is the crank angle before the compression top dead center, increasing the value of HADV (j) means correcting to the advance side. The stability is improved by the advance angle, so that σPi (j) should be less than or equal to α.
[0041]
When σPi (j) is less than or equal to α in step 12, the process proceeds to step 14, where σPi (j) is compared with an allowable lower limit value β (for example, 10 kPa) of stability limit, and σPi (j) is less than β. In step 15, the ignition timing correction amount HAVV (j) is decreased by 1 ° in terms of the crank angle. Decreasing the value of HADV (j) means correcting to the retard side. When the stability is better than the stability limit, the exhaust emission is reduced by retarding the ignition timing until σPi (j) is close to the stability.
[0042]
By repeating

Steps

12, 13, 14, and 15 of FIG. 9 in the partial region, σPi (j) is controlled near the stability limit.
[0043]
The flowchart of FIG. 10 is for calculating the final ignition advance value ADV (j) of each cylinder, and is executed at a cycle of 10 ms. In step 21, the engine speed Ne and the basic injection pulse width Tp are read. In step 22, the basic advance value BADV is obtained by referring to the map having the contents shown in FIG. After obtaining the value obtained by adding the ignition timing correction amount HAVV (j) to the value BADV as the final ignition advance value ADV (j), the flow of FIG. 10 is ended. ADV (j) is a crank angle before compression top dead center.
[0044]
The flowchart in FIG. 12 is for executing ignition, and is executed in synchronization with the Ref signal. In response to the input of the Ref signal, ADV (j) is set in the output interface for controlling the ignition timing in step 31. Since the Ref signal rises further on the advance side (for example, 70 ° BTDC) than the maximum advance value of the ignition timing, the 1 ° signal is counted from the input of the Ref signal. The primary current of the ignition coil is cut off at a timing coincident with ADV (j), and spark ignition is performed.
[0045]
In this example, as shown in the right half of FIG. 6, each cylinder is controlled by controlling σPi of each cylinder near the stability limit in the partial range (that is, steps 12, 13, 14, and 15 in FIG. 9 are repeated). In both cases, the magnitude of σPi becomes substantially the same, and as a result, the average value of σPi of each cylinder becomes small as described above with reference to FIG. 5, so that the surge torque in the partial region is improved. On the other hand, as shown in the case of the conventional control in comparison with the left half of FIG. 6, when the average Pi of each cylinder is made equal even in the partial region, each cylinder is caused by the second cylinder having a large σPi. The average value of σPi of the cylinder is increased, and the surge torque is deteriorated.
[0046]
Also book Example Then, as shown in FIG. 13, the four-cylinder average ignition timing (abbreviated as average ADV in the figure) shifts to the retard side compared with the conventional control, and the exhaust temperature can be further increased. Can be activated at an early stage, thereby reducing exhaust emission.
[0047]
14, 16 and 17 show the second Basic configuration For example, each Example of the first basic configuration 9 corresponds to FIG. 9, FIG. 10, and FIG. To control σPi near the stability limit, the first Basic configuration The example used ignition timing, while the second Basic configuration In the example, the fuel injection amount is used.
[0048]
First, the flowchart of FIG. 14 is for calculating the injection correction amount HTp (j) (initial value is 0). The difference from FIG. 9 is

steps

41 and 42. When σPi (j) exceeds α, the injection correction amount HTp (j) is increased by a predetermined value Tk in step 41 (enrichment of the air-fuel ratio), and σPi. When (j) becomes less than β, the injection correction amount HTk (j) is decreased by Tk in step 42 (lean air-fuel ratio). FIG. 15 shows the relationship between the air-fuel ratio (abbreviated as A / F in the figure) and σPi. As the air-fuel ratio becomes leaner, σPi increases. Conversely, as the air-fuel ratio becomes richer, σPi becomes smaller. By adjusting the injection correction amount HTp (j) for each cylinder, σPi of each cylinder can be controlled near the stability limit.
[0049]
The flowchart of FIG. 16 is for calculating the fuel injection pulse width Ti (j), and is executed at a cycle of 10 ms. In step 51, the intake air amount Q and the engine speed Ne are read. In step 52, the basic injection pulse width Tp is calculated from the Q and Ne in step 52 by the equation Tp = k × Q / Ne (k is a constant). A value obtained by adding the injection correction amount HTp (j) to the basic injection pulse width Tp is calculated again as the basic injection pulse width Tp (j). In step 54, the value obtained by adding the invalid injection pulse width Ts to Tp (j) is calculated as the fuel injection pulse width Ti (j) to be given to the injection valve, and the flow of FIG.
[0050]
The flowchart in FIG. 17 is for executing injection, and is executed in synchronization with the Ref signal. When Ti (j) is set to the output interface for injection control in step 61, the injection valve corresponding to the time of Ti (j) is opened at a predetermined injection timing.
[0051]
Second Basic configuration Also in the example, by controlling the air-fuel ratio of each cylinder to the optimum air-fuel ratio determined from the requirement of σPi in the partial range (that is, repeating

steps

12, 41, 14, and 42 in FIG. 14), σPi of each cylinder is stabilized. It can be controlled near the degree limit. Basic configuration As in the example, surge torque in the partial range can be improved.
[0052]
Further, when compared at the stability limit, as shown in FIG. 18, since the average air-fuel ratio of the four cylinders (simply abbreviated simply as average A / F in the figure) can be made leaner than in the case of conventional control, the HC emission amount is reduced. Can be reduced.
[0053]
19, 20, and 21 The first of the present invention based on the basic configuration example In the example, Figure This corresponds to FIG. 8, FIG. 9, and FIG. In the following, the first Basic configuration I will focus on the differences from the example.
[0054]
In Step 6 in FIG. 19, using each σPi of the four cylinders,
[Equation 5]

To obtain the average σPi of the total of the four cylinders.
[0055]
In

steps

7, 8, 9, and 10, as in

steps

1, 2, 3, and 4 of FIG. 8, the old value of the cycle TTREF of the total four-cylinder Ref signal is shifted to calculate a new TTREF. In this case, TTREF also stores old values for the past predetermined number of cycles (for example, 99 times), and uses the past 99 times of TTREF and the newly calculated TTREF.
[Formula 6]

Is used to calculate an average TTREF for 100 cycles, and using the average TTREF and 100 TTREFs that are individual values, σTTREF that is a standard deviation of TTREF is calculated.
[Expression 7]

Calculate according to
[0056]
In FIG. 20, in step 71, an ignition timing correction amount KADV (j) (initial value is 0) corresponding to the deviation between σPi (j) and average σPi is set.
KADV (j) = (σPi (j) −average σPi) × k2
Where k2: proportionality constant (eg 0.3)
It is calculated by the following formula.
[0057]
When σPi (j)> average σPi, since the ignition timing must be advanced in order to reduce the variation in Pi (j), KADV (j) becomes a positive value, and conversely, σPi (j) <When the average σPi is reached, there is a margin of variation in Pi (j), and the ignition timing can be retarded, so KADV (j) is a negative value.
[0058]
In step 72, σTTREF is compared with a predetermined value γ (for example, 10 ms). When σTTREF is equal to or less than γ, there is a margin until the stability limit. Therefore, in step 73, the ignition timing correction amount HAV2 (initial value is 0) is set to 1. Make it smaller by ° (retard). The reason why the ignition timing is retarded when σTTREF is γ or less is that σTTREF has a linear primary correlation with the surge torque, as shown in FIG. By repeating

steps

71, 72, and 73 in FIG. 20, the ignition timing of each cylinder can be retarded to the stability limit while aligning σPi of each cylinder to the average σPi.
[0059]
In FIG. 21, in step 81, a value obtained by adding KADV (j) and HADV2 to the basic advance value BADV is calculated as the final ignition advance value ADV (j).
[0060]
Well, first Basic configuration In the example, control is performed so that σPi of each cylinder is aligned with the stability limit value (target value determined by experiment). Book In the embodiment, the four-cylinder σPi is aligned by quickly changing the ignition timing correction amount KADV (j) according to the deviation of the σPi of each cylinder from the average σPi, and the total stability of the four cylinders is detected by σTTREF. Is controlled near the stability limit. First Basic configuration In the example, since σPi of each cylinder is not uniform until the stability limit is reached, surge may be deteriorated during feedback control up to the stability limit. For example, as shown in FIG. 2, when σPi of the first and second cylinders is large and σPi of the third and fourth cylinders is small, each cylinder simultaneously corrects toward the stability limit. The cylinder and the second cylinder advance the ignition timing, and the third and fourth cylinders retard, but in this case before the stability (σPi) of the first and second cylinders improves When the σPi of the third and fourth cylinders increases due to the retardation of the third and fourth cylinders, the average σPi becomes α or more and the surge may deteriorate. On the contrary Book In the embodiment, first, the σPi of each cylinder is made equal to the average σPi, and then the ignition timing is retarded by an amount corresponding to the improvement of the stability to control the stability limit. Therefore, the control for the stability limit is performed. Even during the process, the stability does not exceed the limit value, even temporarily.
[0061]
FIG. The second of the present invention In the embodiment, this is a partial range where surge torque is a problem. You The surge torque is improved by reducing σPi of each cylinder (steps 91 and 92), and it is determined whether the engine is idling from the idle switch. When idling, a method similar to that disclosed in JP-A-2-64242 is used. In other words, σPi (stability) is improved by aligning the average Pi of each cylinder (steps 91, 93, 94). In this example, the stability (σPi, surge torque) can be effectively improved under both the idling and partial operating conditions.
[0062]
The flowchart of FIG. The third of the present invention In the example, the first Basic configuration This corresponds to FIG. 8 of the example.
[0063]
24, in step 101, the crank angular velocities ω1 (j) and ω2 (j) are read, and in step 102, the angular velocity difference Δω (j) is calculated.
[0064]
Here, ω1 (j) is calculated from the time t1 (j) required for a predetermined crank angle section before compression top dead center (abbreviated as TDC in the figure) in FIG. 25 from ω1 (j) = K / t1 (j) ( K is a constant), and ω2 (j) is a value obtained by ω2 (j) = K / t2 (j) from time t2 (j) required for a predetermined crank angle section after compression top dead center in FIG. It is.
[0065]
In

steps

103, 104, 105, and 106, the old value of Pi (j) is shifted in the same manner as

steps

1, 2, 3, and 4 in FIG. 8, and FIG. 26 is obtained from the angular velocity difference Δω (j). A new Pi (j) is calculated with reference to the table to be processed. Pi (j) also stores the old value for the past predetermined number of cycles (99 times), and uses the past 99 times Pi (j) and the newly calculated Pi (j).
[Equation 8]

The average Pi (j) for 100 cycles is calculated by using the average Pi (j) and 100 Pi (j) that are individual values, and σPi (j) that is the standard deviation of Pi (j) is calculated.
[Equation 9]

Calculate according to
[Brief description of the drawings]
[Figure 1] First basic configuration example It is a control system figure of.
FIG. 2 is a characteristic diagram of Pi of each cylinder during idling.
FIG. 3 is a characteristic diagram of total σPi of four cylinders with respect to σaverage Pi during idling.
FIG. 4 is a characteristic diagram of surge torque with respect to σ average Pi in the partial region.
FIG. 5 is a characteristic diagram of surge torque with respect to an average value of σPi of each cylinder in a partial region.
FIG. 6 is a characteristic diagram for explaining the conventional control in the partial region and the operation of the present invention.
FIG. 7 is a characteristic diagram of σPi with respect to σTREF.
FIG. 8 First Basic configuration It is a flowchart for demonstrating calculation of (sigma) Pi (j) of an example.
FIG. 9 is a flowchart for explaining calculation of an ignition timing correction amount HADV (j).
FIG. 10 is a flowchart for explaining calculation of a final ignition advance value ADV (j).
FIG. 11 is a characteristic diagram of a basic advance value BADV.
FIG. 12 is a flowchart for explaining execution of ignition.
FIG. 13 shows the first Basic configuration It is each characteristic figure of an example surge torque and exhaust temperature.
FIG. 14 Basic configuration It is a flowchart for demonstrating calculation of the injection correction amount HTp (j) of an example.
FIG. 15 Basic configuration It is a characteristic figure of (sigma) Pi with respect to the air fuel ratio of an example.
FIG. 16 Basic configuration It is a flowchart for demonstrating calculation of the fuel injection pulse width Ti (j) of an example.
FIG. 17 Basic configuration It is a flowchart for demonstrating execution of an example injection.
FIG. 18 Basic configuration It is each characteristic figure of an example surge torque and HC discharge | emission amount.
FIG. 19 First of the present invention It is a flowchart for demonstrating calculation of (sigma) Pi (j) of an Example.
FIG. 20 1 It is a flowchart for demonstrating calculation of two types of ignition timing correction amount KADV (j) of an Example, and HADV2.
FIG. 21 1 It is a flowchart for demonstrating calculation of the final ignition advance value ADV (j) of an Example.
FIG. 22 1 It is a characteristic figure of the surge torque with respect to (sigma) TTREF of an Example.
FIG. 23 2 It is a flowchart of an Example.
FIG. 24 3 It is a flowchart for demonstrating calculation of (sigma) Pi (j) of an Example.
FIG. 25 3 It is a waveform diagram of the angular velocity of the crank of the example.
FIG. 26 3 It is a characteristic view of Pi with respect to angular velocity difference (DELTA) omega of an Example.
FIG. 27 is a view corresponding to a claim of the first invention.
[Explanation of symbols]
1 Engine body
2 Control unit
4 Crank angle sensor
6 Air flow meter
7 Fuel injection valve (fuel supply means)
13 Spark plug (spark ignition means)
21 σPi calculation means for each cylinder
22 Control variable control means
31 Basic injection timing calculation means
32 Ignition timing correction amount calculation means
33 Final ignition timing calculation means
34 Spark ignition means
41 Basic injection amount calculation means
42 Injection correction amount calculation means
43 Final injection amount calculation means
44 Fuel supply means
51 Mean value calculation means
52 Difference calculation means
53 σPi calculation means for all cylinders
54 Control variable control means

Claims

各気筒の図示平均有効圧の標準偏差を算出する手段と、
この各気筒の図示平均有効圧の標準偏差の平均値を算出する手段と、
前記各気筒の図示平均有効圧の標準偏差と前記平均値との差を計算する手段と、
全気筒分の図示平均有効圧の標準偏差を算出する手段と、
パーシャル域で前記平均値との差が減少する方向にかつ前記全気筒の図示平均有効圧の標準偏差がパーシャル域で安定度限界付近にあるように点火時期、燃料噴射量、空燃比の少なくとも一つを燃焼状態の制御変数として気筒別に制御する手段と
を設けたことを特徴とするエンジンの燃焼制御装置。Means for calculating the standard deviation of the indicated mean effective pressure of each cylinder;
Means for calculating the average value of the standard deviation of the indicated mean effective pressure of each cylinder;
Means for calculating a difference between the standard deviation of the indicated mean effective pressure of each cylinder and the mean value;
Means for calculating the standard deviation of the indicated mean effective pressure for all cylinders;
At least one of the ignition timing, the fuel injection amount, and the air-fuel ratio is set so that the difference between the average value in the partial region decreases and the standard deviation of the indicated mean effective pressure of all the cylinders is near the stability limit in the partial region. And a means for controlling each cylinder as a control variable for the combustion state.

前記各気筒の図示平均有効圧の標準偏差をＲｅｆ信号間周期の標準偏差から算出することを特徴とする請求項１に記載のエンジンの燃焼制御装置。The engine combustion control apparatus according to claim 1, wherein the standard deviation of the indicated mean effective pressure of each cylinder is calculated from the standard deviation of the cycle between Ref signals.

前記全気筒分の図示平均有効圧の標準偏差を全気筒分のＲｅｆ信号間周期の標準偏差から算出することを特徴とする請求項１に記載のエンジンの燃焼制御装置。The engine combustion control apparatus according to claim 1, wherein the standard deviation of the indicated mean effective pressure for all the cylinders is calculated from the standard deviation of the cycle between Ref signals for all the cylinders.

各気筒の図示平均有効圧の平均値を算出する手段と、アイドル時にこの各気筒の図示平均有効圧の平均値が全気筒で等しくなるように前記燃焼状態の制御変数を制御する手段とを設けたことを特徴とする請求項１から３までのいずれか一つに記載のエンジンの燃焼制御装置。Means for calculating the mean value of the indicated mean effective pressure of each cylinder and means for controlling the control variable of the combustion state so that the mean value of the indicated mean effective pressure of each cylinder is equal for all the cylinders during idling are provided. The engine combustion control device according to any one of claims 1 to 3, wherein the engine combustion control device is provided.