JP4066866B2 - 内燃機関の点火時期制御装置 - Google Patents
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Description
【発明の属する技術分野】
本発明は、内燃機関の点火時期制御装置に関するものである。
【0002】
【従来の技術】
従来の内燃機関の点火時期制御装置として、シリンダ内の圧力を測定することなく、シリンダ内での燃焼時間から最良トルクを得るための最小点火進角値(以下、MBTと示す。)が得られる点火時期を演算するものがある(例えば、特許文献1参照。)。
【0003】
この従来の技術は、MBT演算値を算出するにあたりシリンダ内総ガス質量(MASSC)と未燃ガス密度(ROU)を算出し、その後、MASSC/ROUを演算し未燃ガスの割合が最小となる点火時期からMBTを求めている。未燃ガス密度は、未燃ガス質量を未燃ガス体積で割って得られる値であるため未燃ガスの質量及び体積の変化に依存する。理論的には、これらの値を検出すれば未燃ガス質量を正確に求めることができるが、実際にはシリンダ内にて未燃ガス体積を推定することは困難であるため、上記公報にあっては充填効率ηcに基づいて未燃ガス密度を算出している。
【0004】
【特許文献1】
特開平10−30535号公報
【0005】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、質量に相当する充填効率ηcのみの関数では、未燃ガス密度を正確に算出することはできず、運転条件により変化する未燃ガス体積分の補正を行うにしても困難であるという問題が残る。更に、MASSC、ROUともに質量であり、質量同士を除算することで求められる値は無次元となるので、これらの質量の値を個別に演算し、さらに除算することは演算の無駄であり、単に演算負荷の増加を招くことになる。
【0006】
【課題を解決するための手段】
本発明は、内燃機関の点火時期制御装置であって、内燃機関の過渡状態に応じて変化する燃焼の乱れを示す指標である乱れ強さを算出する乱れ強さと層流燃焼速度とからシリンダ内燃焼速度を算出し、この燃焼速度と前記シリンダ内の燃焼ガス量とから燃焼期間を算出し、この燃焼期間に基づいてMBTの得られる基本点火時期を算出し、燃焼ガスの層流状態での燃焼速度である層流燃焼速度を算出し、エンジン過渡状態に応じて変化する燃焼の乱れを示す指標である乱れ強さを算出し、算出した層流燃焼速度と乱れ強さとからシリンダ内の燃焼ガスの燃焼速度を算出し、燃焼ガス燃焼開始時のシリンダ内容積を算出し、所定のクランク角までにシリンダ内で燃焼する燃焼ガス量を算出し、所定運転条件での燃焼ガスの燃焼しやすさに対する前記シリンダ内での燃焼ガスの燃焼のしやすさのを示す反応確率を算出し、前記燃焼速度と前記シリンダ内容積と前記燃焼ガス量と前記反応確率とに基づき燃焼期間を算出し、この燃焼期間に基づきMBTの得られる基本点火時期を算出することを特徴とする。
【0007】
そこで本発明の目的は、上記問題点を解決し、より正確にMBTの得られる点火時期を算出する内燃機関の点火時期制御装置を提供することである。
【0008】
【課題を解決するための手段】
本発明は、内燃機関の点火時期制御装置であって、内燃機関の過渡状態に応じて変化する燃焼の乱れを示す指標である乱れ強さを算出する乱れ強さと層流燃焼速度とからシリンダ内燃焼速度を算出し、この燃焼速度と前記シリンダ内の燃焼ガス量とから燃焼期間を算出し、この燃焼期間に基づいてMBTの得られる基本点火時期を算出することを特徴とする。
【0009】
【発明の効果】
本発明によれば、内燃機関の運転状態が過渡状態であっても、運転状態に応じて乱れ強さを設定するので、過渡状態においてもMBTを得るための点火時期を精度よく算出することができる。
【0010】
【発明の実施の形態】
図1は、本発明のシステムを説明するための概略図であり、内燃機関1には吸気コレクタ2と、インジェクタ3を配置された吸気マニホールド4を介して吸気が導入され、内燃機関1からの排気は三元触媒21を備えた排気マニホールド5からマフラー6を介して大気中に排出される。
【0011】
吸気コレクタ2にはエアクリーナ7によって浄化された空気が吸気ダクト9を通して供給される。吸気コレクタ2上流にはスロットル開度センサとスロットルモータを備えた電子制御スロットル8が備えられる。
【0012】
フューエルタンク10内で蒸発した燃料ガスは、キャニスタ11に導入された後にキャニスタ11に導入された空気とともに吸気コレクタ2に送られる。さらに三元触媒21下流と吸気コレクタ2とを連通するEGR通路12が設置され、排気の一部が吸気中に還流される。
【0013】
内燃機関1にはクランク角の位置を検出するポジションセンサ13と冷却水温を検出する水温センサ14とが設置され、吸気ダクト9には吸気温センサを内蔵した吸入空気量を検出するエアフロメータ16が設けられる。エアフロメータ16に代わって、吸気マニホールド4の温度と圧力を検出するセンサを設け、これらに基づいて吸入空気量を演算するようにしてもよい。
【0014】
排気マニホールド5には排気中の酸素濃度を検出する酸素濃度センサ17が設けられ、EGR通路12の途中にはEGRコントロールバルブ18が、またキャニスタ11から排出されたパージエアを制御するキャニスタパージエアコントロールバルブ19が設置される。
【0015】
内燃機関1には、更に、吸気バルブの作動角とリフト量とを連続的に変更可能な可変動弁機構22と、吸気バルブの実作動角を検出する作動角センサ15とが備えられ、作動角センサ15の出力信号に基づいて吸気バルブの開時期(IVO)、及び閉時期(IVC)を算出することができる。
【0016】
前記ポジションセンサ13、水温センサ14、作動角センサ15、エアフローメータ16及びそれに内蔵された吸気温センサの出力信号は、コントロールユニット20に入力され、さらに酸素濃度センサ17の出力信号、図示しないバッテリからの電圧信号も入力される。
【0017】
コントロールユニット20はこれら入力データに基づき、点火時期制御信号をイグニッションコイルに出力し、空燃比制御信号を燃料噴射用のインジェクタ3に、吸気バルブ作動角制御信号を可変動弁機構22に、キャニスタ制御信号をキャニスタパージコントロールバルブ19に、さらにEGR制御信号をEGRコントロールバルブ18に出力し、内燃機関1を適正な運転状態に維持する。
【0018】
図2はエンジンコントローラ31内で行われる点火時期制御のブロック図で、大きくは点火時期演算部51と点火時期制御部61とからなる。点火時期演算部51はさらに初期燃焼期間算出部52、主燃焼期間算出部53、燃焼期間算出部54、基本点火時期算出部55、前回燃焼開始時期算出部56、点火時期指令値算出部57からなる。
【0019】
初期燃焼期間算出部52では、混合気が着火してから火炎核が形成されるまでの期間を初期燃焼期間BURN1として算出する。主燃焼期間算出部53では、火炎核が形成されてから燃焼圧力が最大値Pmaxに達するまでの期間を主燃焼期間BURN2として算出する。燃焼期間算出部54では、これら初期燃焼期間BURN1と主燃焼期間BURN2との合計を、点火より最大燃焼圧力Pmaxに至るまでの燃焼期間BURNとして算出する。基本点火時期算出部55では、この燃焼期間BURNに基づいてMBTの得られる点火時期(この点火時期を「基本点火時期」という。)MBTCALを算出する。
【0020】
点火時期制御部61ではこのようにして算出された基本点火時期MBTCALで点火プラグ14が燃焼室5内の混合気に対して着火するように、イグニッションコイル13への通電角と非通電角を制御する。
【0021】
上記のように燃焼期間BURNを初期燃焼期間BURN1と主燃焼期間BURN2に分けて算出し、燃焼期間BURNに応じて基本点火時期MBTCALを求めるようにしたのは、燃焼解析より得られた結果に基づくものである。以下、燃焼解析に基づくこの点火時期制御をさらに説明する。
【0022】
図3に示すようにMBT(最大トルクの得られる最小進角値)で混合気に点火した場合に混合気の燃焼圧力が最大値Pmaxとなるクランク角を基準クランク角θPMAX[degATDC]とする。基準クランク角θPMAXは燃焼方式によらずほぼ一定であり、一般に圧縮上死点後12〜15度、最大で圧縮上死点後10〜20度の範囲にある。
【0023】
図4に火花点火エンジンにおける燃焼室内の燃焼解析により得られた燃焼質量割合Rの変化を示す。燃焼室に供給された燃料に対する燃焼質量の比率を表す燃焼質量割合Rは、点火時に0%であり、完全燃焼によって100%に達する。基準クランク角θPMAXにおける燃焼質量割合Rmaxは一定で約60%である。
【0024】
燃焼質量割合Rが0%から基準クランク角θPMAX相当の約60%に達するまでの燃焼期間は、点火直後で燃焼質量割合にも燃焼圧力にもほとんど変化のない期間である初期燃焼期間と、燃焼質量割合と燃焼圧力が急激に増加する主燃焼期間とに分けられる。初期燃焼期間は、燃焼の開始から火炎核が形成されるまでの段階であり、火炎核が形成されるのは燃焼質量割合で2%〜10%のタイミングである。この期間中は、燃焼圧力や燃焼温度の上昇速度が小さく、燃焼質量割合の変化に対して初期燃焼期間は長い。初期燃焼期間の長さは燃焼室内の温度や圧力の変化の影響を受けやすい。
【0025】
一方、主燃焼期間においては、火炎核から外側へと火炎が伝播し、燃焼速度が急上昇する。そのため、主燃焼期間の燃焼質量割合の変化は初期燃焼期間の燃焼質量割合の変化に比べて大きい。
【0026】
エンジンコントローラ31では、燃焼質量割合が2%に達するまでを初期燃焼期間BURN1[deg]とし、初期燃焼期間BURN1の終了後、基準クランク角θPMAXに至るまでの区間(燃焼室量割合でいえば2%より約60%に達するまでの間)を主燃焼期間BURN2[deg]として区別する。そして、初期燃焼期間BURN1に主燃焼期間BURN2を加えた合計である燃焼期間BURN[deg]を算出し、この燃焼期間BURNから基準クランク角θPMAX[degATDC]を差し引き、さらに後述する点火無駄時間相当クランク角IGNDEAD[deg]を加えたクランク角位置を、MBTの得られる点火時期である基本点火時期MBTCAL[degBTDC]として設定する。
【0027】
火炎核の形成される初期燃焼期間での燃焼室5内の圧力、温度は、点火時の圧力、温度とほぼ等価になるが、これから点火時期を算出しようとしているのに、最初から正確な点火時期を設定することはできない。そこで、図2に示したように前回燃焼開始時期算出部56で基本点火時期の前回値を前回燃焼開始時期MBTCYCL[degBTDC]として算出し、この値を初期燃焼期間算出部52に対して与えるようにし、初期燃焼期間算出部52において初期燃焼期間の算出をサイクリックに繰り返すことで、精度の高い結果を時間遅れなしに出すようにしている。
【0028】
次に、エンジンコントローラ31で実行される点火時期指令値QADVの算出を以下のフローチャートを参照しながら詳述する。
【0029】
図5は点火時期の算出に必要な各種の物理量を算出するためのもので、一定時間毎(例えば10msec毎)に実行する。
【0030】
まずステップ11では、吸気弁閉時期IVC[degBTDC]、温度センサ43により検出されるコレクタ内温度TCOL[K]、温度センサ45により検出される排気温度TEXH[K]、内部不活性ガス率MRESFR[%]、温度センサ37により検出される冷却水温TWK[K]、目標当量比TFBYA、クランク角センサにより検出されるエンジン回転速度NRPM[rpm]、点火無駄時間DEADTIME[μsec]を読み込む。
【0031】
ここで、クランク角センサはクランクシャフト7のポジションを検出するポジションセンサ33と、吸気用カムシャフト25ポジションを検出する作動角センサ34とからなり、これら2つのセンサ33、34からの信号に基づいてエンジン回転速度NRPM[rpm]が算出されている。
【0032】
吸気弁閉時期IVCは吸気VTC機構27に与える指令値から既知である。あるいは作動角センサ34により実際の吸気弁閉時期を検出してもかまわない。
【0033】
内部不活性ガス率MRESFRは燃焼室内に残留する不活性ガス量を燃焼室内の総ガス量で除した値で、その算出については後述する。点火無駄時間DEADTIMEは一定値である。
【0034】
目標当量比TFBYAは図示しない燃料噴射量の算出フローにおいて算出されている。目標当量比TFBYAは無名数であり、理論空燃比を14.7とすると、次式により表される値である。
【0035】
TFBYA=14.7/目標空燃比…(1)
例えば(1)式より目標空燃比が理論空燃比のときTFBYA=1.0となり、目標空燃比が例えば22.0といったリーン側の値であるとき、TFBYAは1.0未満の正の値である。
【0036】
ステップ12では、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける容積(つまり圧縮開始時期での容積)VIVC[m3]を算出する。燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCは、ピストン6のストローク位置によって決まる。ピストン6のストローク位置はエンジンのクランク角位置によって決まる。
【0037】
図6を参照して、エンジンのクランクシャフト71の回転中心72がシリンダの中心軸73からオフセットしている場合を考える。コネクティングロッド74、コネクティングロッド74とクランクシャフト71との結節点75、コネクティングロッド74とピストンをつなぐピストンピン76が図に示す関係にあるとする。このときの、燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCは次式(2)〜(6)で表すことができる。
【0038】
ただし、Vc:隙間容積[m3]、
ε :圧縮比、
D :シリンダボア径[m]、
ST :ピストンの全ストローク[m]、
H :ピストンピン76のTDCからの距離[m]、
CND :コネクティングロッド74の長さ[m]、
CRoff :結節点75のシリンダ中心軸73からのオフセット距離[m]、
PISoff:クランクシャフト回転中心72のシリンダ中心 軸73からのオフセット距離[m]、
θivc :吸気弁閉時期のクランク角[degATDC]、
θoff :ピストンピン76とクランクシャフト回転中心72とを結ぶ線がTDCにおいて垂直線となす角 度[deg]、
X :結節点75とピストンピン76との水平距離[ m ] 、
吸気弁閉時期のクランク角θivcは前述のように、エンジンコントローラ31から吸気VTC機構27への指令信号によって決まるので、既知である。式(2)〜(6)にこのときのクランク角θivc(=IVC)を代入すれば、燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCを算出することができる。したがって、実用上は燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCは吸気弁閉時期IVCをパラメータとするテーブルで設定したものを用いる。吸気VTC機構27を備えないときには定数で与えることができる。
【0039】
ステップ13では、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける温度(つまり圧縮開始時期温度)TINI[K]を算出する。燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける温度TINIは、燃焼室5に流入する新気と燃焼室5に残留する不活性ガスとが混じったガスの温度であり、燃焼室5に流入する新気の温度は吸気コレクタ2内の新気温度TCOLに等しく、また燃焼室5内に残留する不活性ガスの温度は排気ポート部近傍の排気温度TEXHで近似できるので、吸気コレクタ2内の新気温度TCOL、排気温度TEXH、燃焼室5内に残留する不活性ガスの割合である内部不活性ガス率MRESFRから次式により求めることができる。
【0040】
ステップ14では、燃焼室5内の混合気の燃えやすさを表す反応確率RPROBA[%]を算出する。反応確率RPROBAは無次元の値であり、残留不活性ガス率MRESFR、冷却水温TWK[K]、目標当量比TFBYAの3つのパラメータに依存するので、次式により表すことができる。
【0041】
RPROBA=f3(MRESFR、TWK、TFBYA)…(8)
具体的に説明すると、MRESFR、TWK、TFBYAの3つのパラメータの組み合わせによって得られる反応確率の最大値を100%とし、これらのパラメータと反応確率RPROBAの関係を実験的に求め、求めた反応確率RPROBAをパラメータに応じたテーブルとしてエンジンコントローラ31のメモリに予め格納しておく。ステップ14ではパラメータに応じてこのテーブルを検索することにより反応確率RPROBAを求める。
【0042】
具体的には、冷却水温TWKに応じて図7に示すような特性を有する水温補正係数のテーブルと、同様に設定された内部不活性ガス率補正係数のテーブル(図示しない)と、目標当量比Tfbyaに応じて図8に示すような特性を有する当量比補正係数のテーブルを予めメモリに格納しておく。各補正係数の最大値はそれぞれ1.0であり、3種類の補正係数の積に反応確率の最大値100%を掛け合わせることで、反応確率RPROBAを算出する。
【0043】
各テーブルを説明すると、図7に示す水温補正係数は冷却水温TWKが高いほど大きく、冷却水温TWKが80℃以上では1.0になる。図8に示す当量比補正係数は目標当量比TFBYAが1.0のとき、つまり理論空燃比のときに最大値の1.0となり、目標当量比が1.0より大きくても小さくても当量比補正係数は減少する。内部不活性ガス率補正係数は図示しないが、内部不活性ガス率MRESFRがゼロの場合に1.0となる。
【0044】
ステップ15では、基準クランク角θPMAX[degATDC]を算出する。前述のように基準クランク角θPMAXはあまり変動しないが、それでもエンジン回転速度NRPMの上昇に応じて進角する傾向があるため、基準クランク角θPMAXはエンジン回転速度NRPMの関数として次式で表すことができる。
【0045】
θPMAX=f4(NRPM)…(9)
具体的にはエンジン回転速度NRPMから、エンジンコントローラ31のメモリに予め格納された図9に示す特性のテーブルを検索することにより基準クランク角θPMAXを求める。算出を容易にするために、基準クランク角θPMAXを一定とみなすことも可能である。
【0046】
最後にステップ16では、点火無駄時間相当クランク角IGNDEAD[deg]を算出する。点火無駄時間相当クランク角IGNDEADは、エンジンコントローラ31から点火指令信号、すなわち点火コイル13の一次電流を遮断する信号を出力したタイミングから点火プラグ14が実際に点火するまでのクランク角区間で、次式により表すことができる。
【0047】
IGNDEAD=f5(DEADTIME、NRPM)…(10)
ここでは、点火無駄時間DEADTIMEを200μsecとする。(10)式は、エンジン回転速度NRPMから点火無駄時間DEADTIMEに相当するクランク角である点火無駄時間相当クランク角IGNDEADを算出するためのものである。
【0048】
図10は初期燃焼期間BURN1[deg]を算出するためのもの、また図12は主燃焼期間BURN2[deg]を算出するためのもので、一定時間毎(例えば10msec毎)に実行する。図10、図12は図5に続けて実行する。
図10、図12はどちらを先に実行してもかまわない。
【0049】
まず図10から説明すると、ステップ21では、前回燃焼開始時期MBTCYCL[degBTDC]、図5のステップ12で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVC[m3]、図5のステップ13で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における温度TINI[K]、エンジン回転速度NRPM[rpm]、図5のステップ14で算出されている反応確率RPROBA[%]を読み込む。
【0050】
ここで、前回燃焼開始時期MBTCYCLは、基本点火時期MBTCALの[degBTDC]の1サイクル前の値であり、その算出については後述する。
【0051】
ステップ22では燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0[m3]を算出する。前述したように、ここでの点火時期(燃焼開始時期)は今回のサイクルで演算する基本点火時期MBTCALではなく基本点火時期の1サイクル前の値である。すなわち、基本点火時期の1サイクル前の値であるMBTCYCLから次式により燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0を算出する。
【0052】
V0=f6(MBTCYCL)…(11)
具体的には前回燃焼開始時期MBTCYCLにおけるピストン6のストローク位置と、燃焼室5のボア径から、燃焼室5のMBTCYCLにおける容積V0を算出する。図5のステップ12では、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける容積VIVCを、吸気弁閉時期をパラメータとする吸気弁閉時期容積のテーブルを検索することにより求めたが、ここではMBTCYCLをパラメータとする前回燃焼開始時期容積のテーブルを検索することにより、燃焼室5の前回燃焼開始時期MBTCYCLにおける容積V0を求めればよい。
【0053】
ステップ23では燃焼開始時期における有効圧縮比Ecを算出する。有効圧縮比Ecは無次元の値であり、次式に示すように燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0を燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCで除した値である。
【0054】
Ec=f7(V0、VIVC)=V0/VIVC…(12)
ステップ24では吸気弁閉時期IVCから燃焼開始時期に至る間の燃焼室5内の温度上昇率TCOMPを次式に示すように有効圧縮比Ecに基づいて算出する。
【0055】
TCOMP=f8(Ec)=Ec^(κ−1)…(13)
ただし、κ:比熱比、
(13)式は断熱圧縮されるガスの温度上昇率の式である。なお、(13)式右辺の「^」は累乗計算を表している。
【0056】
κは断熱圧縮されるガスの定圧比熱を定容比熱で除した値で、断熱圧縮されるガスが空気であればκ=1.4であり、簡単にはこの値を用いればよい。ただし、混合気に対してκの値を実験的に求めることで、一層の算出精度の向上が可能である。
【0057】
図11は(13)式を図示したものである。従って、このような特性のテーブルを予めエンジンコントローラ31のメモリに格納しておき、有効圧縮比Ecに基づき当該テーブルを検索することにより温度上昇率TCOMPを求めることも可能である。
【0058】
ステップ25では、燃焼室5の燃焼開始時期における温度T0[K]を、燃焼室5の吸気弁閉時期における温度TINIに温度上昇率TCOMPを乗じることで、つまり
T0=TINI×TCOMP…(14)
の式により算出する。
【0059】
ステップ26では、次式(公知)により層流燃焼速度SL1[m/sec]を算出する。
【0060】
SL1=SLstd×(T0×Tstd)2.18×(P0/Pstd)−0.16…(15)
ただし、Tstd :基準温度[K]、
Pstd :基準圧力[Pa]、
SLstd:基準温度Tstdと基準圧力Pstdにおける基準層流燃焼速 度[m/sec]、
T0 :燃焼室5の燃焼開始時期における温度[K]、
P0 :燃焼室5の燃焼開始時期における圧力[Pa]、
基準温度Tstdと基準圧力Pstdと基準層流燃焼速度SLstdは実験により予め定められる値である。
【0061】
燃焼室5の通常の圧力である2bar以上の圧力下では、(15)式の圧力項(P0/Pstd)−0.16は小さな値となる。従って、圧力項(P0/Pstd)−0.16を一定値として、基準層流燃焼速度SLstdを基準温度Tstdのみで規定することも可能である。
【0062】
従って、基準温度Tstdが550[K]で、基準層流燃焼速度SLstdが1.0[m/sec]で、圧力項が0.7である場合の燃焼開始時期における温度T0と層流燃焼速度SL1との関係は近似的に次式で定義することができる。
【0063】
ステップ27では、初期燃焼におけるガス流動の乱れ強さU1を算出する。このガス流動の乱れ強さU1は無次元の値であり、燃焼室5に流入する新気の流速と燃料インジェクタ21の噴射燃料のペネトレーションとに依存する。
【0064】
燃焼室5に流入する新気の流速は、吸気通路の形状と、吸気弁15の作動状態と、吸気弁15を設ける吸気ポート4の形状に依存する。噴射燃料のペネトレーションは燃料インジェクタ21の噴射圧力と、燃料噴射期間と、燃焼噴射タイミングに依存する。
【0065】
最終的に、初期燃焼におけるガス流動の乱れ強さU1は、エンジン回転速度NRPMの関数として次式で表すことができる。
【0066】
U1=f10(NRPM)=C1×NRPM…(17)
ただし、C1:定数、
乱れ強さU1を回転速度NRPMをパラメータとするテーブルから求めることも可能である。
【0067】
ステップ28では層流燃焼速度SL1と乱れ強さU1から、初期燃焼におけるガスの燃焼速度FLAME1[m/sec]を次式により算出する。
【0068】
FLAME1=SL1×U1…(18)
燃焼室5内にガス乱れがあるとガスの燃焼速度が変化する。(18)式はこのガス乱れに伴う燃焼速度への寄与(影響)を考慮したものである。
【0069】
ステップ29では、次式により初期燃焼期間BURN1[deg]を算出する。
【0070】
ただし、AF1:火炎核の反応面積(固定値)[m2]、
ここで、(19)式右辺のBR1は燃焼開始時期より初期燃焼期間BURN1の終了時期までの燃焼質量割合の変化量であり、ここではBR1=2%に設定している。(19)式右辺の(NRPM×6)は単位をrpmからクランク角(deg)に変換するための措置である。火炎核の反応面積AF1は実験的に設定される。
【0071】
次に図12のフローに移ると、ステップ31では回転速度NRPM、図5のステップ14で算出されている反応確率RPROBAを読み込む。
【0072】
ステップ32では主燃焼におけるガス流動の乱れ強さU2を算出する。このガス流動の乱れ強さU2も初期燃焼におけるガス流動の乱れ強さU1と同様に、エンジン回転速度NRPMの関数として次式で表すことができる。
【0073】
U2=f11(NRPM)=C2×NRPM…(20)
ただし、C2:定数、
乱れ強さU2を回転速度をパラメータとするテーブルから求めることも可能である。
【0074】
ステップ33では、層流燃焼速度SL2[m/sec]と主燃焼におけるガス流動の乱れ強さU2とから、主燃焼における燃焼速度FLAME2[m/sec]を次式により算出する。
【0075】
FLAME2=SL2×U2…(21)
ただし、SL2:層流燃焼速度[m/sec]、
(21)式は(18)式と同様、ガス乱れに伴う燃焼速度への寄与を考慮したものである。
【0076】
前述のように主燃焼期間BURN2の長さは燃焼室5内の温度や圧力の変化の影響を受けにくい。従って、層流燃焼速度SL2には予め実験的に求めた固定値を適用する。
【0077】
ステップ34では、主燃焼期間BURN2[deg]を(19)式に類似した次式で算出する。
【0078】
ただし、V2:燃焼室5の主燃焼期間開始時容積[m3]、
AF2:火炎核の反応面積[m2]
ここで、(22)式右辺のBR2は主燃焼期間の開始時期より終了時期までの燃焼質量割合の変化量である。初期燃焼期間の終了時期に燃焼質量割合が2%になり、その後、主燃焼期間が開始し、燃焼質量割合が60%に達して主燃焼期間が終了すると考えているので、BR2=60%−2%=58%を設定している。AF2は火炎核の成長行程における平均の反応面積であり、(19)式のAF1と同様に、予め実験的に定めた固定値とする。燃焼室5の主燃焼期間開始時における容積V2も固定値である。
【0079】
図13は基本点火時期MBTCAL[degBTDC]を算出するためのもので、一定時間毎(例えば10msec毎)に実行する。図10、図12のうち遅く実行されるフローに続けて実行する。
【0080】
ステップ41では、図10のステップ29で算出されている初期燃焼期間BURN1、図12のステップ34で算出されている主燃焼期間BURN2、図5のステップ16で算出されている点火時期無駄時間相当クランク角IGNDEAD、図5のステップ15で算出されている基準クランク角θPMAXを読み込む。
【0081】
ステップ42では、初期燃焼期間BURN1と主燃焼期間BURN2の合計を燃焼期間BURN[deg]として算出する。
【0082】
ステップ43では次式により基本点火時期MBTCAL[degBTDC]を算出する。
【0083】
MBTCAL=BURN−θPMAX+IGNDEAD…(23)
ステップ44では、この基本点火時期MBTCALから点火無駄時間相当クランク角IGNDEADを差し引いた値を前回燃焼開始時期MBTCYCL[degBTDC]として算出する。
【0084】
このようにして算出した基本点火時期MBTCALは点火レジスタに移され、実際のクランク角がこの基本点火時期MBTCALと一致したタイミングでエンジンコントローラ31より一次電流を遮断する点火信号が点火コイル13に出力される。
【0085】
また、今サイクルの点火時期指令値としてステップ43で算出された基本点火時期MBTCALが用いられたとすると、次サイクルの点火時期になるまでの間、ステップ44で算出された前回燃焼開始時期MBTCYCLが図10のステップ22において用いられる。
【0086】
以上のように、本実施形態においては、燃焼室5内の未燃ガス量などの質量計算を行わずにMBTの得られる点火時期である基本点火時期MBTCALを算出するので、計算負荷を小さく抑えることができる。
【0087】
また、上記(19)式に示したように初期燃焼期間BURN1を、燃焼開始時期における燃焼室容積V0と、混合気の燃焼のしやすさを表す反応確率RPROBAと、燃焼速度FLAME1の関数で表している。ここで、燃焼開始時期における燃焼室容積V0が大きいほど、反応確率RPROBAが小さいほど、燃焼速度FLAME1が遅いほど、それぞれ初期燃焼期間BURN1が長くなり、結果として基本点火時期MBTCALが進角する。
【0088】
同様に、上記(22)式に示したように主燃焼期間BURN2を、主燃焼期間の開始時期における燃焼室容積V2と、混合気のしやすさを表す反応確率RPROBAと、燃焼速度FLAME2の関数で表している。ここで、主燃焼期間開始時期における燃焼室容積V2が大きいほど、反応確率RPROBAが小さいほど、燃焼速度FLAME2が遅いほど、それぞれ主燃焼期間BURN2が長くなり、結果として点火時期MBTCALが進角する。
【0089】
このように、燃焼期間BURN1とBURN2を、燃焼期間に影響を与える様々なパラメータの関数として算出することで、燃焼期間BURN1とBURN2を正確に算出することができる。結果として、燃焼期間BURN1とBURN2に基づき算出される基本点火時期MBTCALも高精度に算出することができる。また、燃焼期間BURNを温度や圧力が大きく影響を受けやすい火炎核成長期間に相当する初期燃焼期間BURN1と、温度や圧力の影響の少ない主燃焼期間とに分けて算出しているので、燃焼期間BURNの算出精度が向上する。燃焼期間BURNを3以上にさらに分割することで、算出精度のさらなる向上も可能である。
【0090】
実施形態では、初期燃焼期間BURN1の算出に用いる燃焼速度FLAME1を層流燃焼速度SL1と乱れ強さU1の積として、また主燃焼期間BURN2の算出に用いる燃焼速度FLAME2を層流燃焼速度SL2と乱れ強さU2の積としてそれぞれ算出しているが、特開平10−30535号公報に記載されているように足し算による算出方法で求めても良い。
【0091】
実施形態では、初期燃焼期間を燃焼質量割合でゼロから2%まで(つまりBR1=2%)、主燃焼期間を燃焼質量割合で2〜60%まで(つまりBR2=58%)と規定したが、本発明は必ずしもこの数値に限定されるものでない。
【0092】
次に本発明の特徴である乱れ強さの算出方法について図14と図15に基づき、説明する。
【0093】
図14に基づいて吸気バルブ開(IVO)時に燃焼期間での乱れ強さを推定する方法について説明する。この方法は、インテークマニフォールド圧力(以下、インマニ圧という。)、バルブタイミング、バルブリフト量から乱れ強さを算出する方法で、所定の間隔で算出される。
【0094】
まず、インマニ圧Po(Pa)、吸気バルブの開弁期間θo(deg)、エンジン回転速度N(rpm)からシリンダ内への吸入空気量Qo(mm3)を下式で算出する。
【0095】
【数24】
但し、上式中のf1(θo、N)は、予め実験等により算出した結果を図16に示すようなマップとして記憶し、マップを参照して算出してもよい。
【0096】
次に、吸気バルブの開弁期間θo中のバルブリフト量Lo(mm)から平均吸気バルブ開口面積So(mm2)を下式で算出する。
【0097】
【数25】
但し、上式中のf2(Lo)は、予め実験等により算出した結果を図17に示すようなマップとして記憶し、マップを参照して算出してもよい。またバルブリフト量Loは、図18に示すように吸気バルブ開弁期間θo中のリフト量を積算して、リフト量の積算値から平均値を求め、この平均値をリフト量Loとしてもよい。
【0098】
算出したシリンダ内への吸入空気量Qo、平均吸気バルブ開口面積So、エンジン回転速度Nから吸気バルブ通過平均速度(吸入空気流速)Vo(m/sec)を下式で算出する。
【0099】
【数26】
そして、吸気バルブ開状態で推定した燃焼期間の乱れ強さはUoは、
【0100】
【数27】
で算出される。
【0101】
ここで、Kc:スワールコントロールバルブ補正係数
Kt:タンブルコントロールバルブ補正係数
Kq:スキッシュ補正係数
であり、予め測定した値を用いる。また、構成にスワールコントロールバルブ、タンブルコントロールバルブ、スキッシュのいずれかの構成がない場合には、ない構成の補正係数を1として演算する。
【0102】
但し、上式中のf3(Vo、N)は、予め実験等により算出した結果を図19に示すようなマップとして記憶し、マップを参照して算出してもよい。
【0103】
このように吸気バルブ開の状態で求めた燃焼期間の平均乱れ強さはUoは、シリンダ内への吸入空気量Qo、平均吸気バルブ開口面積So、エンジン回転速度Nから算出される吸気バルブ通過平均速度Voに基づき設定されるので、エンジンの過渡運転状態でシリンダ内への吸入空気量Qo、平均吸気バルブ開口面積So、エンジン回転速度Nが変化しても、変化に応じて乱れ強さUoを算出することができる。したがって、エンジンが過渡状態にある場合でも、エンジンの運転状態の変化に応じて乱れ強さを設定し、精度よく点火時期を算出することができる。
【0104】
図15に基づいて吸気バルブ閉(IVC)時の状態で燃焼期間での乱れ強さを推定する方法について説明する。この方法は、吸気バルブ開の状態での算出方法と同様に吸気バルブ閉時のインテークマニフォールド圧力(以下、インマニ圧という。)、バルブタイミング、バルブリフト量から乱れ強さを算出する方法で、所定のタイミングで算出される。
【0105】
まず、インマニ圧Pc(Pa)、吸気バルブの開弁期間θc(deg)、エンジン回転速度N(rpm)からシリンダ内への吸入空気量Qc(mm3)を下式で算出する。
【0106】
【数28】
但し、上式中のf1(θc、N)は、予め実験等により算出した結果を図16に示すようなマップとして記憶し、マップを参照して算出してもよい。
【0107】
次に、吸気バルブの開弁期間θc中のバルブリフト量Lc(mm)から平均吸気バルブ開口面積Sc(mm2)を下式で算出する。
【0108】
【数29】
但し、上式中のf2(Lc)は、予め実験等により算出した結果を図17に示すようなマップとして記憶し、マップを参照して算出してもよい。またバルブリフト量Lcは、図18に示すように吸気バルブ開弁期間θc中のリフト量を積算して、リフト量の積算値から平均値を求め、この平均値をリフト量Lcとしてもよい。
【0109】
算出したシリンダ内への吸入空気量Qc、平均吸気バルブ開口面積Sc、エンジン回転速度Nから吸気バルブ通過平均速度(吸入空気流速)Vc(m/sec)を下式で算出する。
【0110】
【数30】
そして、吸気バルブ閉時の状態での燃焼期間の平均乱れ強さはUcは、
【0111】
【数31】
で算出される。
【0112】
ここで、Kc:スワールコントロールバルブ補正係数
Kt:タンブルコントロールバルブ補正係数
Kq:スキッシュ補正係数
であり、予め測定した値を用いる。また、構成にスワールコントロールバルブ、タンブルコントロールバルブ、スキッシュのいずれかの構成がない場合には、ない構成の補正係数を1として演算する。
【0113】
但し、上式中のf3(Vc、N)は、予め実験等により算出した結果を図19に示すようなマップとして記憶し、マップを参照して算出してもよい。
【0114】
このように吸気バルブ閉時の燃焼期間の乱れ強さUcは、シリンダ内への吸入空気量Qc、平均吸気バルブ開口面積Sc、エンジン回転速度Nから算出される吸気バルブ通過平均速度Vcに基づき設定されるので、エンジンの過渡運転状態でシリンダ内への吸入空気量Qc、平均吸気バルブ開口面積Sc、エンジン回転速度Nが変化しても、変化に応じて乱れ強さUcを設定することができる。エンジンが過渡状態にある場合でも、エンジンの運転状態の変化に応じて乱れ強さを設定するし、精度よく点火時期を算出することができる。
【0115】
次に算出した平均乱れ強さUo、Ucを用いて初期燃焼期間での乱れ強さを算出する方法について図20を用いて説明する。この演算は一定間隔で実行される。
【0116】
まず、平均乱れ強さUoから初期燃焼期間での乱れ強さUo1を下式で算出する。
【0117】
【数32】
但し、上式中のf4(Uo)は、予め実験等により算出した結果を図21に示すようなマップとして記憶し、マップを参照して算出してもよい。
【0118】
次に、平均乱れ強さUcから初期燃焼期間での乱れ強さUc1を下式で算出する。
【0119】
【数33】
但し、上式中のf4(Uc)は、予め実験等により算出した結果を図21に示すようなマップとして記憶し、マップを参照して算出してもよい。
【0120】
さらに算出した吸気バルブ開状態または閉状態に推定した乱れ強さに基づく初期燃焼期間での乱れ強さUo1、Uc1から、初期燃焼期間の乱れ強さU1を下式から算出する。
【0121】
【数34】
ここで、係数k1は下式で算出される。
【0122】
【数35】
但し、演算を実施する計算機の性能上、後述の演算が不可能な場合にはk1=0.5と設定してもよい。
【0123】
係数kpは、次式で算出される。
【0124】
【数36】
ここで、To:吸気バルブの開き始め時間、Tc:吸気バルブの閉じ時間、Pave:平均インマニ圧(Pa)とする。
【0125】
但し、平均インマニ圧は式(37)で算出できる。
【0126】
【数37】
ここでP(t):インマニ圧力(Pa)である。
【0127】
次に係数kθは、次式で算出される。
【0128】
【数38】
ここで、To:吸気バルブの開き始め時間、Tc:吸気バルブの閉じ時間、θave:平均バルブ開期間(deg)とする。
【0129】
但し、平均バルブ開期間は式(39)で算出できる。
【0130】
【数39】
ここでθ(t):バルブタイミングである。
【0131】
次に係数kLは、次式で算出される。
【0132】
【数40】
ここで、To:吸気バルブの開き始め時間、Tc:吸気バルブの閉じ時間、Lave:平均リフト量(mm)とする。
【0133】
但し、平均リフト量は式(41)で算出できる。
【0134】
【数41】
ここでL(t):バルブリフト量(mm)である。
【0135】
次に算出した乱れ強さUo、Ucを用いて主燃焼期間での乱れ強さを算出する方法について図22を用いて説明する。この演算は一定間隔で実行される。
【0136】
まず、乱れ強さUoから主燃焼期間での乱れ強さUo2を下式で算出する。
【0137】
【数42】
但し、上式中のf5(Uo)は、予め実験等により算出した結果を図23に示すようなマップとして記憶し、マップを参照して算出してもよい。
【0138】
次に、乱れ強さUcから主燃焼期間での乱れ強さUc2を下式で算出する。
【0139】
【数43】
但し、上式中のf5(Uc)は、予め実験等により算出した結果を図23に示すようなマップとして記憶し、マップを参照して算出してもよい。
【0140】
さらに算出した吸気バルブ開状態または閉状態に推定した乱れ強さに基づく初期燃焼期間での乱れ強さUo1、Uc1から、主燃焼期間の乱れ強さU2を下式から算出する。
【0141】
【数44】
ここで、係数k1は前述と同様にして算出される。
【0142】
このようにして初期燃焼期間の乱れ強さU1と主燃焼期間の乱れ強さU2が算出され、これら乱れ強さに基づき式(12)あるいは式(16)により燃焼速度FLAME1、FLAME2が算出され、さらに燃焼期間BURN、点火時期MBTCALが算出される。
【0143】
したがって、本発明においては、乱れ強さの算出にあたり、エンジンの過渡状態のときに運転状態の変化に対応する吸気バルブを通過する吸入空気流速を用いることで、内燃機関の過渡特性に応じて乱れ強さを変化するようにしたので、燃焼期間、さらには点火時期を精度よく算出し、MBTの得られる点火時期との差異を抑制することができる。
【0144】
図24は、インマニ圧、シリンダ内吸入ガス量、バルブ通過流速、乱れ強さ等の変化を示すタイミングチャートである。
【0145】
#2気筒を代表して説明すると#2気筒の吸気バルブ開時ではインマニ圧が低い、つまり吸入ガス量が少ない状態であり、この吸気バルブ開状態で推定した吸入ガス量は少なく(図中一点鎖線で示す。)、吸気バルブ閉時にはインマニ圧が上昇し、この吸気バルブ閉状態で推定した吸入ガス量は上昇する(図中、実線で示す。)。吸気バルブ通過流速も吸入ガス量と同様の傾向を示し、また、乱れ強さも同様である。
【0146】
また、乱れ強さが大きくなることで、吸気バルブ閉時の燃焼速度も速くなるが、MBT演算のための乱流燃焼速度は、吸気バルブ開状態で推定した燃焼速度と吸気バルブ閉時に推定した燃焼速度とから求められるため、図中破線で示すような燃焼速度となる。
【0147】
また図25は、エンジンのある気筒での吸気行程中に吸気ポート圧力が上昇した際のシリンダ内圧の一例を示す。
【0148】
図中▲1▼の曲線は、吸気バルブ開時のエンジン状態が、吸気バルブが閉じるまで保持され、かつ、この状態に基づき算出されたMBTで点火した場合のシリンダ内圧の変化を示す。
【0149】
図中▲2▼の曲線は、吸気バルブ閉時のエンジン状態が、吸気バルブ開の状態から吸気バルブが閉じるまで継続され、かつ、この状態に基づき算出されたMBTで点火した場合のシリンダ内圧の変化を示す。
【0150】
なお、これら▲1▼と▲2▼のMBTで点火した場合、基準クランク位置θPmax(上死点後12〜15degクランク角度)で、シリンダ内圧は最大となる。
【0151】
▲4▼の曲線は、▲1▼のMBTで点火した場合のシリンダ内圧の変化を示している。吸気ポート内の圧力が上昇するのに伴って、実際のエンジン状態での乱れ強さは、吸気バルブ開でのエンジン状態で算出した乱れ強さより上昇するため、燃焼速度も上昇する。したがって、吸気バルブ開での状態で算出したMBTで点火した場合には、実際の要求点火時期より早過ぎ、▲4▼の曲線で示すようにノッキングを発生する恐れがある。
【0152】
対して、▲3▼の曲線は、これまで説明した算出方法により吸気バルブ開状態と閉状態とでの乱れ強さを考慮してMBTを算出した場合のシリンダ内圧の変化を示したものである。燃焼速度と最大筒内圧は▲1▼と▲2▼の曲線の間に位置し、基準クランク位置θPmaxで筒内圧最大となるが、ノックは発生しない。
【0153】
図26は、ある気筒の吸気工程中に吸気ポート圧力が上昇した場合の燃焼質量割合の一例を示す図である。
【0154】
図中▲1▼の曲線は、吸気バルブ開のエンジン状態が、吸気バルブが閉じるまで保持され、かつ、この状態に基づき算出されたMBTで点火した場合の燃焼質量割合の変化を示す。図中▲2▼の曲線は、吸気バルブ閉時のエンジン状態が、吸気バルブ開の状態から吸気バルブが閉じるまで継続され、かつ、この状態に基づき算出されたMBTで点火した場合の燃焼質量割合の変化を示す。
【0155】
MBTで点火した場合は、基準クランク位置θPmaxでの燃焼質量割合Rmaxはほぼ一定(60%)であり、曲線▲1▼、▲2▼ともこの点を通過する。
【0156】
吸気ポート圧力が上昇するのに伴い、実際のエンジンの乱れ強さは、吸気バルブ開状態で推定した乱れ強さより上昇するため燃焼速度も上昇する(傾きが大きくなる。)。よって、吸気バルブ開状態で推定した乱れ強さに基づくMBTで点火した場合、▲4▼の曲線のように基準クランク位置θPmaxでの燃焼質量割合Rmaxは所定値より大きくなり、ノッキングを発生する恐れが生じる。
【0157】
一方、本発明で算出した乱れ強さを考慮したMBTで点火した場合には、燃焼質量割合の変化は、▲3▼の曲線となり、基準クランク位置θPmaxでの燃焼質量割合Rmaxは、所定値Rmaxとなる。
【0158】
以上説明した本実施の形態における点火時期制御装置の全体的な作用を説明する。吸気バルブが閉じられた時点のシリンダ内容積VIVCと筒内温度TINIが算出される(ステップS12、S13)。そして燃焼ガスの燃焼のしやすさを所定条件における燃焼状態を1とした場合における比で示した反応確率RPROBAが算出される(ステップS14)。
【0159】
燃焼速度は、筒内における雰囲気温度、燃焼速度の他に残留ガス率EGRREM、水温TWK、当量比に依存し、燃焼速度がこれらの値により変化する状態を実験で予め求めマップ化して保有しておくことができる。勿論、これらの因子に依存した相関関係を関数式でもつことも可能である。
【0160】
次に、MBTで点火した場合、燃焼ガスの圧力のピーク値である基準クランク角θPmaxは略一定であり、エンジン高回転側で進角側にシフトする傾向があるためステップS15の如く算出する。
【0161】
次にシリンダ内容積V0、有効圧縮比Ecから吸気バルブが閉じられた時点の筒内温度TINIからの温度上昇率を算出し、燃焼ガスが点火される時点の雰囲気温度T0が算出される(ステップS21〜S25)。算出した雰囲気温度T0に基づいて、層流燃焼速度SL1を算出する(ステップS26)。
【0162】
燃焼速度は層流燃焼速度が早いほど早くなる傾向にあるため、筒内の乱流速度も燃焼速度に大きく依存する。乱流速度は吸気ポート形状等に左右され、一般にエンジン回転数が高くなるほど速くなる。このためこれを乱れ強さU1として算出し(ステップS27)、層流燃焼速度SL1と掛け合わせて燃焼速度FLAME1を算出する(ステップS28)。
【0163】
そして点火してから火炎核が形成されるまでの燃焼期間BURN1を算出する(ステップS29)。火炎核の形成には、燃焼ガス質量の内2%の燃焼によってなされることがわかっているため、燃焼ガス質量の2%を算出して用いる。火炎核形成段階では、点火時点のシリンダ内容積が大きいほど形成に時間が長くなるためこれを分子とし、反応確率RPROBAが大きいぼど時間が短く、燃焼速度が早いほど時間が短くなるため、これらを分母とした演算式を用いて演算することにより、正確且つ容易に火炎核形成段階の燃焼時間を求めることができる。
【0164】
火炎核が形成された後は、燃焼ガスが急速に燃焼される急速燃焼段階となり火炎核は急速に成長する。圧力がピークとなる60%の燃焼ガスが燃焼される期間が演算される(ステップS31〜ステップS34)。ここでも火炎核の成長時点のシリンダ内容積が大きいほど形成に時間が長くなるためこれを分子とし、反応確率RPROBAが大きいほど時間が短く、燃焼速度が早いほど時間が短くなるため、これらを分母とした演算式を用いて演算することにより、正確且つ容易に火炎核成長段階の燃焼時間を求めることができる。
【0165】
以上の如く算出した火炎核形成段階の初期燃焼期間と火炎核成長段階の主燃焼期間とを足すことにより燃焼ガス質量60%の燃焼に必要な期間を算出する事ができる(ステップS42)。そして点火無駄時間とシリンダ内最大圧力となる基準クランク角θPmaxを考慮してMBT点火時期を算出し、イグニッションコイルに出力指令を出すことができる(ステップS43)。
【0166】
本実施の形態によれば、所定のクランク角までにシリンダ内で燃焼する燃焼ガス量を算出する燃焼ガス量算出手段と、燃焼ガスの層流状態での燃焼速度である層流燃焼速度を算出する層流燃焼速度算出手段と、エンジン過渡状態に応じて変化する燃焼の乱れを示す指標である乱れ強さを算出する乱れ強さ算出手段と、前記層流燃焼速度と乱れ強さからシリンダ内燃焼速度を算出し、この燃焼速度と前記シリンダ内の燃焼ガス量とから燃焼期間を算出し、この燃焼期間に基づいてMBTの得られる基本点火時期を算出する点火時期演算手段とを備えたので、内燃機関の運転状態が過渡状態であっても、運転状態に応じて乱れ強さを設定するので、過渡状態においてもMBTを得るための点火時期を精度よく算出することができる。
【0167】
また、燃焼期間を算出する際に、圧力・温度に対する燃焼期間の感度が大きい火炎核形成段階と、圧力・温度に対する燃焼期間の感度が鈍くなる主燃焼期間とに分けて演算することで、燃焼期間をより正確に演算することができる。この際、分子に燃焼ガス質量、シリンダ容積、分母に反応面積、燃焼速度といった演算式を用いており、同一次元の単位が分子、分母に用いられることが無いので無駄な演算をすることなく正確に算出できる。
【0168】
燃焼状態を無次元の反応確率で置き換えて演算に用いており、当該反応確率は実験等で容易に求めることができるため正確な燃焼期間を算出することができる。また、本実施の形態では、吸気バルブの作動角とリフト量を連続的に可変にできる可変動弁機構を備えた内燃機関へ適用した例を示したが、吸気バルブが閉じた時点のシリンダ内容積が変化しても容易にMBTを算出することができるため、例えば、バルブ開閉に電磁石を用い、バルブタイミングを任意に変化させることができるいわゆる電磁駆動吸排気弁等の可変動弁システムへの適用も行える。なお、吸気バルブの作動角とリフト量を連続的に可変にできる可変動弁機構の一例として特開平11−107725号公報、特開2003−41976号公報に記載のものがある。
【0169】
本実施形態では燃焼質量割合から燃焼期間を求めるにあたり、燃焼期間BURNを初期燃焼期間BURN1(燃焼質量割合2%まで)と燃焼主期間BURN2(燃焼質量割合2%から60%まで)とに分けて演算し、点火時期MBTCYCLを求めたが、さらに細分化してもよく、または細分化を行った上で、燃焼期間(燃焼質量割合)をたとえば、初期燃焼期間BURN1と燃焼主期間BURN2とで分けて加算するようにしてもよい。細分化して燃焼期間を求めることによって、燃焼期間の算出精度は向上できる。
【0170】
本発明は、上記した実施形態に限定されるものではなく、本発明の技術的思想の範囲内でさまざまな変更がなしうることは明白である。
【図面の簡単な説明】
【図1】本発明の内燃機関のシステム図である。
【図2】エンジンコントローラで実行される点火時期制御のブロック図である。
【図3】燃焼室の圧力変化図である。
【図4】燃焼質量割合の変化を説明する特性図である。
【図5】物理量の算出を説明するためのフローチャートである。
【図6】エンジンのクランクシャフトとコネクティングロッドの位置関係を説明するダイアグラムである。
【図7】水温補正係数の特性図である。
【図8】当量比補正係数の特性図である。
【図9】基準クランク角の特性図である。
【図10】初期燃焼期間の算出を説明するためのフローチャートである。
【図11】温度上昇率の特性図である。
【図12】主燃焼期間の算出を説明するためのフローチャートである。
【図13】基本点火時期の算出を説明するためのフローチャートである。
【図14】吸気バルブ開状態で推定する平均乱れ強さの算出方法を説明する図である。
【図15】吸気バルブ閉状態で推定する平均乱れ強さの算出方法を説明する図である。
【図16】変数f1を算出するためのマップの一例である。
【図17】変数f2を算出するためのマップの一例である。
【図18】吸気バルブの開弁期間とリフト量を説明するための図である。
【図19】変数f3を算出するためのマップの一例である。
【図20】初期燃焼期間の乱れ強さの算出方法を説明する図である。
【図21】変数f4を算出するためのマップの一例である。
【図22】主燃焼期間の乱れ強さの算出方法を説明する図である。
【図23】変数f5を算出するためのマップの一例である。
【図24】乱れ強さの変化を示すタイミングチャートである。
【図25】シリンダ内圧の変化を説明するための図である。
【図26】燃焼割合の変化を説明するための図である。
【符号の説明】
1 内燃機関
2 吸気コレクタ
3 インジェクタ
4 吸気マニホールド
5 排気マニホールド
6 マフラ
7 エアクリーナ
8 電子制御スロットル
9 吸気ダクト
20 コントロールユニット
Claims (14)
- 所定のクランク角までにシリンダ内で燃焼する燃焼ガス量を算出する燃焼ガス量算出手段と、
燃焼ガスの層流状態での燃焼速度である層流燃焼速度を算出する層流燃焼速度算出手段と、
エンジン過渡状態に応じて変化する燃焼の乱れを示す指標である乱れ強さを算出する乱れ強さ算出手段と、
前記層流燃焼速度と乱れ強さからシリンダ内燃焼速度を算出し、この燃焼速度と前記シリンダ内の燃焼ガス量とから燃焼期間を算出し、この燃焼期間に基づいてMBTの得られる基本点火時期を算出する基本点火時期演算手段と、
燃焼ガスの層流状態での燃焼速度である層流燃焼速度を算出する層流燃焼速度算出手段と、
エンジン過渡状態に応じて変化する燃焼の乱れを示す指標である乱れ強さを算出する乱れ強さ算出手段と、
算出した層流燃焼速度と乱れ強さとからシリンダ内の燃焼ガスの燃焼速度を算出する燃焼速度算出手段と、
燃焼ガス燃焼開始時のシリンダ内容積を算出するシリンダ内容積算出手段と、
所定のクランク角までにシリンダ内で燃焼する燃焼ガス量を算出する燃焼ガス量算出手段と、
所定運転条件での燃焼ガスの燃焼しやすさに対する前記シリンダ内での燃焼ガスの燃焼のしやすさを示す反応確率を算出する反応確率算出手段と、
前記燃焼速度と前記シリンダ内容積と前記燃焼ガス量と前記反応確率とに基づき燃焼期間を算出し、この燃焼期間に基づきMBTの得られる基本点火時期を算出する基本点火時期算出手段と、
を備えることを特徴とする内燃機関の点火時期制御装置。 - 前記シリンダ内の燃焼ガスの燃焼圧力が最大になるクランク角を算出する基準クランク角算出手段と、
前記シリンダ内の燃焼ガスに着火する点火プラグの点火指令信号を出力したタイミングから点火プラグが点火するまでのクランク角区間を算出する点火無駄時間相当クランク角算出手段とを備え、
前記MBTの得られる基本点火時期は、前記燃焼期間と前記算出した基準クランク角と点火無駄時間相当クランク角とから算出されることを特徴とする請求項1に記載の内燃機関の点火時期制御装置。 - 前記乱れ強さは、内燃機関の運転状態が過渡状態の時に内燃機関の吸気バルブを通過してシリンダ内に流入する吸気流速に基づき算出されることを特徴とする請求項1または2に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
- 前記吸気流速は、吸気バルブ開弁時及び閉弁時におけるシリンダ内への吸入空気量、吸気バルブの平均開口面積、内燃機関の回転速度に基づき算出されることを特徴とする請求項3に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
- 前記吸気流速は、吸気バルブを開いたときの吸気流速と、閉じるときの吸気流速とに基づいて算出されることを特徴とする請求項3または4に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
- 前記燃焼期間は、シリンダ内容積と燃焼質量割合の変化量とエンジン回転速度を掛けた値を反応確率と火炎核の反応面積と燃焼速度とを掛けた値で除した演算値に基づいて算出 することを特徴とする請求項1に記載の点火時期制御装置。
- 前記反応確率は、所定の残留ガス率における燃焼のしやすさを1とし、所定の残留ガス率より小さいほど1より大きな値で設定し、所定の残留ガス率より大きいほど1より小さな値で設定することを特徴とする請求項1または6に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
- 前記反応確率は、所定の水温における燃焼のしやすさを1とし、所定の水温より高いほど1より大きな値で設定し、所定の水温より低いほど1より小さな値で設定することを特徴とする請求項1または6に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
- 前記反応確率は、所定の当量比における燃焼のしやすさを1とし、所定の当量比よりリッチ側、リーン側いずれにおいても1より小さな値で設定することを特徴とする請求項1または6に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
- 前記所定クランク角までに燃焼する燃焼ガス量は、燃焼ガスの着火後燃焼圧力が最大となるまでに燃焼される燃焼ガス量としたことを特徴とする請求項1または9に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
- 前記所定クランク角までに燃焼する燃焼ガス量を複数に分割し、それぞれの燃焼ガス量に対応する燃焼期間を算出し、すべての燃焼期間を合計して燃焼期間を求めることを特徴とする請求項10に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
- 前記所定クランク角までに燃焼する燃焼ガス量を、燃焼ガスの着火後火炎核形成に費やされる燃焼ガス量と、火炎核形成後から燃焼ガスの着火後燃焼圧力が最大となるまでに燃焼される燃焼ガス量とに分割したことを特徴とする請求項11記載の内燃機関の点火時期制御装置。
- 前記シリンダ内の燃焼ガスの燃焼開始時の雰囲気温度と、前記シリンダ内の燃焼ガスの燃焼開始時の雰囲気圧力とを算出し、前記シリンダ内の燃焼ガスの燃焼速度は、燃焼ガスの所定温度、所定圧力における基本層流燃焼速度から、前記雰囲気温度、雰囲気圧力とに基づいて算出することを特徴とする請求項1または12に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
- 吸入弁が閉じられた時の燃焼ガスの温度を算出し、この算出した温度に有効圧縮比に基づいて算出した温度上昇率を掛けることによって前記雰囲気温度を算出することを特徴とする請求項13に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
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