JP4182835B2 - Engine fuel injection amount control device - Google Patents
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Description
本発明は、エンジンの燃料噴射量制御装置に関する。 The present invention relates to an engine fuel injection amount control device.
燃料噴射弁による噴射燃料の壁面付着率Ｒｍ（ｋ）と、その付着燃料の残留率Ｐｍ（ｋ）とからなる燃料挙動を表すパラメータを吸気圧の変化度合に基づいて可変に設定し、その燃料挙動パラメータを用いて燃料噴射量を補正するようにしたものがある（特許文献１参照）。
ところで、物理モデルによれば、机上適合が可能となり実験適合の工数を減らすことができるので、燃料噴霧の挙動についても物理モデルを一層促進することが、個別のエンジン毎の適合実験に要する適合工数を削減し、エンジン開発時間を短縮することにつながる。 By the way, according to the physical model, it is possible to adapt on the desktop and reduce the number of man-hours for experiment adaptation, so that the physical model can be further promoted for the behavior of fuel spray. Reducing engine development time.
しかしながら、従来装置は個別のエンジン毎の適合実験に要する適合工数を削減できるものでない。すなわち、従来装置では上記の壁面付着率Ｒｍ（ｋ）や付着燃料の残留率Ｐｍ（ｋ）の適合を実験によっているので、例えば一つのエンジンに対して上記の壁面付着率Ｒｍ（ｋ）や付着燃料の残留率Ｐｍ（ｋ）の適合を実験により完了した後に、その一つのエンジンに備えていた燃料噴射弁に代えて、その燃料噴射弁の素質（噴霧の粒径や粒径分布）とは異なる燃料噴射弁を新たに採用しようとすると、同じエンジンでありながら再度同じ工数の実験適合が必要となる。 However, the conventional apparatus cannot reduce the man-hours required for the adaptation experiment for each individual engine. That is, in the conventional apparatus, since the adaptation of the wall surface adhesion rate Rm (k) and the adhesion fuel residual rate Pm (k) is experimentally performed, for example, the wall surface adhesion rate Rm (k) After completing the adaptation of the fuel residual rate Pm (k) by experiment, instead of the fuel injection valve provided in the one engine, the fuel injection valve quality (particle size and particle size distribution) If a different fuel injection valve is to be newly adopted, it will be necessary to adapt the experiment again with the same man-hours even though the engine is the same.
そこで本発明は、噴射時からの燃料噴霧の分岐を可能な限り物理モデルを促進し、個別のエンジン実験による適合をほとんどなくしてエンジン開発時間の短縮を図ることを目的とする。 Therefore, the present invention aims to promote the physical model as much as possible to branch off the fuel spray from the time of injection, and to reduce engine development time by eliminating the adaptation by individual engine experiments.
本発明は、燃焼室入口の吸気ポートを開閉する吸気弁と、吸気ポート内または燃焼室内に燃料を噴射する燃料噴射弁とを備え、この燃料噴射弁から噴射される噴霧の質量についての粒径分布ＸＡを与えると共に、吸気系もしくは燃焼室の気中に浮遊する燃料量である浮遊量（Ｘ０´´、Ｘ０´´´）または吸気系もしくは燃焼室の壁面に付着する燃料量である付着量（ＸＥ、ＸＦ）を、この噴霧の質量についての粒径分布ＸＡに基づいて算出するモデルを用いて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出するように構成する。 The present invention includes an intake valve that opens and closes an intake port at an inlet of a combustion chamber, and a fuel injection valve that injects fuel into the intake port or the combustion chamber, and a particle size of the mass of spray injected from the fuel injection valve The distribution amount XA is given, and the floating amount (X0 ″, X0 ″ ′) that is the amount of fuel floating in the air of the intake system or the combustion chamber or the amount of fuel that adheres to the wall surface of the intake system or the combustion chamber (XE, XF) is configured to calculate the fuel injection amount from the fuel injection valve using a model that is calculated based on the particle size distribution XA for the mass of the spray.
燃料噴射弁から噴射される噴霧は質量についての粒径分布を有し、本発明によれば、この噴霧の質量についての粒径分布ＸＡに基づいて吸気系もしくは燃焼室の気中に浮遊する燃料量である浮遊量（Ｘ０´´、Ｘ０´´´）または吸気系もしくは燃焼室の壁面に付着する燃料量である付着量（ＸＥ、ＸＦ）を算出するモデルを用いて燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出するので、既に適合済みの燃料噴射弁とは噴霧の質量についての粒径分布の異なる燃料噴射弁を新たに採用する場合には、その新たに採用する燃料噴射弁に合わせて噴霧の質量についての粒径分布を代えるだけで気中浮遊量や壁面付着量を算出できることから、噴霧の質量についての粒径分布の異なる新たな燃料噴射弁を採用する場合における実験適合が不要となるかまたは簡単な確認で済み、適合工数を削減することができる。 Spray injected from the fuel injection valve have a particle size distribution of the mass, according to the present invention, suspended in the air of the intake system or combustion chamber on the basis of the particle size distribution XA of mass of the spray From the fuel injection valve using a model that calculates the floating amount (X0 ″, X0 ″ ′) that is the amount of fuel or the attached amount (XE, XF) that is the amount of fuel that adheres to the intake system or combustion chamber wall Since the fuel injection amount is calculated, when newly adopting a fuel injection valve having a different particle size distribution with respect to the mass of the spray from the already adapted fuel injection valve, the fuel injection amount is adjusted to the newly adopted fuel injection valve. Since it is possible to calculate the amount of floating in the air and the amount of wall adhesion simply by changing the particle size distribution for the spray mass, it is not necessary to adapt the experiment when adopting a new fuel injection valve with a different particle size distribution for the spray mass. Become or easy It is possible to reduce the man-hours for conformance.
以下、図面に基づき本発明の実施形態について説明する。図１はＬ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンに適用した本発明の一実施形態のシステムを説明するための概略図である。 Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings. FIG. 1 is a schematic diagram for explaining a system according to an embodiment of the present invention applied to an L-Jetronic gasoline injection engine.
吸気絞り弁２３により調量される空気は、吸気コレクタ２に蓄えられた後、吸気マニホールド３を介して各気筒の燃焼室５に導入される。燃料は各気筒の吸気ポート４に配置された燃料噴射弁２１より、エアフローメータ３２により検出される吸入空気流量と、クランク角センサ（３３、３４）からの信号に基づいて演算されるエンジン回転速度とに応じ、所定のタイミングで吸気ポート内に、より具体的には吸気ポートに遮るように存在する吸気弁１５（傘裏部）に向けて、間欠的に噴射供給される。
The air metered by the
吸気弁１５に向けて噴射された燃料は、吸気と混合して混合気を作り、この混合気は吸気弁１５を閉じることで燃焼室５内に閉じこめられ、ピストン６の上昇によって圧縮され、点火プラグ１４により着火されて燃焼する。この燃焼によるガス圧がピストン６を押し下げる仕事を行い、このピストン６の往復運動はクランクシャフト７の回転運動へと変換される。燃焼後のガス（排気）は排気弁１６が開いたとき排気通路８へと排出される。
The fuel injected toward the
排気通路８には三元触媒９を備える。三元触媒９は排気の空燃比が理論空燃比を中心とした狭い範囲にあるとき、排気に含まれるＨＣ、ＣＯ及びＮＯｘを同時に効率よく除去できる。このため、エンジンコントローラ３１では運転条件に応じて燃料噴射弁２１からの基本燃料噴射量を定めると共に、三元触媒９の上流に設けたＯ2センサ（図示しない）からの信号に基づいて空燃比をフィードバック制御する。
A three-way catalyst 9 is provided in the exhaust passage 8. The three-way catalyst 9 can efficiently remove HC, CO and NOx contained in the exhaust gas simultaneously when the air-fuel ratio of the exhaust gas is in a narrow range centered on the stoichiometric air-fuel ratio. For this reason, the
上記の吸気絞り弁２３はスロットルモータ２４により駆動される。運転者が要求するトルクはアクセルペダル４１の踏み込み量（アクセル開度）に現れるので、エンジンコントローラ３１ではアクセルセンサ４２からの信号に基づいて目標トルクを定め、この目標トルクを実現するための目標空気量を定め、この目標空気量が得られるようにスロットルモータ２４を介して吸気絞り弁２３の開度を制御する。
The
また、主に燃費向上のため、ＥＧＲ装置（ＥＧＲ通路２５、ＥＧＲ弁２６、アクチュエータ２７からなる）と吸気弁作動角可変機構の一種としてのＶＴＣ機構（バルブタイミングコントロール機構）２９を備えてもいる。
Also, mainly for improving fuel efficiency, an EGR device (comprising an
さて、Ｌ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンを前提として、本実施形態では、燃焼予測型制御を行う。具体的には温度を主なパラメータとして吸気ポート４、燃焼室５内の壁流燃料と未燃分燃料を推定し、その結果を燃料噴射制御に適用する。
Now, on the premise of an L-Jetronic gasoline injection engine, in this embodiment, combustion prediction type control is performed. Specifically, the wall flow fuel and unburned fuel in the intake port 4 and the
まず、今回改めて噴射弁２１から噴射された燃料が燃焼するまでの燃料の挙動を見直した結果を図２、図３に示す。図２において破線は、噴射弁２１から噴射された燃料がガス状で移動することを、実線は噴霧の状態で移動することを示す。なお、噴霧のうち微細なもの（微粒噴霧）はガスと同じに扱えるので、ガスのほうに分類している。この場合、ガス、微粒噴霧は再び吸気ポートや燃焼室内に付着することはないと仮定する。
First, the results of reviewing the behavior of the fuel until the fuel injected from the
ここでは、燃焼室入口までの燃料挙動と燃焼室内での燃料挙動とに大きく分ける。 Here, the fuel behavior up to the combustion chamber inlet and the fuel behavior in the combustion chamber are roughly divided.
（１）燃焼室入口までの燃料挙動：
噴射弁２１から吸気ポート４に噴射された燃料は、気化してガス（気体）となる分と、噴霧のまま漂う分とに大きく分岐される。ガス、微粒噴霧となった燃料はポート壁４ａや吸気弁傘裏部１５ａに付着することなく燃焼室５に吸入される。噴霧のまま漂う燃料は、その一部が気流に運ばれて燃焼室５に直接吸入され、残りは吸気弁傘裏部１５ａと吸気ポート壁４ａとに付着する。
(1) Fuel behavior to the combustion chamber inlet:
The fuel injected from the
ここで、吸気弁１５に付着して形成される壁流は、傘裏部１５ａだけでなく吸気弁１５の燃焼室５に臨む表面１５ｂにも形成される。この燃焼室側表面１５ｂに形成される壁流は燃焼室５内に形成される壁流のほうで扱うので、以下では吸気弁１５の傘裏部１５ａの壁面のみを「吸気弁壁」と定義する。
Here, the wall flow formed by adhering to the
ポート壁４ａ、吸気弁壁１５ａに付着した燃料は壁流を形成する。この場合、各壁では主に壁温度が大きく異なり（冷間始動後は同じであるが、エンジンの暖機が進むほど吸気弁壁の温度のほうがポート壁の温度より高くなってゆく）、各壁流から異なる特性で燃料が蒸発するので、壁流も別々に扱う。
The fuel adhering to the
これら各壁流は、一部はそれぞれの壁温度など蒸発し易さの物理量の結果を受けてガスとなり燃焼室５に吸入され、残りは吸気の流れや重力により壁流から剥がされて噴霧となりまたは壁流としておのおの壁部を伝って燃焼室５内に流入する。
Each of these wall flows is partially converted into gas upon receiving the result of the physical quantity that is easy to evaporate, such as the wall temperature, and the remainder is sucked into the
（２）燃焼室入口までの燃料挙動：
このようにしていろいろな経緯を経て燃焼室５に吸入された燃料群は、一部はガス、微粒噴霧として直接燃焼に寄与し、一部は燃焼室５内の壁流を形成する。燃焼室５内の壁流は、現実には吸気弁１５の燃焼室側表面１５ｂ、排気弁１６の燃焼室側表面（図２、図３には図示していない）、吸気ポート４ａにつながっているシリンダヘッド壁５１、ピストン冠面６ａ、点火プラグ表面（図示しない）、さらにはシリンダ面壁５２とどこにでも存在する。燃焼室５内の壁流は、一部は点火による燃焼までの間に圧縮熱や壁熱などで蒸発、気化してガス、微粒噴霧となり燃焼に寄与し、一部は燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに排気行程で排気通路８へと排出される。特に、シリンダ面壁５２の壁流を形成する燃料はその一部がオイルに希釈されたままクランクケースに逃げてブローバイガスに含まれる。
(2) Fuel behavior to the combustion chamber inlet:
In this way, the fuel group sucked into the
ここでは、燃焼室５内に壁流が形成される部位をシリンダ面壁５２とそれ以外の燃焼室壁とに分ける。
Here, the part where the wall flow is formed in the
ここで、シリンダ面壁５２以外の燃焼室壁を「燃焼室壁」と定義する。一般的に「燃焼室壁」といった場合、シリンダ面壁を含むので紛らわしいのであるが、他に適切な表現が見あたらないので本実施形態ではシリンダ面壁５２を除いた概念として「燃焼室壁」を使う。この燃焼室壁には吸気弁の燃焼室側表面１５ｂが含まれる。
Here, the combustion chamber walls other than the
燃焼室壁とシリンダ面壁５２との２つに分けたのも両壁に主に壁温度差が大きくあり（シリンダブロックに形成されるシリンダはシリンダブロック内のウォータジャケットを流れる冷却水により冷却されるため、シリンダ面壁５２の温度はほぼ水温に等しい温度で推移するため、燃焼室壁の温度のほうがシリンダ面壁５２の温度より高い）、各壁流からの燃料蒸発特性が大きく異なるためと、演算ロジックを簡素化して適合を容易にするためである。
There is a large wall temperature difference between the two walls, the combustion chamber wall and the cylinder face wall 52 (since the cylinder formed in the cylinder block is cooled by the cooling water flowing through the water jacket in the cylinder block, Since the temperature of the
ただし、分ける数は２つに限定されるものでない。詳しくいうと、燃焼室壁は、上述したように吸気弁１５の燃焼室側表面１５ｂ、排気弁１６の燃焼室側表面、シリンダヘッド壁５１、ピストン冠面６ａ、点火プラグ表面などからなり、これらの間でも大きな壁温度差がある。すなわち、排気弁１６の燃焼室側表面の温度が最も高く、吸気弁の燃焼室側表面１５ｂとピストン冠面６ａとはほぼ同じ温度、またこれら吸気弁の燃焼室側表面１５ｂ、ピストン冠面６ａの温度のほうがシリンダヘッド壁５１の温度より高い。従って、燃焼室壁を壁温度毎にさらに２以上に分割することが考えられる（例えば高温部燃焼室壁と低温部燃焼室壁とに分割する）。
However, the number to be divided is not limited to two. More specifically, the combustion chamber wall is composed of the combustion
このように、壁温度の違いにより燃焼室５内に形成される壁流を２つに分割し（燃焼室壁流とシリンダ面壁流）、さらに燃焼室５内の燃料を燃焼に寄与する分と、未燃のまま排出される分と、オイルに希釈される分との３つに分けると、これらは次のように整理できる。
In this way, the wall flow formed in the
〔１〕燃焼に寄与する燃料：
これは（ａ）噴射弁２１より噴射された直後にガス、微粒噴霧となった燃料、（ｂ）燃焼室５に吸入された噴霧から蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、（ｃ）ポート壁流より蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、（ｄ）吸気弁壁流より蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、（ｅ）燃焼室壁流より点火による燃焼までの間に蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、（ｆ）シリンダ面壁流より点火による燃焼までの間に蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料の合計である。
[1] Fuel contributing to combustion:
This is (a) fuel immediately after being injected from the
〔２〕未燃のまま排出される燃料：
これは、（ｇ）燃焼室壁流より燃焼が完了してから蒸発してガス、微粒噴霧となり、排気行程で排気通路８へと排出される燃料と、（ｈ）シリンダ面壁流より燃焼が完了してから蒸発してガス、微粒噴霧となり、排気行程で排気通路８へと排出される燃料との合計である。
[2] Fuel discharged unburned:
This is because (g) the fuel is evaporated after the combustion is completed from the combustion chamber wall flow to become gas and fine particle spray, and is discharged into the exhaust passage 8 in the exhaust stroke, and (h) the combustion is completed from the cylinder surface wall flow Then, it is the total of the fuel that evaporates to become gas and fine particle spray and is discharged into the exhaust passage 8 in the exhaust stroke.
〔３〕オイル落ち燃料：
これは、（ｉ）シリンダ面壁流よりオイルに希釈されたままクランクケースに逃げてブローバイガスに含まれる燃料である。
[3] Oil dropping fuel:
This is (i) fuel contained in the blow-by gas that escapes to the crankcase while being diluted with oil from the cylinder face wall flow.
図２、図３に示したこうした燃料挙動の解析結果に基づいて４つの各壁流（ポート壁流、吸気弁壁流、燃焼室壁流、シリンダ面壁流）を図４に示したようにモデル化して１気筒当たりのポート、燃焼室の混合気モデルを構築する。すなわち、図４のように当該混合気モデルを、燃料噴射量算出手段５１、各部燃料分岐割合算出手段５２、４つの燃料付着量算出手段（吸気弁壁付着量算出手段５３、ポート壁付着量算出手段５４、燃焼室壁付着量算出手段５５、シリンダ面壁付着量算出手段５６）、燃焼分燃料算出手段５７、未燃分燃料算出手段５８、オイル落ち量算出手段５９、排気燃料算出手段６０から構成する。 Based on the analysis results of the fuel behavior shown in FIGS. 2 and 3, four wall flows (port wall flow, intake valve wall flow, combustion chamber wall flow, cylinder face wall flow) are modeled as shown in FIG. To create a mixture model of ports and combustion chambers per cylinder. That is, as shown in FIG. 4, the mixture model is converted into a fuel injection amount calculation means 51, a fuel branching ratio calculation means 52, four fuel adhesion amount calculation means (intake valve wall adhesion amount calculation means 53, port wall adhesion amount calculation). Means 54, combustion chamber wall adhesion amount calculation means 55, cylinder face wall adhesion amount calculation means 56), combustion fuel calculation means 57, unburned fuel calculation means 58, oil drop amount calculation means 59, and exhaust fuel calculation means 60. To do.
まず吸気弁壁付着量算出手段５３とポート壁付着量算出手段５４では、１噴射毎（＝吸入行程毎）つまり１燃焼サイクル毎に各壁流量（燃料付着量）が変化するものとして、１燃焼サイクル当たり一回、次の漸化式を用いて吸気弁壁付着量Ｍｆｖとポート壁付着量Ｍｆｐを算出する。 First, in the intake valve wall adhesion amount calculation means 53 and the port wall adhesion amount calculation means 54, it is assumed that each wall flow rate (fuel adhesion amount) changes every injection (= each intake stroke), that is, every combustion cycle. Once per cycle, the intake valve wall adhesion amount Mfv and the port wall adhesion amount Mfp are calculated using the following recurrence formula.
Ｍｆｖ＝Ｍｆｖn-1＋Ｆｉｎ・Ｘ１
−Ｍｆｖn-1（Ｙ０＋Ｙ１＋Ｙ２）…（１）
Ｍｆｐ＝Ｍｆｐn-1＋Ｆｉｎ・Ｘ２
−Ｍｆｐn-1（Ｚ０＋Ｚ１＋Ｚ２）…（２）
ただし、Ｍｆｖ ：吸気弁壁付着量、
Ｍｆｖn-1 ：Ｍｆｖの１燃焼サイクル前の値、
Ｍｆｐ ：ポート壁付着量、
Ｍｆｐn-1 ：Ｍｆｐの１燃焼サイクル前の値、
Ｆｉｎ ：燃料噴射量、
Ｘｎ、Ｙｎ、Ｚｎ：各部燃料分岐割合、
ここで、上記（１）式は、１燃焼サイクル前の吸気弁壁付着量であるＭｆｖn-1に対して今回の噴射により壁流となって増える燃料分（右辺第２項）を加算し、今回の噴射までに減っている燃料分（右辺第３項、第４項、第５項）を減算するものである。すなわち、右辺第２項のＦｉｎ・Ｘ１は、今回の燃料噴射量Ｆｉｎのうち吸気弁壁流に変化する燃料分である。右辺第３項のＭｆｖn-1・Ｙ０はＭｆｖn-1のうち今回の噴射までに蒸発してガス、微粒噴霧となりそのまま燃焼室５に吸入されて燃焼する燃料分である。右辺第４項のＭｆｖn-1・Ｙ１はＭｆｖn-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れて燃焼室壁流となる燃料分、Ｍｆｖn-1・Ｙ２はＭｆｖn-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れてシリンダ面壁流となる燃料分である。
Mfv = Mfv n-1 + Fin · X1
-Mfv n-1 (Y0 + Y1 + Y2) (1)
Mfp = Mfp n-1 + Fin · X2
-Mfp n-1 (Z0 + Z1 + Z2) (2)
Where Mfv: Intake valve wall adhesion amount,
Mfv n-1 : Value of Mfv before one combustion cycle,
Mfp: Port wall adhesion amount,
Mfp n-1 : The value of Mfp before one combustion cycle,
Fin: Fuel injection amount,
Xn, Yn, Zn: Fuel split ratio of each part,
Here, the above equation (1) adds the fuel amount (the second term on the right side) that increases as a wall flow due to the current injection to Mfv n−1 , which is the intake valve wall adhesion amount before one combustion cycle. This subtracts the amount of fuel that has been reduced up to the current injection (third term, fourth term, and fifth term on the right side). That is, Fin · X1 in the second term on the right side is a fuel component that changes to the intake valve wall flow in the current fuel injection amount Fin. Mfv n−1 · Y0 in the third term on the right-hand side is a portion of Mfv n−1 that is evaporated by the current injection to become a gas and fine particle spray and is directly sucked into the
上記（２）式は上記（１）式と同様である。すなわち、右辺第２項のＦｉｎ・Ｘ２は、今回の燃料噴射量のうちポート壁流に変化する燃料分である。右辺第３項のＭｆｐn-1・Ｚ０はＭｆｐn-1のうち今回の噴射までに蒸発してガス、微粒噴霧となりそのまま燃焼室５に吸入されて燃焼する燃料分である。右辺第４項のＭｆｐn-1・Ｚ１はＭｆｐn-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れて燃焼室壁流となる燃料分、右辺第５項のＭｆｐn-1・Ｚ２はＭｆｐn-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れてシリンダ面壁流となる燃料分である。
The above expression (2) is the same as the above expression (1). That is, Fin · X2 in the second term on the right side is a fuel component that changes to the port wall flow in the current fuel injection amount. Mfp n−1 · Z0 in the third term on the right-hand side is a portion of Mfp n−1 that is evaporated by the current injection to become a gas or fine particle spray and is directly sucked into the
燃焼室壁付着量算出手段５５とシリンダ面壁付着量算出手段５６でも、１噴射毎つまり１燃焼サイクル毎に各燃料付着量が変化するものとして、１燃焼サイクル当たり一回、次の漸化式を用いて燃焼室壁付着量Ｃｆｈとシリンダ壁付着量Ｃｆｃを算出する。 The combustion chamber wall adhesion amount calculating means 55 and the cylinder surface wall adhesion amount calculating means 56 also assume that each fuel adhesion amount changes for each injection, that is, for each combustion cycle, and once per combustion cycle, the following recurrence formula is used. Using this, the combustion chamber wall adhesion amount Cfh and the cylinder wall adhesion amount Cfc are calculated.
Ｃｆｈ＝Ｃｆｈn-1＋Ｆｉｎ・Ｘ３
＋Ｍｆｖ・Ｙ１＋Ｍｆｐ・Ｚ１
−Ｃｆｈn-1（Ｖ０＋Ｖ１） …（３）
Ｃｆｃ＝Ｃｆｃn-1＋Ｆｉｎ・Ｘ４
＋Ｍｆｖ・Ｙ２＋Ｍｆｐ・Ｚ２
−Ｃｆｃn-1（Ｗ０＋Ｗ１＋Ｗ２）…（４）
ただし、Ｃｆｈ ：燃焼室壁付着量、
Ｃｆｈn-1 ：Ｃｆｈの１燃焼サイクル前の値、
Ｃｆｃ ：シリンダ面壁付着量、
Ｃｆｃn-1 ：Ｃｆｃの１燃焼サイクル前の値、
Ｆｉｎ ：燃料噴射量、
Ｘｎ、Ｙｎ、Ｚｎ、Ｖｎ、Ｗｎ：各部燃料分岐割合、
上記（３）式において、右辺第２項のＦｉｎ・Ｘ３は、今回の燃料噴射量Ｆｉｎのうち燃焼室壁流に変化する燃料分である。右辺第３項、第４項のＭｆｖ・Ｙ１、Ｍｆｐ・Ｚ１はそれぞれＭｆｖ、Ｍｆｐから引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れて燃焼室壁流に変化する燃料分である。右辺第５項のＣｆｈn-1・Ｖ０はＣｆｈn-1のうち点火による燃焼までの間に圧縮熱や壁熱等で蒸発、気化して燃焼に寄与した燃料分、右辺第６項のＣｆｈn-1・Ｖ１はＣｆｈn-1のうち燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに排気行程で排出された燃料分である。
Cfh = Cfh n-1 + Fin · X3
+ Mfv · Y1 + Mfp · Z1
-Cfh n-1 (V0 + V1) (3)
Cfc = Cfc n-1 + Fin · X4
+ Mfv · Y2 + Mfp · Z2
-Cfc n-1 (W0 + W1 + W2) (4)
Where Cfh: Attached amount of combustion chamber wall,
Cfh n-1 : Value of Cfh before one combustion cycle,
Cfc: Cylinder surface wall adhesion amount,
Cfc n-1 : Value of Cfc before one combustion cycle,
Fin: Fuel injection amount,
Xn, Yn, Zn, Vn, Wn: fuel split ratio of each part,
In the above equation (3), Fin · X3 in the second term on the right-hand side is the amount of fuel that changes to the combustion chamber wall flow in the current fuel injection amount Fin. Mfv · Y1 and Mfp · Z1 in the third and fourth terms on the right-hand side are fuel components that are separated from Mfv and Mfp to form spray or flow as a wall flow or change into a combustion chamber wall flow. Cfh n-1 · V0 in the fifth term on the right side is a fuel component of Cfh n-1 that has evaporated and vaporized by compression heat, wall heat, etc. until combustion by ignition, and contributed to the combustion. n−1 · V1 is a fuel component of Cfh n−1 which is evaporated after combustion is completed and discharged in the exhaust stroke without contributing to combustion.
上記（４）式は、右辺第７項のＣｆｃn-1・Ｗ２を除いて上記（３）式と同様である。すなわち、右辺第２項のＦｉｎ・Ｘ４は、今回の燃料噴射量のうちシリンダ面壁流に変化する燃料分である。右辺第３項、第４項のＭｆｖ・Ｙ２、Ｍｆｐ・Ｚ２それぞれＭｆｖ、Ｍｆｐから引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れてシリンダ面壁流に変化する燃料分である。右辺第５項のＣｆｃn-1・Ｗ０はＣｆｃn-1のうち点火による燃焼までの間に圧縮熱や壁熱等で蒸発、気化して燃焼に寄与した燃料分、右辺第６項のＣｆｃn-1・Ｗ１はＣｆｃn-1のうち燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに排気行程で排出された燃料分である。右辺第７項のＣｆｃn-1・Ｗ２はＣｆｃn-1のうちオイルに希釈されたままクランクケースに逃げてブローバイガスに含まれてしまった燃料分である。 The above expression (4) is the same as the above expression (3) except for Cfc n−1 · W2 in the seventh term on the right side. That is, Fin · X4 in the second term on the right side is a fuel component that changes to a cylinder face wall flow in the current fuel injection amount. This is a fuel component that changes into a cylinder face wall flow after being separated from Mfv and Mfp of Mfv and Y2, and Mfp and Zfp in the right and third sections, respectively, and sprayed or sprayed as a wall flow. Cfc n-1 · W0 in the fifth term on the right side is the fuel component of Cfc n-1 that has evaporated and vaporized by compression heat, wall heat, etc. before combustion by ignition and contributed to the combustion, and Cfc in the right side sixth term n−1 · W1 is a portion of Cfc n−1 that is evaporated after combustion is completed and discharged in the exhaust stroke without contributing to combustion. Cfc n−1 · W2 in the seventh term on the right side is the amount of fuel contained in the blow-by gas that escapes to the crankcase while being diluted with oil in Cfc n−1 .
なお、図４は全体でもモデルであるが、部分でもモデルである。すなわち、上記（１）式が吸気弁壁流モデル、上記（２）式がポート壁流のモデル、上記（３）式が燃焼室壁流のモデル、上記（４）式がシリンダ面壁流のモデルである。また、燃料噴射量ＦｉｎがＸ０〜Ｘ４に分かれるとするのもモデルである。 Note that FIG. 4 is a model as a whole, but it is also a model as a part. That is, the equation (1) is an intake valve wall flow model, the equation (2) is a port wall flow model, the equation (3) is a combustion chamber wall flow model, and the equation (4) is a cylinder wall flow model. It is. It is also a model that the fuel injection amount Fin is divided into X0 to X4.
燃焼分燃料算出手段５７、未燃分燃料算出手段５８、オイル落ち量算出手段５９では次式により燃焼分燃料Ｆｃｏｍ、未燃分燃料Ｆａｃ、オイル落ち量Ｆｏｉｌをそれぞれ算出する。 The burned fuel calculating means 57, the unburned fuel calculating means 58, and the oil drop amount calculating means 59 respectively calculate the burned fuel Fcom, the unburned fuel Fac, and the oil drop amount Foil by the following equations.
Ｆｃｏｍ＝Ｆｉｎ・Ｘ０＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０
＋Ｃｆｃ・Ｗ０ …（５）
Ｆａｃ ＝Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１…（６）
Ｆｏｉｌ＝Ｃｆｃ・Ｗ２ …（７）
ここで、（５）式は上記（ａ）〜（ｆ）の燃料の合計を燃焼分燃料Ｆｃｏｍと、（６）式は上記（ｇ）、（ｈ）の燃料の合計を未燃分燃料Ｆａｃと、（７）式は上記（ｉ）の燃料をオイル落ち量Ｆｏｉｌとして数式化したもの（モデル）である。
Fcom = Fin · X0 + Mfv · Y0 + Mfp · Z0 + Cfh · V0
+ Cfc · W0 (5)
Fac = Cfh · V1 + Cfc · W1 (6)
Foil = Cfc · W2 (7)
Here, (5) represents the sum of the fuels (a) to (f) above as the burned fuel Fcom, and (6) represents the sum of the fuels (g) and (h) above as the unburned fuel Fac. (7) is a formula (model) obtained by formulating the fuel (i) as an oil drop amount Foil.
排気燃料算出手段６０では、次式のようにこれら燃焼分燃料Ｆｃｏｍと未燃分燃料Ｆａｃを合計した値を、排気に影響する排気燃料Ｆｏｕｔとして算出する。 The exhaust fuel calculation means 60 calculates the sum of the burned fuel Fcom and the unburned fuel Fac as exhaust fuel Fout that affects the exhaust as in the following equation.
Ｆｏｕｔ＝Ｆｃｏｍ＋Ｆａｃ…（８）
（８）式は燃焼分も未燃分も燃焼室５内のすべてのガスが排気通路８へ排出されることを表している。実際には一部のガスは排気通路８へ排出されることなく燃焼室５内に残留するのであるが、この残留ガスは図４に示した混合気モデルでは考えていない。
Fout = Fcom + Fac (8)
Expression (8) represents that all the gas in the
これら４つの算出手段５７〜６０での算出タイミングは、燃料付着量算出手段５３〜５６と同じである。
The calculation timings of these four
このようにして、上記（１）〜（８）式が得られたが、これら式中の値のうち代表的なものを図３に図示している。 In this way, the above formulas (1) to (8) were obtained. Representative values among these formulas are shown in FIG.
次に、図５は図４に示した混合気モデルを用いて気筒別の燃料噴射量をＴｉを算出するためのデータフローを示した図である。 Next, FIG. 5 is a diagram showing a data flow for calculating Ti for the fuel injection amount for each cylinder using the air-fuel mixture model shown in FIG.
まず性能要求判定手段７１では、運転条件より三元触媒９からの排気要求と、出力要求（または安定度要求）のいずれがあるのか否かを判定する。例えば低温始動直後の燃焼が安定しにくい領域は安定度要求があるとき、全負荷領域は出力要求があるときである。また、触媒の活性化後は三元触媒９からの排気要求があるときである。 First, the performance request determination means 71 determines whether there is an exhaust request from the three-way catalyst 9 or an output request (or a stability request) based on the operating conditions. For example, the region where combustion is difficult to stabilize immediately after the cold start is when there is a stability request, and the full load region is when there is an output request. Further, there is a request for exhaust from the three-way catalyst 9 after the activation of the catalyst.
目標当量比決定手段７２では、こうした判定結果より排気要求があるときには排気要求当量比Ｔｆｂｙｅ（＝１．０）を、また出力要求（または安定度要求）があるときには出力要求当量比Ｔｆｂｙｐ（１．１〜１．２の値で固定値）を目標当量比Ｔｆｂｙａとして決定する。
In the target equivalence
ここで、当量比は理論空燃比（≒１４．７）を空燃比で除した値である。このため、当量比＝１．０のとき空燃比は理論空燃比となり、当量比＝１．１〜１．２のとき空燃比は理論空燃比よりもリッチ側の値となる。 Here, the equivalent ratio is a value obtained by dividing the theoretical air-fuel ratio (≈14.7) by the air-fuel ratio. Therefore, when the equivalence ratio = 1.0, the air-fuel ratio becomes the stoichiometric air-fuel ratio, and when the equivalence ratio = 1.1 to 1.2, the air-fuel ratio becomes a richer value than the stoichiometric air-fuel ratio.
要求噴射量算出手段７５では、このようにして決定した目標当量比Ｔｆｂｙａ及び性能要求判定手段７１の判定結果と、各部付着量算出手段７３、各部燃料分岐割合算出手段７４（それぞれ図４の一部）の算出結果とに基づいて次式により要求噴射量Ｆｉｎを算出する。 In the required injection amount calculation means 75, the target equivalent ratio Tfbya determined in this way and the determination result of the performance request determination means 71, each part adhesion amount calculation means 73, each part fuel branching ratio calculation means 74 (each part of FIG. 4). ) To calculate the required injection amount Fin according to the following equation.
（１）出力要求（または安定度要求）があるとき；
Ｆｉｎ＝｛Ｋ＃・Ｔｆｂｙａ・Ｔｐ−（Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０
＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）／Ｘ０ …（９）
（２）排気要求があるとき；
Ｆｉｎ＝｛Ｋ＃・Ｔｆｂｙａ・Ｔｐ−（Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０
＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０＋Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１）｝
／Ｘ０ …（１０）
ここで、（９）式は出力要求または安定度要求があるときにシリンダ吸入空気量（Ｑｃｙｌ）と、前記３つの燃焼分（Ｘ０、Ｙ０＋Ｚ０、Ｖ０＋Ｗ０）の燃料（Ｆｉｎ・Ｘ０＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）との比が理論空燃比よりリッチ側の値となるように要求噴射量Ｆｉｎを算出する式である。これに対して（１０）式は三元触媒９からの排気要求があるときにシリンダ吸入空気量（Ｑｃｙｌ）と、３つの燃焼分（Ｘ０、Ｙ０＋Ｚ０、Ｖ０＋Ｗ０）の燃料（Ｆｉｎ・Ｘ０＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）及び未燃分（Ｖ１＋Ｗ１）の燃料（Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１）の合計との比が理論空燃比となるように燃料噴射弁２１からの燃料噴射量を算出する式である。
(1) When there is an output request (or stability request);
Fin = {K # · Tfbya · Tp− (Mfv · Y0 + Mfp · Z0
+ Cfh · V0 + Cfc · W0) / X0 (9)
(2) When there is an exhaust request;
Fin = {K # · Tfbya · Tp− (Mfv · Y0 + Mfp · Z0
+ Cfh · V0 + Cfc · W0 + Cfh · V1 + Cfc · W1)}
/ X0 (10)
Here, the expression (9) indicates that when there is an output request or a stability request, the cylinder intake air amount (Qcyl) and the fuel (Fin · X0 + Mfv · Y0 + Mfp · Z0 + Cfh ·) for the three combustion components (X0, Y0 + Z0, V0 + W0). This is an equation for calculating the required injection amount Fin so that the ratio of (V0 + Cfc · W0) is a richer value than the stoichiometric air-fuel ratio. On the other hand, the expression (10) indicates that when there is an exhaust request from the three-way catalyst 9, the cylinder intake air amount (Qcyl) and the fuel (Fin · X0 + Mfv · Y0 + Mfp ·) of the three combustion components (X0, Y0 + Z0, V0 + W0). Z0 + Cfh · V0 + Cfc · W0) and an unburnt amount (V1 + W1) of fuel (Cfh · V1 + Cfc · W1) are calculated to calculate the fuel injection amount from the
（１０）式は（９）式に対して未燃分燃料Ｆａｃ（＝Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１）を加えている点のみが相違する。排気中の空燃比を考えるときには未燃分燃料をも考慮する必要があるためである。この逆に、未燃分燃料は出力には寄与しないので除く必要がある。 The formula (10) is different from the formula (9) only in that the unburned fuel Fac (= Cfh · V1 + Cfc · W1) is added. This is because it is necessary to consider unburned fuel when considering the air-fuel ratio in the exhaust gas. On the contrary, unburned fuel does not contribute to the output and must be removed.
（９）式で代表して述べると、（９）式は次式より導出したものである。 As a representative example of equation (9), equation (9) is derived from the following equation.
Ｋ＃・Ｔｆｂｙａ・Ｔｐ＝Ｆｉｎ・Ｘ０
＋（Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）
…（１１）
ただし、Ｋ＃：定数、
Ｔｐ：エアフローメータ３２よりから求めた基本噴射量、
（１１）式は、ガス、微粒噴霧となる燃料分（右辺第１項）及び燃料壁流に奪われる燃料分（右辺第２項〜第５項）の合計とが左辺の噴射燃料量に等しいことを表している。この式をＦｉｎについて整理すれば、上記（９）式が得られる。
K # · Tfbya · Tp = Fin · X0
+ (Mfv · Y0 + Mfp · Z0 + Cfh · V0 + Cfc · W0)
... (11)
Where K #: constant,
Tp: basic injection amount obtained from the
In the equation (11), the sum of the fuel component (right side first term) and the fuel component (right side second term to fifth term) lost to the fuel and the fuel wall flow is equal to the injected fuel amount on the left side. Represents that. If this formula is arranged for Fin, the above formula (9) is obtained.
ここで、（１１）式左辺の基本燃料噴射量Ｔｐは１気筒当たりの値であるので、右辺のＦｉｎ、Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃの各値も１気筒当たりの値である。基本燃料噴射量Ｔｐの実際の単位は質量の単位である［ｍｇ］でなく時間の単位である［ｍｓ］であるため、右辺のＦｉｎ、Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃの各値について、その単位を［ｍｓ］で定義すれば、定数Ｋ＃は１．０でよい。Ｆｉｎ、Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃの単位を［ｍｇ］で定義してもかまわない。ただし、このときには定数Ｋ＃を、［ｍｓ］より［ｍｇ］への変換係数として導入する。 Here, since the basic fuel injection amount Tp on the left side of the equation (11) is a value per cylinder, each value of Fin, Mfv, Mfp, Cfh, and Cfc on the right side is also a value per cylinder. Since the actual unit of the basic fuel injection amount Tp is not [mg], which is a unit of mass, but is [ms], which is a unit of time, for each value of Fin, Mfv, Mfp, Cfh, Cfc on the right side, the unit Is defined in [ms], the constant K # may be 1.0. The unit of Fin, Mfv, Mfp, Cfh, and Cfc may be defined in [mg]. However, at this time, the constant K # is introduced as a conversion coefficient from [ms] to [mg].
最終噴射量算出手段７６では、このようにして算出した要求噴射量Ｆｉｎ［ｍｓ］を用いて次式のいずれかによりシーケンシャル噴射時の最終噴射量Ｔｉ［ｍｓ］を算出する。 The final injection amount calculation means 76 calculates the final injection amount Ti [ms] at the time of sequential injection using one of the following formulas using the calculated required injection amount Fin [ms].
Ｔｉ＝Ｆｉｎ×α×αｍ×２＋Ｔｓ …（１２ａ）
Ｔｉ＝Ｆｉｎ×（α＋αｍ−１）×２＋Ｔｓ…（１２ｂ）
ただし、α：空燃比フィードバック補正係数、
αｍ：空燃比学習補正係数、
Ｔｓ：無効パルス幅、
これら最終噴射量Ｔｉの式はＬ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンにおける従来の燃料噴射量Ｔｉ［ｍｓ］の演算式とは趣が異なる。ちなみに、当該演算式（シーケンシャル噴射時）は次のようなものである。
Ti = Fin × α × αm × 2 + Ts (12a)
Ti = Fin × (α + αm−1) × 2 + Ts (12b)
Where α: air-fuel ratio feedback correction coefficient,
αm: Air-fuel ratio learning correction coefficient,
Ts: Invalid pulse width,
These formulas for the final injection amount Ti are different from the conventional calculation formulas for the fuel injection amount Ti [ms] in an L-Jetronic gasoline injection engine. Incidentally, the calculation formula (at the time of sequential injection) is as follows.
Ｔｉ＝（Ｔｐ＋Ｋａｔｈｏｓ）×ＴＦＢＹＡ×（α＋αｍ−１）×２
＋ＣＨＯＳｎ＋Ｔｓ …（１３）
ＴＦＢＹＡ＝１＋ＫＴＷ＋ＫＡＳ＋ＫＵＢ＋ＫＭＲ …（１４）
ただし、ＴＦＢＹＡ ：従来装置の目標当量比、
Ｋａｔｈｏｓ：壁流補正量（応答の遅いもの）、
ＣＨＯＳｎ ：壁流補正量（応答の速いもの）、
ＫＴＷ ：水温増量補正係数、
ＫＡＳ ：始動後増量補正係数、
ＫＵＢ ：未燃分補正係数、
ＫＭＲ ：混合気補正係数、
（１３）、（１４）式に示す従来の演算式では、増量補正係数がたくさんあることからもわかるように、低水温時、低温始動直後で燃焼不安定な状態、未燃分、全負荷時、加減速時などに対してそれぞれに別個の増量補正係数（ＫＴＷ、ＫＡＳ、ＫＵＢ、ＫＭＲ、Ｋａｔｈｏｓ、ＣＨＯＳｎ）を導入し、個別に対応していた。しかしながら、こうした方法だと増量補正係数の数に応じて適合工数が飛躍的に増大せざるを得ない。また、ＫＴＷ、ＫＡＳ、ＫＵＢの適合については燃料挙動までは解析されていない。
Ti = (Tp + Kathos) × TFBYA × (α + αm−1) × 2
+ CHOSn + Ts (13)
TFBYA = 1 + KTW + KAS + KUB + KMR (14)
However, TFBYA: target equivalent ratio of the conventional apparatus,
Kathos: Wall flow correction amount (slow response),
CHOSn: Wall flow correction amount (fast response),
KTW: Water temperature increase correction coefficient,
KAS: Increase correction coefficient after start,
KUB: Unburnt correction factor,
KMR: mixture correction coefficient,
In the conventional arithmetic expressions shown in the equations (13) and (14), as can be seen from the fact that there are many increase correction coefficients, the combustion is unstable at the time of low water temperature, immediately after the cold start, the unburned portion, and the full load. Independent acceleration correction coefficients (KTW, KAS, KUB, KMR, Kathos, CHOSn) were introduced for each of acceleration and deceleration. However, with such a method, the number of man-hours for adaptation must be dramatically increased in accordance with the number of increase correction coefficients. In addition, the fuel behavior is not analyzed for the compatibility of KTW, KAS, and KUB.
一方、すべての燃料増量をトータルで考えてみると、すべて壁流燃料に関係する。従って、上記図２、図３のように今回改めて噴射弁２１から噴射された燃料が燃焼するまでの燃料の挙動を見直し、その結果を用いて図４、図５のように混合気モデルと燃料噴射量算出モデルとを構築するようにした本実施形態によれば、ＫＴＷ、ＫＡＳ、ＫＵＢ、ＫＭＲの各補正係数は不要となる。また、Ｋａｔｈｏｓ、ＣＨＯＳｎに代えて、４つの付着量Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃが置き換わる。すなわち、上記（１）〜（１０）式及び（１２ａ）、（１２ｂ）式のいずれかを用いる本実施形態によれば、（１３）、（１４）式の従来の演算式を用いるガソリン噴射エンジンに対して次の効果が得られる。
On the other hand, when all fuel increases are considered in total, they all relate to wall flow fuel. Therefore, the behavior of the fuel until the fuel injected from the
効果１；特に低温始動、暖機途中の空燃比制御精度がよくなり、この制御精度の向上に より排気性能が向上しかつ始動性、運転性（トルク精度）が向上する。 Effect 1: The air-fuel ratio control accuracy is improved particularly during low-temperature start-up and warm-up. By improving the control accuracy, exhaust performance is improved and startability and drivability (torque accuracy) are improved.
効果２；吸気ポート、燃焼室内の壁流挙動（噴射してから燃焼するまでのすべての燃料 挙動）を解析しているので、机上適合が容易になり適合工数を低減できる。 Effect 2: Analyzing wall flow behavior in the intake port and combustion chamber (all fuel behavior from injection to combustion) facilitates desktop adaptation and reduces the number of man-hours required for adaptation.
効果３；このように精密に壁流挙動を解析して燃料噴射を行わせた結果、それでも空燃 比が目標より外れていれば、それは噴射弁やエアフローメータなど部品の精度に 関係するものと判断できるので、制御結果を空燃比制御にフィードバックするこ とで、エンジンそのものの素質を改善できる。 Effect 3: As a result of precisely analyzing the wall flow behavior and injecting fuel in this way, if the air / fuel ratio still deviates from the target, it is related to the accuracy of parts such as the injection valve and air flow meter. Since the judgment can be made, the quality of the engine itself can be improved by feeding back the control result to the air-fuel ratio control.
ところで、性能要求判定手段７１による判定方法はこれに限らない。出力要求時（または安定度要求時）から排気要求時への切換時またはその逆への切換時に前記（９）式の要求噴射量より（１０）式の要求噴射量へとステップ的に切換えまたはその逆への切換時に（１０）式の要求噴射量より（９）式の要求噴射量へとステップ的に切換えたのではトルク段差が生じ、これによりトルクショックによる不快感や音質変化などが感じられる。 By the way, the determination method by the performance request determination means 71 is not limited to this. When the output is requested (or when the stability is requested) and when the exhaust is requested or vice versa, the required injection amount of the equation (9) is switched stepwise to the required injection amount of the equation (10) or At the time of switching to the opposite, if the step injection is switched from the required injection amount of the equation (10) to the required injection amount of the equation (9), a torque step is generated, which causes discomfort or a change in sound quality due to a torque shock. It is done.
そこで、低温始動からの時間、アクセル開度、三元触媒９の温度の少なくとも一つに応じて出力要求と排気要求の要求比を設定し、この要求比で前記（９）、（１０）式の２つの要求噴射量を補間計算した値を、改めて要求噴射量として算出することにより、２つの要求噴射量の間を要求比に応じて滑らかに繋ぎ、２つの要求噴射量の間をステップ的に切換える際に生じるトルクショックによる不快感や音質変化などを防止する。 Therefore, the required ratio between the output request and the exhaust request is set according to at least one of the time from the low temperature start, the accelerator opening, and the temperature of the three-way catalyst 9, and the above-mentioned formulas (9) and (10) are set based on this required ratio. The two required injection amounts are interpolated and calculated again as the required injection amount, so that the two required injection amounts are smoothly connected according to the required ratio and stepped between the two required injection amounts. To prevent discomfort or change in sound quality due to torque shock that occurs when switching to.
これについて説明すると、排気要求と出力要求の比を要求度数（要求比）で定義する。ここでは出力要求のみに応ずるときの要求度数を１００％とし、排気要求のみに応ずるときの要求度数を０％として、そのときの運転条件に応じた要求度数を設定する。具体的には、低温始動直後は燃焼室内での燃焼が安定しにくいので、出力要求である。全負荷領域でも出力要求に応じる必要がある。また、排気通路８に設けている触媒９が活性化した後には排気要求に応じる必要がある。これらの要求のため、要求度数を図６、図７、図８に示したように設定している。すなわち、図６のように初期値を１００％として低温始動直後の出力要求に応じると共に、始動後時間（あるいは壁温度）が経過するほど要求度数を小さくしていくことにより出力要求から排気要求へとゆるやかに切換える。図７のようにアクセルペダル４１を最大まで踏み込む付近で要求度数を大きくすることにより全負荷領域での出力要求に応える。図８のように初期値を１００％として触媒温度が上昇するほど要求度数を小さくしていくことにより出力要求から排気要求へと緩やかに切換える。
To explain this, the ratio between the exhaust request and the output request is defined by the required frequency (request ratio). Here, the required frequency when responding only to the output request is 100%, the required frequency when responding only to the exhaust request is 0%, and the required frequency according to the operating conditions at that time is set. Specifically, it is an output request because combustion in the combustion chamber is difficult to stabilize immediately after the cold start. It is necessary to meet the output demand even in the full load range. Further, after the catalyst 9 provided in the exhaust passage 8 is activated, it is necessary to meet the exhaust request. For these requests, the requested frequency is set as shown in FIGS. That is, as shown in FIG. 6, the initial value is set to 100%, the output request immediately after the low temperature start is met, and the required frequency is reduced as the post-start time (or wall temperature) elapses, thereby changing the output request to the exhaust request. Switch gently. As shown in FIG. 7, the required power is increased in the vicinity of the
このようにして、始動後時間、アクセル開度、触媒温度より図６、図７、図８を内容とするテーブルを参照して３つの要求度数を得た後は、これら３つの要求度数のうち最も大きい値を選択する。 In this way, after obtaining the three required frequencies by referring to the tables shown in FIGS. 6, 7, and 8 from the time after starting, the accelerator opening, and the catalyst temperature, of these three required frequencies. Select the largest value.
そして、上記（１０）式の要求噴射量ＦｉｎをＦｉｎ１（第１の燃料噴射量）、上記（９）式の要求噴射量ＦｉｎをＦｉｎ２（第１の燃料噴射量）として区別し、この選択した要求度数でこれら２つの要求噴射量Ｆｉｎ１、Ｆｉｎ２を補間計算した値を要求噴射量Ｆｉｎとして算出する。 Then, the required injection amount Fin in the equation (10) is distinguished as Fin1 (first fuel injection amount), and the required injection amount Fin in the equation (9) is distinguished as Fin2 (first fuel injection amount). A value obtained by interpolating these two required injection amounts Fin1 and Fin2 with the required frequency is calculated as the required injection amount Fin.
Ｆｉｎ＝Ｆｉｎ２×要求度数＋Ｆｉｎ１×（１−要求度数）
…（１５）
（１５）式によれば要求度数＝１００％のときＦｉｎ＝Ｆｉｎ２、要求度数＝０％のときＦｉｎ＝Ｆｉｎ１となる。
Fin = Fin2 × request frequency + Fin1 × (1−request frequency)
... (15)
According to the equation (15), Fin = Fin2 when the required frequency = 100%, and Fin = Fin1 when the required frequency = 0%.
ここで、始動後時間はエンジン始動タイミングで起動するタイマにより計測する。アクセル開度はアクセルセンサ４２により検出する。触媒温度は触媒温度センサ４３により検出する。
Here, the post-start time is measured by a timer that starts at the engine start timing. The accelerator opening is detected by the
次に、図４の各部燃料分岐割合算出手段５２では、各部燃料（Ｆｉｎ、Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃ）の分岐割合を算出するが、この各部燃料の分岐割合の算出について以下に説明する。上記（１）〜（７）、（１０）、（１１）式をみればわかるように本実施形態では各部燃料分岐割合Ｘｎ、Ｙｎ、Ｚｎ、Ｖｎ、Ｗｎが適合値になる。そして、これらを精度よく適合することで空燃比制御精度を高めることができる。 Next, each part fuel branching ratio calculating means 52 in FIG. 4 calculates the branching ratio of each part fuel (Fin, Mfv, Mfp, Cfh, Cfc). The calculation of the branching ratio of each part fuel will be described below. As can be seen from the above formulas (1) to (7), (10), and (11), in this embodiment, the fuel branching ratios Xn, Yn, Zn, Vn, and Wn are appropriate values. And the air-fuel ratio control accuracy can be improved by adapting these with high accuracy.
ここでは、Ｌ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンのうち、標準システム（後述する）を有するあらゆるエンジンを対象として検討しているため、吸気行程噴射を行うものやアシストエアー方式の燃料噴射弁を備えるもの、成層燃焼を行うもの、スワールコントロールバルブを備えるものなどを含めているが、適用するエンジンに該当しないものはカットすればよい。 Here, among L-Jetronic type gasoline injection engines, all engines having a standard system (to be described later) are considered, and therefore, those that perform intake stroke injection and assist air type fuel injection valves are provided. , Those that perform stratified combustion, and those that have a swirl control valve are included, but those that do not fall under the applicable engine may be cut.
ここで、「標準システム」のガソリン噴射エンジンとは次の２つの条件を満足するものをいう。 Here, the “standard system” gasoline injection engine satisfies the following two conditions.
（ア）吸気通路に吸気弁を備えること。 (A) Provide an intake valve in the intake passage.
（イ）可変動弁機構を備えていないか、備えていても可変動弁の可変代が小さいこと。 (A) The variable valve mechanism is not provided, or the variable valve has a small variable margin even if it is provided.
本実施形態は（ア）、（イ）の条件を共に満足するので、標準システムのガソリン噴射エンジンである。一方、吸気絞り弁を備えておらず吸気弁のみで吸入空気流量を調整するエンジン、電磁駆動の吸気弁を備えるエンジン、圧縮比可変のエンジンは標準システムのガソリン噴射エンジンでない。従って、これらエンジンは対象外である。 Since the present embodiment satisfies both the conditions (a) and (b), it is a standard system gasoline injection engine. On the other hand, an engine that does not have an intake throttle valve and adjusts an intake air flow rate only by the intake valve, an engine that has an electromagnetically driven intake valve, and an engine with a variable compression ratio are not standard gasoline injection engines. Therefore, these engines are out of scope.
さて、噴射弁噴霧の分岐モデルを図９のように構築する。すなわち、当該モデルを、噴霧粒径分布算出手段４１、噴射時気化割合算出手段４２、直接噴き入り割合算出手段４３、吸気系浮遊割合算出手段４４、燃焼室浮遊割合算出手段４５、吸気系付着割合割り振り手段４６、燃焼室付着割合割り振り手段４７、気化、浮遊割合算出手段４８から構成する。
Now, a branching model of the injection valve spray is constructed as shown in FIG. In other words, the spray particle size distribution calculating means 41, the injection-time vaporization ratio calculating means 42, the direct injection ratio calculating means 43, the intake system floating ratio calculating means 44, the combustion chamber floating ratio calculating means 45, the intake system adhesion ratio. An
まず、噴霧粒径分布算出手段４１では、エンジンコントローラ３１内のＲＯＭに予め記憶されている噴霧の粒径分布を読み出してくる。ここで、噴霧の粒径分布は、粒径の小区分毎（粒径毎）の噴霧の質量割合を行列としたもので、噴霧の粒径分布の算出とはエンジンコントローラ３１内のＲＯＭからこの粒径の小区分毎の噴霧の質量割合の行列を読み出してくる操作のことである。
First, the spray particle size distribution calculating means 41 reads the spray particle size distribution stored in advance in the ROM in the
噴射時気化割合算出手段４２では、温度、圧力、流速等の信号から粒径の小区分毎の噴霧の気化率を算出し、これらを全ての粒径区分について総和することにより、噴射時の総噴霧のうちから気化する分である噴射時気化分Ｘ０´［％］を算出する。この結果、１００−Ｘ０´の噴霧分ＸＢ［％］が吸気ポート４に気化することなく残留する。 The injection vaporization rate calculating means 42 calculates the spray vaporization rate for each of the small particle size categories from the signals such as temperature, pressure, flow velocity, etc., and sums up these for all the particle size categories to obtain the total during injection. Vaporization amount X0 '[%] during injection, which is the amount of vaporization from the spray, is calculated. As a result, the spray XB [%] of 100-X0 ′ remains in the intake port 4 without being vaporized.
直接噴き入り割合算出手段４３では、噴射時気化割合算出手段４２からのこの残留噴霧分ＸＢ（＝１００−Ｘ０´）を受け、これと噴射タイミングＩ／Ｔ、噴射弁２１と吸気弁１５の挟み角βとを用いて、吸気弁１５または吸気ポート４に衝突することなく燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧分ＸＤ［％］を算出する。この結果、ＸＢ−ＸＤの噴霧分ＸＣ［％］が吸気ポート４に残留する。この吸気ポート４に残留する噴霧分ＸＣは吸気系浮遊割合算出手段４４に、また燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧分ＸＤは燃焼室浮遊割合算出手段４５に出力される。
The direct injection ratio calculation means 43 receives this residual spray amount XB (= 100−X0 ′) from the injection-time vaporization ratio calculation means 42, and this, injection timing I / T, and the sandwiching between the
吸気系浮遊割合算出手段４４では、粒径の小区分毎の噴霧の気化率を算出し、これらを全ての粒径区分について総和することにより、吸気ポート４での浮遊分Ｘ０´´［％］を、また残りを吸気ポート壁４ａと吸気弁壁１５ａとに付着する噴霧分（以下、吸気ポート壁４ａに付着する噴霧分と吸気弁壁１５ａに付着する噴霧分とを総称して「吸気系付着分」という。）ＸＥ（＝ＸＣ−Ｘ０´´）［％］として算出する。
The intake system floating ratio calculating means 44 calculates the vaporization rate of the spray for each of the small particle size divisions, and sums up these for all the particle size divisions, so that the floating portion X0 ″ [%] at the intake port 4 is obtained. And the remainder of the spray that adheres to the
同様にして、燃焼室浮遊割合算出手段４５では粒径の小区分毎の噴霧の気化率を算出し、これらを全ての粒径区分について総和することにより、燃焼室５での浮遊分Ｘ０´´´［％］を、また残りを燃焼室壁（上記のようにシリンダ面壁を除く）とシリンダ面壁５２とに付着する噴霧分（以下、燃焼室壁に付着する噴霧分とシリンダ面壁５２に付着する噴霧分とを総称して「燃焼室付着分」という。）ＸＦ（＝ＸＤ−Ｘ０´´´）［％］として算出する。
Similarly, the combustion chamber floating ratio calculation means 45 calculates the vaporization rate of the spray for each of the small particle size divisions, and sums these for all the particle size divisions, so that the floating content X0 ″ in the
気化、浮遊割合算出手段４８ではこのようにして求められた噴射時気化分Ｘ０´、吸気ポート４での浮遊分Ｘ０´´、燃焼室５での浮遊分Ｘ０´´´の３つを合計して１噴射トータルでの気化、浮遊分Ｘ０を算出する。 The vaporization / floating ratio calculation means 48 adds up the three of the vaporization amount X0 ′ during injection, the floating portion X0 ″ at the intake port 4 and the floating portion X0 ″ ″ obtained in this manner. The vaporization and floating part X0 in one injection total are calculated.
一方、吸気系付着割合割り振り手段４６では吸気系付着分ＸＥを、吸気弁壁１５ａに付着する分Ｘ１［％］と、ポート壁４ａに付着する分Ｘ２［％］とに、また燃焼室付着割合割り振り手段４７では燃焼室付着分ＸＦを、燃焼室壁に付着する分Ｘ３［％］と、シリンダ面壁５２に付着する分Ｘ４［％］とにそれぞれ割り振る。
On the other hand, in the intake system adhesion
次に、噴霧分岐のモデル同定について項分け説明する。
〈１〉噴霧分岐のモデル同定（噴霧分岐全体プロセス）
図１０は噴霧の各分岐分（Ｘ０、Ｘ１、Ｘ２、Ｘ３、Ｘ４）の推定（同定）に用いる噴霧分岐全体のプロセスをモデルで示したもので、噴射時からの燃料噴霧の分岐を図示のように時系列的に６つに分解している。
Next, a description will be given for the model identification of spray branching.
<1> Spray branch model identification (spray branch overall process)
FIG. 10 shows the process of the entire spray branch used for estimation (identification) of each branch of spray (X0, X1, X2, X3, X4) as a model, and illustrates the branch of fuel spray from the time of injection. As shown in FIG.
１）噴射時気化：
噴射時噴霧は粒径の異なる燃料噴霧の集まりである。従って、横軸に粒径Ｄ［μｍ］を、縦軸に噴霧の質量割合［％］を採れば、図１０上段左端に示したように粒径Ｄに対して山形の分布（ＸＡ）を有し（太実線参照）、その山形の曲線で囲まれる面積が、噴射時の総噴霧の総和である１００％になる。山形の分布を有する燃料噴霧のうちから一部が噴射時に気化し、残りは噴霧のまま滞留する。粒径の小さい噴霧ほど気化しやすいので、気化せずに残る噴霧の分布（細実線参照）は噴射時噴霧の分布（ＸＡ）より粒径の小さい側が小さなものとなる。これら２つの分布の間の面積分が噴射時に気化する噴霧分Ｘ０´［％］であり、１００−Ｘ０´が気化せずに噴霧のまま滞留する噴霧分ＸＢ［％］である。
1) Vaporization during injection:
An injection spray is a collection of fuel sprays having different particle sizes. Therefore, when the particle diameter D [μm] is taken on the horizontal axis and the mass ratio [%] of the spray is taken on the vertical axis, there is a mountain-shaped distribution (XA) with respect to the particle diameter D as shown in the upper left corner of FIG. However, the area surrounded by the chevron curve is 100%, which is the total sum of the total spray during injection. A part of the fuel spray having a mountain-shaped distribution is vaporized at the time of injection, and the rest stays in the spray. Since the spray having a smaller particle size is more easily vaporized, the distribution of the spray remaining without being vaporized (see the thin solid line) is smaller on the side having a smaller particle size than the spray distribution during spraying (XA). The area between these two distributions is a spray X0 ′ [%] that is vaporized at the time of injection, and 100-X0 ′ is a spray XB [%] that remains without being vaporized.
２）噴射噴霧の燃焼室への直接噴き入り：
図１０上段左より２番目の特性において、大きな山（太実線参照）は気化せずに吸気ポート４に残留する噴霧の噴霧の分布であり、このうち燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧の分布を小さな山（細実線参照）で重ねて描いている。この小さな山の面積が燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧分ＸＤ［％］であり、ＸＢ−ＸＤつまり大きな山と小さな山の間の面積分が吸気系に残留する噴霧分ＸＣ［％］である。
2) Injection spray directly into the combustion chamber:
In the second characteristic from the upper left of FIG. 10, the large mountain (see thick solid line) is the distribution of the spray spray remaining in the intake port 4 without being vaporized, and of this, the spray directly injected into the
３）吸気系噴霧付着浮遊：
燃焼室５へと直接噴き入れられず吸気ポート（吸気系）に残留する噴霧のうち一部は噴霧のまま浮遊し（気化する分を含む）、残りは吸気系の壁面（ポート壁４ａと吸気弁壁１５ａ）とに付着する。粒径の小さい噴霧ほど噴霧のまま浮遊しやすいので、図１０上段右から２番目の特性において吸気系の壁面に付着する噴霧の分布（細実線参照）は吸気系に残留する噴霧の分布（太実線参照）より粒径の小さい側が小さなものとなる。これら２つの分布の間の面積分が吸気系に噴霧のまま浮遊する分（吸気系での気中浮遊割合）Ｘ０´´［％］であり、上記吸気系に残留する噴霧分ＸＢからこの浮遊分Ｘ０´´を差し引いた値が吸気系付着分ＸＥ（吸気系付着割合）［％］となる。
3) Inhalation system spray adhesion floating:
Part of the spray that is not directly injected into the
４）燃焼室噴霧付着浮遊：
燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧のうち一部は噴霧のまま燃焼室５内を浮遊し（気化する分を含む）、残りは燃焼室壁及びシリンダ面壁５２に付着する。粒径の小さい噴霧ほど噴霧のまま浮遊しやすいので、図１０下段右から２番目の特性において燃焼室壁及びシリンダ面壁５２に付着する噴霧の分布（細実線参照）は燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧の分布（太実線参照）より粒径の小さい側が小さなものとなる。これら２つの分布の間の面積分が燃焼室５内で噴霧のまま浮遊する分（燃焼室５での気中浮遊割合）Ｘ０´´´［％］であり、上記燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧分ＸＤからこの浮遊分Ｘ０´´´を差し引いた値が燃焼室壁付着分（燃焼室付着割合）ＸＦ［％］である。
4) Combustion chamber spray adhesion floating:
A part of the spray directly injected into the
５）吸気系噴霧付着場所：
図１０上段右端の特性において、大きな山（太実線参照）は上記の吸気系付着分のＸＥの分布、小さな山（細実線参照）は吸気弁壁１５ａに付着する噴霧分の分布である。この小さな山の面積が吸気弁壁１５ａに付着する噴霧分Ｘ１［％］であり、上記吸気系付着分ＸＥからこの吸気弁壁付着分Ｘ１を差し引いた値がポート壁付着分Ｘ２［％］である。
5) Intake system spray attachment location:
In the characteristic at the upper right end of FIG. 10, the large mountain (see thick solid line) is the XE distribution of the intake system adhering, and the small mountain (see thin solid line) is the distribution of the spray adhering to the
６）燃焼室噴霧付着場所：
図１０下段右端の特性において、大きな山（太実線参照）は上記の燃焼室付着分ＸＦの分布、小さな山（細実線参照）は燃焼室壁に付着する噴霧の分布である。この小さな山の面積が燃焼室壁付着分Ｘ３［％］であり、上記燃焼室付着分ＸＦからこの燃焼室壁付着分Ｘ３を差し引いた値がシリンダ面壁付着分Ｘ４［％］である。
6) Combustion chamber spray deposit location:
In the characteristic at the right end of the lower stage of FIG. 10, the large mountain (see the thick solid line) is the distribution of the combustion chamber deposit XF, and the small mountain (see the thin solid line) is the distribution of the spray adhering to the combustion chamber wall. The area of this small peak is the combustion chamber wall deposit X3 [%], and the value obtained by subtracting this combustion chamber wall deposit X3 from the combustion chamber deposit XF is the cylinder surface wall deposit X4 [%].
このように、吸気系残留分ＸＢ、ＸＣ、直接噴き入れられる噴霧分ＸＤ、吸気系付着分ＸＥ、燃焼室壁付着分ＸＦ、噴射時気化分Ｘ０´、浮遊分Ｘ０´´、Ｘ０´´´は同じ単位［％］であるが、ＸＡだけはこれらと相違して分布そのものを表している。 Thus, the intake system residuals XB and XC, the directly sprayed spray XD, the intake system adhering component XE, the combustion chamber wall adhering component XF, the injection vaporization component X0 ′, the floating components X0 ″, and X0 ″ ′ Is the same unit [%], but only XA represents the distribution itself, unlike these.
以下、上記の噴射時噴霧の粒径分布ＸＡ、各分岐分ＸＢ、ＸＣ、ＸＤ、ＸＦ、Ｘ０´、Ｘ０´´、Ｘ０´´´の算出方法を個別に詳述する。
〈２−１〉噴霧分岐のモデル同定（気化）
１）ＸＡ；噴射時噴霧の粒径分布：
噴射時噴霧の質量割合についての粒径分布ＸＡは噴射弁２１の噴霧計測結果を用いる。
Hereinafter, the calculation method of the particle size distribution XA of the spray at the time of spraying, each branch XB, XC, XD, XF, X0 ′, X0 ″, and X0 ″ will be described in detail.
<2-1> Model identification of spray branching (vaporization)
1) XA: Particle size distribution of spray during spraying:
As the particle size distribution XA for the mass ratio of the spray at the time of injection, the spray measurement result of the
噴霧の粒径区分は、等間隔（例えば１０μｍ毎）としてもよいし（図１１（ａ）参照）、２n毎に区分してもよい（図１１（ｂ）参照）。粒径区分の数は多いほど精度がよくなるが、その反面でメモリ容量や演算時間が大きくなるので、ＣＰＵの能力に合わせて設計すればよい。 The particle size classification of the spray may be equal intervals (for example, every 10 μm) (see FIG. 11A), or may be classified every 2 n (see FIG. 11B). The greater the number of particle size categories, the better the accuracy. However, on the other hand, the memory capacity and calculation time increase, so it may be designed according to the CPU capacity.
簡単には粒径区分を一つだけとしてもかまわない。これは、噴射時の総噴霧の平均の粒径を用いることを意味する。この場合、噴霧の蒸発割合や滞留割合を近似的に粒径から求めることとなり、粒径が似通った場合は実験値で蒸発、滞留特性を近似できる。ただし、噴霧の粒径分布が大きく変わる噴射法、噴射弁では合わないこととなるので、このときには噴霧の粒径分布を用いればよい。 For simplicity, only one particle size classification may be used. This means that the average particle size of the total spray during injection is used. In this case, the evaporation rate and the retention rate of the spray are approximately determined from the particle diameter, and when the particle diameters are similar, the evaporation and retention characteristics can be approximated by experimental values. However, since the spraying method and the injection valve in which the spray particle size distribution changes greatly do not match, the spray particle size distribution may be used at this time.
２）Ｘ０´；噴射時気化分：
噴射時噴霧の気化については図１２のように噴霧の質量をｍ、表面積をＡ、直径をＤ、噴霧の気化量をΔｍ、また、吸気ポート４の流速をＶ、吸気ポート４の温度をＴ、吸気ポート４の圧力（この圧力は大気圧より低くなり、大気圧を基準とすれば負圧となる。）をＰとすると、気化率Ｘ０´と気化量Δｍとは次式で表される。
2) X0 '; vaporization during injection:
As for the vaporization of the spray during injection, the mass of the spray is m, the surface area is A, the diameter is D, the vaporization amount of the spray is Δm, the flow velocity of the intake port 4 is V, and the temperature of the intake port 4 is T, as shown in FIG. If the pressure of the intake port 4 (this pressure is lower than the atmospheric pressure and becomes negative if the atmospheric pressure is used as a reference) is P, the vaporization rate X0 ′ and the vaporization amount Δm are expressed by the following equations. .
Ｘ０´＝Δｍ／ｍ …（１６）
Δｍ＝ｆ（Ｖ、Ｔ、Ｐ）×Ａ×ｔ…（１７）
ここで、（１７）式のｆ（Ｖ、Ｔ、Ｐ）は単位表面積、単位時間当たりの蒸発量（この値を以下「気化特性」という。）で、気化特性ｆ（Ｖ、Ｔ、Ｐ）は流速Ｖ、温度Ｔ、圧力Ｐの関数であることを表している。（１７）式のｔは単位時間である。
X0 ′ = Δm / m (16)
Δm = f (V, T, P) × A × t (17)
Here, f (V, T, P) in the equation (17) is a unit surface area and an evaporation amount per unit time (this value is hereinafter referred to as “vaporization characteristic”), and the vaporization characteristic f (V, T, P). Represents a function of the flow velocity V, temperature T, and pressure P. T in the equation (17) is a unit time.
この場合、Ａ＝Ｄ2×Ｋ１＃、ｍ＝Ｄ3×Ｋ２＃（Ｋ１＃、Ｋ２＃は定数）であるから、これらを（１６）、（１７）式に代入し、さらにΔｍを消去すると、次式が得られる。 In this case, since A = D 2 × K1 # and m = D 3 × K2 # (K1 # and K2 # are constants), substituting these into the equations (16) and (17) and further deleting Δm The following equation is obtained.
Ｘ０´＝ΣＸＡk×ｆ（Ｖ、Ｔ、Ｐ）×Ａ×ｔ×ＫＡ＃／Ｄk…（１８）
ここで、ＸＡk はｋ番目の区分の粒径に対する質量割合、Ｄkはｋ番目の区分の粒径で、Σは粒径の全区分（ｋについて１から最大区分数まで）にわたって総和することを表している。ＫＡ＃はガス流速Ｖの表面積での有効利用率（１より小さい定数）である。
X0 ′ = ΣXAk × f (V, T, P) × A × t × KA # / Dk (18)
Here, XAk is a mass ratio with respect to the particle size of the kth section, Dk is the particle size of the kth section, and Σ represents the summation over all the particle size sections (from 1 to the maximum number of sections). ing. KA # is an effective utilization factor (constant smaller than 1) at the surface area of the gas flow velocity V.
上記の気化特性ｆ（Ｔ、Ｖ、Ｐ）は温度Ｔと流速Ｖとから図１３を内容とする特性のマップを検索して求める。図１３に示したように気化特性ｆ（Ｖ、Ｔ、Ｐ）は温度Ｔが高くなるほど、また流速Ｖが大きくなるほど大きくなる。図１３では横軸の温度を−４０℃から３００℃まで広く採っているが、実際には「温度範囲」と記した領域で噴霧の気化、蒸発が行われる。 The vaporization characteristic f (T, V, P) is obtained by searching a characteristic map having the contents shown in FIG. 13 from the temperature T and the flow velocity V. As shown in FIG. 13, the vaporization characteristic f (V, T, P) increases as the temperature T increases and the flow velocity V increases. In FIG. 13, the temperature on the horizontal axis is widely set from −40 ° C. to 300 ° C., but in reality, the vaporization and evaporation of the spray are performed in the region indicated as “temperature range”.
横軸の第２項の（Ｐａ−Ｐ）／Ｐａ×＃ＫＰＴは、圧力Ｐによる温度補正分である。これは、圧力Ｐによる揮発性差、つまり低負荷時のように圧力Ｐが大気圧Ｐａより低いときのほうが高負荷時のように圧力Ｐが低負荷時より高いときより蒸発量が多くなることを考慮したものである。 The second term (Pa−P) / Pa × # KPT on the horizontal axis is the temperature correction due to the pressure P. This is because the volatility difference due to the pressure P, that is, when the pressure P is lower than the atmospheric pressure Pa as at low load, the amount of evaporation is larger than when the pressure P is higher than at low load as at high load. It is taken into consideration.
ところで、気化特性ｆ（Ｔ、Ｖ、Ｐ）のパラメータのうち流速Ｖには、噴霧の貫通力による相対流速分と吸気の燃焼室吸入による流速分とがあるので、噴射時気化分Ｘ０´を噴霧貫通分と吸気気流分の合計として、つまり上記（１８）式に代えて次式により求める。 By the way, among the parameters of the vaporization characteristic f (T, V, P), the flow velocity V includes a relative flow velocity component due to the spray penetration force and a flow velocity component due to the intake combustion chamber suction. The sum of the spray penetration and the intake airflow is obtained by the following equation instead of the above equation (18).
Ｘ０´＝ΣＸＡk×ｆ（Ｖ１、Ｔ、Ｐ）×Ａ×ｔ１×ＫＡ＃／Ｄk
＋ΣＸＡk×ｆ（Ｖ２、Ｔ、Ｐ）×Ａ×ｔ２×ＫＡ＃／Ｄk…（１９）
ただし、Ｖ１；噴霧貫通力による噴霧の速度、
ｔ１；噴霧の貫通に要する時間、
Ｖ２；吸気気流の速度、
ｔ２；吸気気流に噴霧が暴露されている時間、
ここで、噴霧貫通力による噴霧の速度Ｖ１と噴霧の貫通に要する時間ｔ１とは、噴射弁２１に作用する燃圧Ｐｆが決まれば一定値である。これらＶ１、ｔ１の値は噴射弁２１の仕様が決まれば定まる。燃圧Ｐｆを可変に制御するエンジンでは、燃圧ＰｆによりＶ１、ｔ１が変化するので、燃圧Ｐｆの関数として設定する。
X0 ′ = ΣXAk × f (V1, T, P) × A × t1 × KA # / Dk
+ ΣXAk × f (V2, T, P) × A × t2 × KA # / Dk (19)
V1; spraying speed by spray penetration force,
t1: time required for spray penetration;
V2: the speed of the intake airflow,
t2: time during which the spray is exposed to the intake airflow,
Here, the spray velocity V1 due to the spray penetration force and the time t1 required for the spray penetration are constant values if the fuel pressure Pf acting on the
燃焼室５への空気の吸入は間欠的なので、吸気気流の速度（吸気ポート４の流速）Ｖ２はエンジン回転速度Ｎｅに比例する、つまりＶ２は次式により計算できる。
Since the intake of air into the
Ｖ２＝Ｎｅ×＃ＫＶ …（２０）
ただし、＃ＫＶ；流速指数、
（２０）式の流速指数＃ＫＶは流路面積（吸気ポート４の流路面積）を気筒容積で割った値により定まる値である。この指数には単位合わせの分も含める。ここで、流路面積、気筒容積は図面より求めることができる。
V2 = Ne × # KV (20)
Where #KV; flow velocity index,
The flow velocity index #KV in the equation (20) is a value determined by a value obtained by dividing the flow passage area (flow passage area of the intake port 4) by the cylinder volume. This index also includes unit alignment. Here, the flow path area and the cylinder volume can be obtained from the drawings.
噴霧の流速への曝され度合いを表す吸気気流の暴露時間ｔ２は噴射タイミングＩ／Ｔとエンジン回転速度Ｎｅの影響を受けるので、噴射タイミングＩ／Ｔと回転速度Ｎｅから図１４を内容とするマップを検索することにより求める。 Since the exposure time t2 of the intake airflow representing the degree of exposure to the flow rate of the spray is affected by the injection timing I / T and the engine rotational speed Ne, the map having the contents shown in FIG. 14 from the injection timing I / T and the rotational speed Ne. Find by searching.
気化特性ｆ（Ｔ、Ｖ、Ｐ）のパラメータのうち温度Ｔには吸気温度を用いる。ただし、残留ガス（外部ＥＧＲガスや内部ＥＧＲガス）を考慮するときにはこの残留ガスと混合したガス温度を用いる。このガス温度は吸気温度や水温から推定する。簡単には吸気温度と水温の単純平均値や加重平均値をガス温度の推定値とすればよい。吸気温度は吸気温度センサ４４により、水温は水温センサ４５により検出する。気化熱は無視し適合でカバーする。気化特性ｆ（Ｔ、Ｖ、Ｐ）のパラメータのうち圧力Ｐには吸気圧力を用いる。吸気圧力は吸気コレクタ２に設ける圧力センサ４６により検出する。
Of the parameters of the vaporization characteristic f (T, V, P), the intake air temperature is used as the temperature T. However, when considering the residual gas (external EGR gas or internal EGR gas), the gas temperature mixed with the residual gas is used. This gas temperature is estimated from the intake air temperature and the water temperature. Simply, a simple average value or a weighted average value of the intake air temperature and the water temperature may be used as the estimated value of the gas temperature. The intake air temperature is detected by an intake
３）ＸＢ；吸気ポートに残留する噴霧分：
このようにして噴射時気化分Ｘ０´が求まると、噴霧のまま吸気ポート４に残留する噴霧分ＸＢは次式で与えられる。
3) XB: Spray remaining in the intake port:
When the injection vaporization amount X0 ′ is obtained in this way, the spray amount XB remaining in the intake port 4 while being sprayed is given by the following equation.
ＸＢ＝ＸＡ−Ｘ０´…（２１）
〈２−２〉噴霧分岐のモデル同定（直接噴き入り）
１）ＸＤ；燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧分：
噴射弁２１からの噴霧は、排気行程中の噴射であれば吸気弁１５が全閉しているので、吸気弁１５、吸気ポート４にしか直撃しないのであるが、吸気弁傘裏部を狙って吸気行程で噴射するときには、図１５のようにその一部が吸気弁１５または吸気ポートに衝突することなく吸気弁１５と弁シートの隙間を抜けて燃焼室５へと直接噴き入れられる。この直接噴き入り率をＫＸＤとし、燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧分ＸＤを次式により算出する。
XB = XA−X0 ′ (21)
<2-2> Model identification of spray branching (direct injection)
1) XD: Spray amount directly injected into the combustion chamber 5:
If the spray from the
ＸＤ＝ＸＢ×ＫＸＤ…（２２）
直接噴き入り率ＫＸＤは噴射タイミングのほか、噴射方向（噴射弁２１の向きと吸気弁１５の向き）の影響も受ける。そこで、噴射タイミングＩ／Ｔと噴射弁２１の軸と吸気弁１５の軸との挟み角βとから図１６を内容とするマップを検索することにより直接噴き入り率ＫＸＤを求める。挟み角βは図面からわかる。図１６の特性は適合により求める。
XD = XB × KXD (22)
In addition to the injection timing, the direct injection rate KXD is also affected by the injection direction (the direction of the
また、吸気弁作動角可変機構を備えるエンジンでは吸気弁の弁リフト、プロフィールも直接噴き入り率ＫＸＤに影響するので、当該エンジンでは次式により直接噴き入り率ＫＸＤを算出する。 Further, in an engine having an intake valve operating angle variable mechanism, the valve lift and profile of the intake valve also directly affect the injection rate KXD. Therefore, in the engine, the direct injection rate KXD is calculated by the following equation.
ＫＸＤ＝ＫＸＤ０×Ｈ／Ｈ０…（２３）
ただし、Ｈ；吸気弁の最大リフト、
Ｈ０；基準最大リフト、
（２３）式のＨ０は吸気弁作動角可変機構を働かせないときの吸気弁の最大リフトである。吸気弁作動角可変機構を働かせるときには、通常、吸気弁の最大リフトＨがＨ０より小さくなるので、その分直接噴き入り率が減る。そこで（２３）式によりその分の減量補正を行わせるものである。
KXD = KXD0 × H / H0 (23)
Where H is the maximum intake valve lift,
H0: Standard maximum lift,
H0 in the equation (23) is the maximum lift of the intake valve when the intake valve operating angle variable mechanism is not operated. When the intake valve operating angle variable mechanism is operated, the maximum lift H of the intake valve is usually smaller than H0, and the direct injection rate is reduced accordingly. Therefore, the amount of reduction is corrected by the equation (23).
２）ＸＣ；吸気系残留噴霧分：
このようにして直接噴き入れられる噴霧分ＸＤが求まると、吸気系に残留する噴霧分ＸＣは次式で与えられる。
2) XC: Inhalation system residual spray:
When the spray amount XD directly injected is obtained in this way, the spray amount XC remaining in the intake system is given by the following equation.
ＸＣ＝ＸＢ−ＸＤ…（２４）
〈２−３〉噴霧分岐のモデル同定（浮遊）
１）Ｘ０´´；吸気系での浮遊分：
吸気ポート４に噴霧がくまなく分布し、図１７のように各噴霧は重力加速度により空気に抗して落下するものと仮定する。こうした自然落下モデルでは、落下してポート壁４ａに到達しない噴霧は浮遊し、ポート壁４ａに到達した噴霧はポート壁４ａに付着するとみなす。
XC = XB-XD (24)
<2-3> Model identification of spray branch (floating)
1) X0 ″; Floating matter in the intake system:
It is assumed that the spray is distributed throughout the intake port 4 and that each spray falls against the air due to the acceleration of gravity as shown in FIG. In such a natural fall model, the spray that falls and does not reach the
ただし、自然落下では噴霧の落下速度は、速度あるいは速度の２乗の比例した空気抵抗がある場合を含めて粒径Ｄ（∝質量）に関係しないのであるが、本実施形態では噴霧の落下速度Ｖは粒径Ｄの関数であり、図１８のように粒径Ｄが大きいほど大きくなるものとみなしている。 However, in the natural fall, the spray drop speed is not related to the particle diameter D (∝mass) including the case where there is an air resistance proportional to the speed or the square of the speed. V is a function of the particle size D, and is assumed to increase as the particle size D increases as shown in FIG.
噴霧の落下距離Ｌは、この落下速度Ｖに噴霧の浮遊時間（あるいは到達制限時間）ｔを掛けた値である。図１８に壁面までの最大距離＃Ｌ（ポート高さ＃ＬＰ）を採ると、噴霧の落下距離Ｌがこの最大距離＃Ｌ以上となる噴霧は全てポート壁４ａに付着するので、粒径毎の浮遊分の特性は図１８のように右下がりの特性となり、粒径毎の浮遊分が０以上の面積分を粒径について総和した値が吸気系での浮遊分Ｘ０´´になる。これは次式により求めることができる。
The spray drop distance L is a value obtained by multiplying the drop velocity V by the spray floating time (or arrival limit time) t. When taking the maximum distance #L (port height #LP) to the wall surface in FIG. 18, all the sprays whose spray drop distance L is greater than or equal to this maximum distance #L adhere to the
Ｘ０´´＝Σ（１−Ｌk／＃ＬＰ）…（２５）
ここで、Ｌｋは粒径区分ｋにおける噴霧の到達距離である。このＬkは、
Ｌk＝Ｖk×ｔｐ…（２６）
の式により表されるので（Ｖkは粒径区分ｋにおける噴霧の落下速度、ｔｐは浮遊時間（あるいは到達制限時間）としての噴射タイミングＩ／Ｔより圧縮行程開始までの時間）、これを（２５）式に代入すると、次式が得られる。
X0 ″ = Σ (1-Lk / # LP) (25)
Here, Lk is a spray reach distance in the particle size classification k. This Lk is
Lk = Vk × tp (26)
(Vk is the spray falling speed in the particle size category k, tp is the time from the injection timing I / T as the floating time (or arrival limit time) to the start of the compression stroke), Substituting into the formula gives:
Ｘ０´´＝Σ（１−Ｖk×ｔｐ／＃ＬＰ）…（２７）
この結果、粒径Ｄをパラメータとする小区分毎の噴霧の落下速度Ｖのテーブル（図１８参照）を作成しておき、粒径区分ｋが１よりＤ０となるまで、（２７）式により総和すれば吸気系での浮遊分Ｘ０´´を求めることができる。Ｄ０は図１８において粒径毎の浮遊分が０となるときの粒径である。ｔｐはエンジンコントローラ３１内蔵のタイマにより計測させればよい。＃ＬＰは一定値であり、図面より定まる。
X0 ″ = Σ (1-Vk × tp / # LP) (27)
As a result, a table (see FIG. 18) of the spray drop velocity V for each of the small sections using the particle diameter D as a parameter is created, and the sum is obtained from the equation (27) until the particle diameter section k becomes 1 to D0. Then, the floating part X0 ″ in the intake system can be obtained. D0 is a particle size when the floating portion for each particle size becomes 0 in FIG. tp may be measured by a timer built in the
２）Ｘ０´´´；燃焼室での浮遊分：
考え方は吸気系での浮遊分Ｘ０´´と同様である。すなわち、燃焼室５内に噴霧がくまなく分布し、図１７のように各噴霧は重力加速度により空気に抗して落下するものと仮定する。こうした自然落下モデルでは、落下してピストン冠面６ａに到達しない噴霧は浮遊し、ピストン冠面６ａに到達した噴霧は燃焼室（燃料室壁やシリンダ面壁５２）に付着するとみなす。
2) X0 "': Floating matter in the combustion chamber:
The idea is the same as that of the floating part X0 ″ in the intake system. That is, it is assumed that sprays are distributed throughout the
また、噴霧の落下速度Ｖは粒径Ｄの関数であり、図１８のように粒径Ｄが大きいほど大きくなるものとみなす。 The spray drop speed V is a function of the particle diameter D, and is assumed to increase as the particle diameter D increases as shown in FIG.
噴霧の落下距離Ｌは、この落下速度Ｖに噴霧の浮遊時間（あるいは到達制限時間）ｔを掛けた値である。図１８に壁面までの最大距離＃Ｌである燃焼室高さ＃ＬＣ（例えばピストン中点で代表させる）を採ると、噴霧の落下距離Ｌがこの燃焼室高さ＃ＬＣ以上となる燃料噴霧は全て燃焼室に付着するので、粒径毎の浮遊分の特性は図１８のように右下がりの特性となり、粒径毎の浮遊分が０以上の面積分を粒径について総和した値が燃焼室での浮遊分Ｘ０´´´になる。これは次式により求めることができる。 The spray drop distance L is a value obtained by multiplying the drop velocity V by the spray floating time (or arrival limit time) t. When taking the combustion chamber height #LC (for example, represented by the piston midpoint) that is the maximum distance #L to the wall surface in FIG. 18, the fuel spray whose spray drop distance L is equal to or greater than the combustion chamber height #LC is as follows. Since all of the particles adhere to the combustion chamber, the characteristics of the floating part for each particle size become a downward-sloping characteristic as shown in FIG. It becomes floating part X0 '' 'in. This can be obtained by the following equation.
Ｘ０´´´＝Σ（１−Ｌk／＃ＬＣ）…（２８）
ここで、Ｌkは粒径区分ｋにおける噴霧の到達距離であり、このＬkは、
Ｌk＝Ｖk×ｔｃ…（２９）
の式により表されるので（Ｖkは粒径区分ｋにおける噴霧の落下速度、ｔｃは浮遊時間（あるいは到達制限時間）としての噴射タイミングＩ／Ｔ（または吸気行程開始）より圧縮行程終了（または燃焼開始）までの時間）、これを（２８）式に代入すると、次式が得られる。
X0 ″ ″ = Σ (1-Lk / # LC) (28)
Here, Lk is the spray reach distance in the particle size classification k, and this Lk is
Lk = Vk × tc (29)
(Vk is the spray drop speed in the particle size category k, tc is the end of the compression stroke (or combustion) from the injection timing I / T (or the start of the intake stroke) as the floating time (or the arrival limit time). Substituting this into the equation (28) gives the following equation:
Ｘ０´´´＝Σ（１−Ｖk×ｔｃ／＃ＬＣ）…（３０）
この結果、粒径Ｄをパラメータとする小区分毎の噴霧の落下速度Ｖのテーブル（図１８参照）を作成しておき、粒径区分が１よりＤ０となるまで、（３０）式により総和すれば燃焼室での浮遊分Ｘ０´´´を求めることができる。Ｄ０は図１８において粒径毎の浮遊分が０となるときの粒径である。ｔｃエンジンコントローラ３１内蔵のタイマにより計測させればよい。＃ＬＣは一定値であり、図面より定まる。
X0 ″ ″ = Σ (1-Vk × tc / # LC) (30)
As a result, a table (see FIG. 18) of the spray drop speed V for each of the small sections using the particle diameter D as a parameter is created and summed up according to the equation (30) until the particle diameter section becomes D0 from 1. In this case, the floating part X0 "'in the combustion chamber can be obtained. D0 is a particle size when the floating portion for each particle size becomes 0 in FIG. The time may be measured by a timer built in the
３）ＸＥ、ＸＦ；吸気系、燃焼室に付着する分：
このようにして吸気系での浮遊分Ｘ０´´、燃焼室での浮遊分Ｘ０´´´が求まると、吸気系付着分ＸＥ、燃焼室付着分ＸＦは次式で与えられる。
3) XE, XF: The amount adhering to the intake system and the combustion chamber:
Thus, when the floating part X0 ″ in the intake system and the floating part X0 ″ ″ in the combustion chamber are obtained, the intake system adhesion part XE and the combustion chamber adhesion part XF are given by the following equations.
ＸＥ＝ＸＣ−Ｘ０´´ …（３１）
ＸＦ＝ＸＤ−Ｘ０´´´…（３２）
吸気弁作動角可変機構を備えるエンジンでは、直接噴き入れられる噴霧の２次微粒化が促進されるため、直接噴き入れられる噴霧分ＸＤと燃焼室での浮遊分Ｘ０´´´の補正を行う。ここで、２次微粒化とは、吸気弁作動角可変機構が働くとき、吸気弁の最大リフトが小さくなって吸気弁と弁シートの隙間を流れる気流が、吸気弁作動角可変機構が働かないときより高速となり、そのぶん直接噴き入れられる噴霧の微粒化が促進されることをいう。
XE = XC-X0 ″ (31)
XF = XD−X0 ′ ″ (32)
In an engine having an intake valve operating angle variable mechanism, secondary atomization of spray directly injected is promoted, and therefore, the sprayed XD directly injected and the floating X0 ′ ″ in the combustion chamber are corrected. Here, secondary atomization means that when the intake valve operating angle variable mechanism works, the maximum lift of the intake valve becomes small and the airflow flowing through the gap between the intake valve and the valve seat does not work for the intake valve operating angle variable mechanism. It is faster than that, and it means that atomization of the spray that is directly injected is promoted.
この２次微粒化によって粒径毎の浮遊分及び粒径毎の燃焼室での付着分の各分布が、図１０下段の右から２番目の特性に示したように実線から破線の特性へと移行する。この破線特性の各分布とするには、直接噴き入れられる噴霧分ＸＤ及び燃焼室での浮遊分Ｘ０´´´の各分布を粒径が小さくなる方向に２格子ずつずらすなどして補正し、この新たな補正後の各分布を用いて前述のようにして直接噴き入れられる噴霧分ＸＤ、燃焼室内での浮遊分Ｘ０´´´を求め、これら求めたＸＤ、Ｘ０´´´を上記（３２）式に用いる。
〈２−４〉噴霧分岐のモデル同定（付着部位）
１）Ｘ１、Ｘ２；吸気弁壁付着分、ポート壁付着分：
吸気系付着分ＸＥの分布は図１９において下側の太実線であり、このうち吸気弁壁付着分Ｘ１の分布は図１９において下側の破線のようになり、２つの分布の間がポート壁付着分Ｘ２の分布である。従って、吸気系付着分ＸＥを、吸気弁直撃率＃ＤＶＲに応じて次式のように吸気弁壁付着分Ｘ１と、ポート壁付着分Ｘ２とに割り振る。
As a result of this secondary atomization, the distribution of the floating portion for each particle size and the amount of deposit in the combustion chamber for each particle size change from the solid line to the broken line as shown in the second characteristic from the right in the lower part of FIG. Transition. In order to obtain each distribution of the broken line characteristics, the distribution of the sprayed portion XD directly injected and the floating portion X0 '″ in the combustion chamber is corrected by shifting the lattice by 2 grids in the direction of decreasing the particle size, Using these new corrected distributions, the spray amount XD directly injected as described above and the floating portion X0 ″ ″ in the combustion chamber are obtained, and the obtained XD and X0 ″ ″ are calculated as (32 ) Used in the formula.
<2-4> Model identification of spray branch (attachment site)
1) X1, X2; intake valve wall adhesion, port wall adhesion:
The distribution of the intake system adhering portion XE is a lower solid line in FIG. 19, and the distribution of the intake valve wall adhering portion X1 is as shown by the lower broken line in FIG. 19, and the port wall is between the two distributions. This is the distribution of the deposit X2. Therefore, the intake system adhesion part XE is allocated to the intake valve wall adhesion part X1 and the port wall adhesion part X2 according to the intake valve direct hit rate #DVR as in the following equation.
Ｘ１＝ＸＥ×ＫＸ１…（３３）
Ｘ２＝ＸＥ−Ｘ１ …（３４）
ただし、ＫＸ１；吸気弁直撃率係数、
ここで、吸気弁直撃率係数ＫＸ１は吸気弁直撃率＃ＤＶＲと圧力Ｐとから図２０を内容とするマップを検索することにより求める。図２０に示したように吸気弁直撃率係数ＫＸ１は吸気弁直撃率＃ＤＶＲが大きくなるほど大きくなる。また、吸気弁直撃率＃ＤＶＲが同じでも圧力Ｐが小さくなる低負荷時のほうが吸気弁直撃率係数ＫＸ１の値が小さくなる。図２０において「負圧無」とは圧力Ｐが大気圧に近づく高負荷時のこと、「高負圧」とは圧力Ｐが大気圧より離れて小さくなる低負荷時のことである。吸気弁直撃率＃ＤＶＲは、噴射弁２１からの噴霧が吸気弁１５に衝突する割合のことで、吸気ポート４と噴射弁噴霧の図面から算出できる。
X1 = XE × KX1 (33)
X2 = XE-X1 (34)
Where KX1: intake valve direct hit rate coefficient,
Here, the intake valve direct hit rate coefficient KX1 is obtained by searching a map containing FIG. 20 from the intake valve direct hit rate #DVR and the pressure P. As shown in FIG. 20, the intake valve direct hit rate coefficient KX1 increases as the intake valve direct hit rate #DVR increases. In addition, even when the intake valve direct hit rate #DVR is the same, the value of the intake valve direct hit rate coefficient KX1 is smaller at the time of low load where the pressure P is small. In FIG. 20, “no negative pressure” means a high load when the pressure P approaches atmospheric pressure, and “high negative pressure” means a low load when the pressure P becomes smaller than the atmospheric pressure. The intake valve direct hit rate #DVR is a ratio at which the spray from the
２）Ｘ３、Ｘ４；燃焼室壁付着分、シリンダ面壁付着分：
燃焼室壁、シリンダ面壁５２に付着する噴霧の分布を図１９に重ねて示す。燃焼室付着分ＸＦを、割り振り率ＫＸ４で次式のように燃焼室壁付着分Ｘ３と、シリンダ面壁付着分Ｘ４とに割り振る。
2) X3, X4: combustion chamber wall deposit, cylinder surface wall deposit:
The distribution of the spray adhering to the combustion chamber wall and the
Ｘ４＝ＸＦ×ＫＸ４…（３５）
Ｘ３＝ＸＦ−Ｘ４ …（３６）
ここで、噴霧流入のレイアウトによりシリンダ付着指標を定め、このシリンダ付着指標から図２１を内容とするテーブルを検索して割り振り率ＫＸ４を求める。ここで、シリンダ指標は噴射弁２１からの噴霧が吸気弁１５と弁シートの隙間を抜けて燃焼室５内に入って各部壁に付着する燃料のうち、シリンダ壁に向かう割合を表すもので、例えば噴霧形状を円錐として吸気弁１５と弁シートの隙間を抜ける割合をＢ、Ｂのうちシリンダ壁に向かう割合をＡとすれば、Ａ／Ｂをシリンダ指標として用いればよい。図２１のように、割り振り率ＫＸ４はシリンダ付着指標が大きくなるほど大きくなる値である。
X4 = XF × KX4 (35)
X3 = XF-X4 (36)
Here, a cylinder adhesion index is determined by the spray inflow layout, and an allocation rate KX4 is obtained by searching a table having the contents shown in FIG. 21 from the cylinder adhesion index. Here, the cylinder index represents the ratio of the fuel that sprays from the
シリンダ付着指標は流れのシミュレーションモデルや、単体試験での部位別壁流回収実験等の結果から設定することができる。 The cylinder adhesion index can be set from the result of a flow simulation model, a part-by-part wall flow recovery experiment in a unit test, or the like.
このようにして、図９に示した噴射弁噴霧の分岐モデルによれば、噴射弁２１からの噴射時噴霧の各分岐割合Ｘ０、Ｘ１、Ｘ２、Ｘ３、Ｘ４を算出することができ、これらは従来の方法である温度、回転速度、負荷信号等の運転条件から直接マップやテーブルを使って求めるものと比べて、物理モデルを促進しているので、個別のエンジン実験による適合をほとんど無くすことができており、適合工数の低減や適合期間の短縮が可能となっている。
In this way, according to the branch model of the injection valve spray shown in FIG. 9, the branch ratios X0, X1, X2, X3, and X4 of the spray at the time of injection from the
また実施形態には示してないが、噴霧の粒径情報を持っているので、それを燃焼のプロセスまで延長して算出させれば、燃焼の効率、排気性能まで予測することに繋がる可能性を持っている。 Although not shown in the embodiment, since it has the particle size information of the spray, if it is calculated by extending it to the combustion process, it may lead to prediction of combustion efficiency and exhaust performance. have.
次に図４に示した残りの分岐割合である壁流の分岐割合Ｙ０〜Ｙ２，Ｚ０〜Ｚ２、Ｖ０〜Ｖ１，Ｗ０〜Ｗ２の算出について項分け説明する。
〈３〉壁流の蒸発、持ち去りのモデル同定
ここではまず壁流を物理モデルとするに際しての基本的な考え方を示す。
Next, the calculation of the wall flow branching ratios Y0 to Y2, Z0 to Z2, V0 to V1, and W0 to W2 that are the remaining branching ratios shown in FIG. 4 will be described.
<3> Model Identification of Wall Flow Evaporation and Removal Here, the basic concept for using a wall flow as a physical model is shown first.
１）壁流の蒸発：
図２２のように壁流の蒸発モデルを考える。すなわち、蒸発表面積Ａは波の高さと比例し、また波の高さは付着量ｍと比例すると仮定すると、次式が成立する。
1) Wall flow evaporation:
Consider a wall flow evaporation model as shown in FIG. That is, assuming that the evaporation surface area A is proportional to the wave height, and the wave height is proportional to the adhesion amount m, the following equation is established.
Ａ＝ｍ×Ｋ＃ …（３７）
ただし、Ｋ＃；定数、
蒸発量Δｍは次式により与えられる。
A = m × K # (37)
Where K #; constant,
The evaporation amount Δm is given by the following equation.
Δｍ＝ｆ（Ｔ、Ｖ、Ｐ）×Ａ …（３８）
（３８）式のｆ（Ｔ、Ｖ、Ｐ）は壁流の蒸発特性である。この壁流の蒸発は噴霧の蒸発と同様であるから、壁流の蒸発特性としては図１３に示した気化特性をそのまま流用している。ただし、（３８）式は上記（１７）式と比較して右辺に単位時間ｔがない。つまり、ここでのΔｍは単位時間当たりで考えている。
Δm = f (T, V, P) × A (38)
In equation (38), f (T, V, P) is the evaporation characteristic of the wall flow. Since the evaporation of the wall flow is the same as the evaporation of the spray, the vaporization characteristic shown in FIG. 13 is used as the evaporation characteristic of the wall flow. However, the equation (38) has no unit time t on the right side as compared with the equation (17). That is, Δm here is considered per unit time.
（３７）、（３８）式を用いると、壁流の蒸発率ｙは次式により与えられる。 When the equations (37) and (38) are used, the evaporation rate y of the wall flow is given by the following equation.
ｙ＝Δｍ／ｍ＝ｆ（Ｔ、Ｖ、Ｐ）×Ｋ＃…（３９）
この結果、壁流の蒸発量は付着量と比例する。
y = Δm / m = f (T, V, P) × K # (39)
As a result, the evaporation amount of the wall flow is proportional to the adhesion amount.
２）壁流の持ち去り（噴霧再飛散、壁流移動）：
図２３のように壁流の再飛散と壁流の移動のモデルを考える。すなわち、壁流の再飛散量Δｍ´も波の高さと比例し、波の高さは付着量ｍと比例すると仮定すると、壁流の飛散率ｙ１、２は次式により与えられる。
2) Carrying away wall flow (spray re-scattering, wall flow movement):
Consider a model of wall flow re-scattering and wall flow movement as shown in FIG. That is, assuming that the re-scattering amount Δm ′ of the wall flow is also proportional to the wave height and the wave height is proportional to the adhesion amount m, the wall flow scattering rate y1 and 2 are given by the following equations.
ｙ１、２＝Δｍ´／ｍ＝ｆ（Ｔ、Ｖ、粘度、表面張力）×Ｋ＃…（４０）
（４０）式のｆ（Ｔ、Ｖ、粘度、表面張力）は再飛散率基本値で、その特性を図２４に示す。使用燃料であるガソリンが決まると粘度と表面張力が定まり、その使用燃料に対して適合することにより、図２４に示したように温度Ｔと流速Ｖに対する特性が得られる。再飛散率基本値は温度Ｔが高くなるほど、また流速Ｖが大きくなるほど大きくなる値である。
y1,2 = Δm ′ / m = f (T, V, viscosity, surface tension) × K # (40)
F (T, V, viscosity, surface tension) in the equation (40) is a rescattering rate basic value, and its characteristics are shown in FIG. When gasoline as the fuel to be used is determined, the viscosity and the surface tension are determined, and the characteristics with respect to the temperature T and the flow velocity V are obtained as shown in FIG. The re-scattering rate basic value is a value that increases as the temperature T increases and the flow velocity V increases.
これより壁流の再飛散量も付着量と比例すると仮定する。 From this, it is assumed that the amount of re-scattering of the wall flow is also proportional to the amount of adhesion.
同じく図２３において壁流は流速Ｖに押し流されて移動し、その壁流の移動速度が壁流厚さＨの影響を受けないと仮定すると、壁流の移動量Δｍ´´、壁流厚さＨは次式により与えられる。 Similarly, in FIG. 23, assuming that the wall flow is pushed and moved by the flow velocity V and the moving speed of the wall flow is not affected by the wall flow thickness H, the wall flow movement amount Δm ″, the wall flow thickness H is given by:
Δｍ´´＝Ｈ×Ｖｗ …（４１）
Ｈ＝ｍ×Ｋ＃ …（４２）
ただし、Ｖｗ；壁流の移動速度、
（４１）式の壁流の移動速度Ｖｗは、
Ｖｗ＝ｆ（Ｖ、Ｔ、粘度） …（４３）
である。ここで、（４３）式のｆ（Ｖ、Ｔ、粘度）は移動率基本値で、その特性を図２５に示す。使用燃料であるガソリンが決まると粘度が定まり、その使用燃料に対して適合することにより、図２５に示したように温度Ｔと流速Ｖに対する特性が得られる。移動率基本値は温度Ｔが高くなるほど、また流速Ｖが大きくなるほど大きくなる値である。
Δm ″ = H × Vw (41)
H = m × K # (42)
Where Vw: wall flow velocity,
The moving velocity Vw of the wall flow of the equation (41) is
Vw = f (V, T, viscosity) (43)
It is. Here, f (V, T, viscosity) in the equation (43) is a basic value of the mobility, and its characteristics are shown in FIG. When the gasoline as the fuel to be used is determined, the viscosity is determined, and by adapting to the fuel to be used, characteristics with respect to the temperature T and the flow velocity V can be obtained as shown in FIG. The movement rate basic value is a value that increases as the temperature T increases and the flow velocity V increases.
（４１）〜（４３）式を用いると、壁流の移動率ｙ１、２´は次式により与えられる。 When the equations (41) to (43) are used, the wall flow movement rates y1 and 2 'are given by the following equations.
ｙ１、２´＝Δｍ／ｍ＝ｆ（Ｖ、Ｔ、粘度）×Ｋ＃ …（４４）
これより壁流の移動量も付着量と比例すると仮定する。
y1, 2 ′ = Δm / m = f (V, T, viscosity) × K # (44)
From this, it is assumed that the amount of wall flow movement is also proportional to the amount of adhesion.
このように、壁流の蒸発、持ち去りはすべて付着量に比例するとみなして次に述べる壁流モデルを構築する。
〈４−１〉蒸発、持ち去りの各部モデルへの適用
１）吸気弁壁流への適用：
図２６は図２２、図２３の壁流モデルを吸気弁１５に形成される壁流に適用した図である。この吸気弁壁流からの蒸発燃焼分、吸気弁壁流からの燃焼室壁への分岐分、吸気弁壁流からのシリンダ面壁５２への分岐分をそれぞれ次のように算出する。
In this way, the wall flow model described below is constructed assuming that the evaporation and removal of the wall flow are all proportional to the amount of adhesion.
<4-1> Application to each part model of evaporation and removal 1) Application to intake valve wall flow:
FIG. 26 is a diagram in which the wall flow model of FIGS. 22 and 23 is applied to the wall flow formed in the
蒸発燃焼分 ；Ｙ０＝Δｍ／ｍ
＝ｆ（図１３）×＃ＫＷＶＶ …（４５）
燃焼室壁分岐分 ；Ｙ１＝（Δｍ´＋Δｍ´´）／ｍ
＝ｆ（図２４）×＃ＫＶＣ＋ｆ（図２５）×＃ＫＶＴ
…（４６）
シリンダ面壁分岐分；Ｙ２＝（Δｍ´＋Δｍ´´）／ｍ
＝ｆ（図２４）×（１−＃ＫＶＣ）
＋ｆ（図２５）（１−×＃ＫＶＴ）…（４７）
ここで、＃ＫＷＶＶは吸気弁壁流の蒸発係数、＃ＫＶＣは吸気弁壁流の再飛散係数、＃ＫＶＴは吸気弁壁流の移動係数である。
Evaporative combustion: Y0 = Δm / m
= F (FIG. 13) × # KWVV (45)
Combustion chamber wall branch; Y1 = (Δm ′ + Δm ″) / m
= F (FIG. 24) × # KVC + f (FIG. 25) × # KVT
... (46)
Cylinder wall branch; Y2 = (Δm ′ + Δm ″) / m
= F (FIG. 24) × (1- # KVC)
+ F (FIG. 25) (1-x # KVT) (47)
Here, #KWVV is an evaporation coefficient of the intake valve wall flow, #KVC is a re-scattering coefficient of the intake valve wall flow, and #KVT is a movement coefficient of the intake valve wall flow.
２）吸気ポート壁流への適用：
図２７は図２２、図２３の壁流モデルを吸気ポートに形成される壁流に適用した図である。この吸気ポート壁流からの蒸発燃焼分、吸気ポート壁流からの燃焼室壁への分岐分、吸気ポート壁流からのシリンダ面壁５２への分岐分をそれぞれ次のように算出する。
2) Application to intake port wall flow:
FIG. 27 is a diagram in which the wall flow model of FIGS. 22 and 23 is applied to the wall flow formed in the intake port. The evaporative combustion from the intake port wall flow, the branch from the intake port wall flow to the combustion chamber wall, and the branch from the intake port wall flow to the
蒸発燃焼分 ；Ｚ０＝Δｍ／ｍ
＝ｆ（図１３）×＃ＫＷＶＰ …（４８）
燃焼室壁分岐分 ；Ｚ１＝（Δｍ´＋Δｍ´´）／ｍ
＝ｆ（図２４）×＃ＫＨＣ＋ｆ（図２５）×＃ＫＨＴ
…（４９）
シリンダ面壁分岐分；Ｚ２＝（Δｍ´＋Δｍ´´）／ｍ
＝ｆ（図２４）×（１−＃ＫＨＣ）
＋ｆ（図２５）（１−×＃ＫＨＴ）…（５０）
ここで、＃ＫＷＶＰは吸気ポート壁流の蒸発係数、＃ＫＨＣは吸気ポート壁流の再飛散係数、＃ＫＨＴは吸気ポート壁流の移動係数である。
Evaporative combustion: Z0 = Δm / m
= F (FIG. 13) × # KWVP (48)
Combustion chamber wall branch: Z1 = (Δm ′ + Δm ″) / m
= F (FIG. 24) × # KHC + f (FIG. 25) × # KHT
... (49)
Cylinder wall branching; Z2 = (Δm ′ + Δm ″) / m
= F (FIG. 24) × (1− # KHC)
+ F (FIG. 25) (1− × # KHT) (50)
Here, #KWVP is an evaporation coefficient of the intake port wall flow, #KHC is a re-scattering coefficient of the intake port wall flow, and #KHT is a movement coefficient of the intake port wall flow.
上記（４５）〜（５０）式におけるｆ（図１３）は図１３に示した気化特性ｆ（Ｖ、Ｔ、Ｐ）のこと、ｆ（図２４）は図２４に示した再飛散率基本値ｆ（Ｔ、Ｖ、粘度、表面張力）のこと、ｆ（図２５）は図２５に示した移動率基本値ｆ（Ｖ、Ｔ、粘度）のことである。 In the above equations (45) to (50), f (FIG. 13) is the vaporization characteristic f (V, T, P) shown in FIG. 13, and f (FIG. 24) is the rescattering rate basic value shown in FIG. f (T, V, viscosity, surface tension) f (FIG. 25) is the basic value f (V, T, viscosity) of the mobility shown in FIG.
この場合に、ｆ（図１３）、ｆ（図２４）、ｆ（図２５）を求めるのに用いる温度Ｔ、流速Ｖ、圧力Ｐは次のように推定または算出する。 In this case, the temperature T, the flow velocity V, and the pressure P used to obtain f (FIG. 13), f (FIG. 24), and f (FIG. 25) are estimated or calculated as follows.
まず温度については次の通りである。吸気弁壁流への適用時の温度は吸気弁壁１５ａの温度、吸気ポート壁流への適用時の温度はポート壁４ａの温度である。吸気弁壁１５ａの温度としては、水温と運転条件から公知の方法（特開平３−１３４２３７号公報参照）により演算したものを用いればよい。ポート壁４ａの温度としては水温または水温より所定値（例えば１５℃程度）低い温度を用いればよい。
First, the temperature is as follows. The temperature when applied to the intake valve wall flow is the temperature of the
流速Ｖと圧力Ｐについては、吸気弁壁流への適用時も吸気ポート壁流への適用時も同じである。流速Ｖは気化特性のところで説明した上記（２０）式を用いて算出すればよい。２次微粒化を考慮するときには流路面積（吸気ポート４の流路面積）を小さい側に補正して用いる。圧力Ｐは圧力センサ４６により検出する。
The flow velocity V and the pressure P are the same when applied to the intake valve wall flow and when applied to the intake port wall flow. The flow velocity V may be calculated using the above equation (20) described in the vaporization characteristics. When secondary atomization is considered, the channel area (the channel area of the intake port 4) is corrected to a smaller side. The pressure P is detected by the
上記の蒸発係数（＃ＫＷＶＶと＃ＫＷＶＰ）、再飛散係数（＃ＫＶＣと＃ＫＨＣ）、移動係数（＃ＫＶＴと＃ＫＨＴ）は壁流（吸気弁壁流と吸気ポート壁流）の濡れ面積や壁流が移動する長さの関数となる適合項である。 The above evaporation coefficients (#KWVV and #KWVP), re-scattering coefficients (#KVC and #KHC), and movement coefficients (#KVT and #KHT) are the wetting areas of wall flow (intake valve wall flow and intake port wall flow) A fitting term that is a function of the length that the wall flow travels.
このように吸気弁壁流からの蒸発分や持ち去り分（Ｙ０、Ｙ１、Ｙ２）と吸気ポート壁流からの蒸発分や持ち去り分（Ｚ０、Ｚ１、Ｚ２）とは個別に算出するが、式は同じであり入力するパラメータ（温度、流速、圧力）が異なるだけであり、これも適合工数の時間短縮に寄与するものである。
〈４−２〉蒸発、持ち去りの各部モデルへの適用
１）燃焼室壁流への適用：
図２８は図２２の壁流モデルを燃焼室（シリンダ面壁を除く）に形成される壁流に適用した図である。この燃焼室壁流からの気化燃焼分、燃焼室壁流からの気化未燃排出分をそれぞれ次のように算出する。
In this way, the evaporation and removal from the intake valve wall flow (Y0, Y1, Y2) and the evaporation and removal from the intake port wall flow (Z0, Z1, Z2) are calculated separately. The formula is the same and only the input parameters (temperature, flow rate, pressure) are different, which also contributes to shortening the time required for adaptation.
<4-2> Application to each model of evaporation and removal 1) Application to combustion chamber wall flow:
FIG. 28 is a diagram in which the wall flow model of FIG. 22 is applied to the wall flow formed in the combustion chamber (excluding the cylinder face wall). The vaporized combustion amount from the combustion chamber wall flow and the vaporized unburned exhaust amount from the combustion chamber wall flow are calculated as follows.
気化燃焼分 ；Ｖ０＝ｆ（図１３）×＃ＫＣＶ…（５１）
気化未燃排出分；Ｖ１＝ｆ（図１３）×＃ＫＣＬ…（５２）
ここで、＃ＫＣＶは燃焼室壁流の蒸発係数、＃ＫＣＶは燃焼室壁流の蒸発係数である。
Vaporized combustion: V0 = f (FIG. 13) × # KCV (51)
Vaporization unburned discharge; V1 = f (FIG. 13) × # KCL (52)
Here, #KCV is the evaporation coefficient of the combustion chamber wall flow, and #KCV is the evaporation coefficient of the combustion chamber wall flow.
２）シリンダ面壁流への適用：
図２９は図２２、図２３の壁流モデルをシリンダ面壁に形成される壁流に適用した図である。このシリンダ面壁流からの気化燃焼分、シリンダ面壁流からの気化未燃排出分、シリンダ面壁流からのオイル混入分をそれぞれ次のように算出する。
2) Application to cylinder wall flow:
FIG. 29 is a diagram in which the wall flow model of FIGS. 22 and 23 is applied to a wall flow formed on a cylinder face wall. The vaporized combustion from the cylinder face wall flow, the vaporized unburned discharge from the cylinder face wall flow, and the oil mixture from the cylinder face wall flow are calculated as follows.
気化燃焼分 ；Ｗ０＝ｆ（図１３）×＃ＫＢＶ…（５３）
気化未燃排出分；Ｗ１＝ｆ（図１３）×＃ＫＢＬ…（５４）
オイル混入分 ；Ｗ２＝ｆ（図３０）×＃ＫＢＯ…（５５）
ここで、＃ＫＢＶはシリンダ面壁流の蒸発係数、＃ＫＢＬはシリンダ面壁流の蒸発係数、＃ＫＢＯはシリンダ面壁流のオイル混入係数である。
Evaporative combustion: W0 = f (FIG. 13) × # KBV (53)
Evaporation unburned discharge; W1 = f (FIG. 13) × # KBL (54)
Oil content: W2 = f (FIG. 30) × # KBO (55)
Here, #KBV is the evaporation coefficient of the cylinder face wall flow, #KBL is the evaporation coefficient of the cylinder face wall flow, and #KBO is the oil mixing coefficient of the cylinder face wall flow.
上記（５１）〜（５５）式におけるｆ（図１３）は図１３に示した気化特性ｆ（Ｖ、Ｔ、Ｐ）のこと、ｆ（図３０）は図３０に示したオイル混入率基本値ｆ（Ｎｅ、Ｔｐ）のことである。図３０のようにオイル混入率基本値は基本噴射量Ｔｐが同じであればエンジン回転速度が大きくなるほど小さくなり、エンジン回転速度が同じであれば基本噴射量Ｔｐが大きくなるほど大きくなる値である。 In the above equations (51) to (55), f (FIG. 13) is the vaporization characteristic f (V, T, P) shown in FIG. 13, and f (FIG. 30) is the oil mixing rate basic value shown in FIG. It is f (Ne, Tp). As shown in FIG. 30, the basic value of the oil mixture rate is a value that decreases as the engine speed increases when the basic injection amount Tp is the same, and increases as the basic injection amount Tp increases when the engine speed is the same.
ここで、（５１）、（５３）式のｆ（図１３）を求めるのに用いる気化燃焼分の区間での温度Ｔ、流速Ｖ、圧力Ｐと、（５２）、（５４）式のｆ（図１３）を求めるのに用いる気化未燃排出分の区間での温度Ｔ、流速Ｖ、圧力Ｐとは次のように推定または算出する。 Here, the temperature T, the flow velocity V, and the pressure P in the section of the vaporized combustion used to obtain f (FIG. 13) of the equations (51) and (53), and f (5) of the equations (52) and (54). The temperature T, the flow velocity V, and the pressure P in the section of the vaporized unburned exhaust used for obtaining FIG. 13) are estimated or calculated as follows.
（Ａ）温度；１燃焼サイクル中、温度は図３１に示すように変化するので、図３１に示した気化燃焼分の区間と、気化未燃排出分の区間とに分けて推定または算出する。各区間では当該区間のガス温度と壁温（燃焼室壁の温度またはシリンダ面壁５２の温度）の推定値との重み付け合成温度を用いる。 (A) Temperature: During one combustion cycle, the temperature changes as shown in FIG. 31. Therefore, the temperature is estimated or calculated separately for the vaporized combustion section and the vaporized unburned exhaust section shown in FIG. In each section, a weighted combined temperature of the gas temperature of the section and the estimated value of the wall temperature (the temperature of the combustion chamber wall or the temperature of the cylinder face wall 52) is used.
簡単には、重み付け合成温度を各区間で平均するとき、その平均温度は運転条件（負荷と回転速度）により変化するので、負荷と回転速度をパラメータとする平均温度のマップを実験適合して作成しておき、そのマップを検索することにより各区間での平均温度を算出する。 In brief, when the weighted composite temperature is averaged in each section, the average temperature changes depending on the operating conditions (load and rotational speed), so a map of the average temperature using the load and rotational speed as parameters is created by experimentation. The average temperature in each section is calculated by searching the map.
（Ｂ）圧力；１燃焼サイクル中、圧力は図３１に示すように変化するので、図３１に示した気化燃焼分の区間と、気化未燃排出分の区間とに分けて、各区間での圧力を平均した平均圧力を用いる。この平均圧力も運転条件（負荷と回転速度）により変化するので、負荷と回転速度をパラメータとする平均圧力のマップを実験適合して作成しておき、そのマップを検索することにより各区間での平均圧力を算出する。 (B) Pressure: Since the pressure changes as shown in FIG. 31 during one combustion cycle, it is divided into the vaporized combustion section and the unburned exhaust section shown in FIG. Use the average pressure averaged. Since this average pressure also changes depending on the operating conditions (load and rotation speed), a map of average pressure with the load and rotation speed as parameters is experimentally created and searched for each map by searching the map. Calculate the average pressure.
（ｃ）流速；１燃焼サイクル中、流速は図３１に示すように変化するので、上記（２０）式の吸気気流Ｖ２と比例しかつ減衰するとみなし、各区間で平均した平均流速Ｖを次のように算出する。 (C) Flow velocity: Since the flow velocity changes as shown in FIG. 31 during one combustion cycle, it is assumed that the velocity is proportional to and attenuated with the intake air flow V2 of the above equation (20), and the average flow velocity V averaged in each section is Calculate as follows.
気化燃焼分の区間 ；平均流速Ｖ ＝Ｖ２×＃ＫＩＶ…（５６）
気化未燃排出分の区間；平均流速Ｖｃ＝Ｖ２×＃ＫＩＬ…（５７）
ここで、＃ＫＩＶ、＃ＫＩＬは定数である。
Vaporized combustion section: Average flow velocity V = V2 × # KIV (56)
Vapor unburned discharge interval; average flow velocity Vc = V2 × # KIL (57)
Here, #KIV and #KIL are constants.
このように、燃焼室壁流からの気化燃焼分、気化未燃排出分（Ｖ０、Ｖ１）とシリンダ面壁流からの気化燃焼分、気化未燃排出分（Ｗ０、Ｗ１）とは前記の吸気弁壁流からの蒸発分や持ち去り分（Ｙ０、Ｙ１、Ｙ２）と吸気ポート壁流からの蒸発分や持ち去り分（Ｚ０、Ｚ１、Ｚ２）と同じく、個別に算出するが、式は同じであり入力するパラメータ（温度、流速、圧力）が異なるだけであり、これも適合工数の時間短縮に寄与するものである。 As described above, the vaporized combustion amount from the combustion chamber wall flow, the vaporized unburned exhaust amount (V0, V1), the vaporized combustion amount from the cylinder face wall flow, and the vaporized unburned exhaust amount (W0, W1) are the intake valve. As with the evaporation and removal from the wall flow (Y0, Y1, Y2) and the evaporation and removal from the intake port wall flow (Z0, Z1, Z2), they are calculated separately, but the equations are the same. There are only different parameters (temperature, flow velocity, pressure) to be input, which also contributes to shortening the time required for adaptation.
このようにして本実施形態によれば、噴射時噴霧の各分岐分（ＸＢ、ＸＣ、ＸＤ、ＸＦ、Ｘ０´、Ｘ０´´、Ｘ０´´´）及び壁流の各分岐分（Ｙ０、Ｙ１、Ｙ２、Ｚ０、Ｚ１、Ｚ２、Ｖ０、Ｖ１、Ｗ０、Ｗ１、Ｗ２）を算出する際に、いずれもエンジンの設計図面や噴射弁２１などの部品の仕様を多用しており、従って、１回はマップやテーブル特性を実機実験する必要があるものの、その後はマップやテーブル特性はエンジン機種が変わってもほとんど変える必要がない。
In this way, according to the present embodiment, each branch of spray during spraying (XB, XC, XD, XF, X0 ′, X0 ″, X0 ″ ′) and each branch of wall flow (Y0, Y1) , Y2, Z0, Z1, Z2, V0, V1, W0, W1, W2), all use engine design drawings and specifications of parts such as the
また、噴霧の拡散燃焼による燃焼の素質（未燃分差）からくる要求空燃比を与えるところまで結び付けられるので（上記（１２ａ）、（１２ｂ）式参照）、各種の空燃比の増量（リッチ化）の制御を統合化できることから、（１３）、（１４）式のところで説明したように、従来必要であった各種の増量ロジック（水温増量、始動後増量、始動増量、全開増量等）が不要となって制御が簡素化され、適合も廃止または簡素化できるので、これも適合工数や期間を削減することに寄与する。また、噴霧の粒径を燃焼まで結びつけることで、不正燃焼によるＨＣやスモークの発生の推定技術に結び付けることが可能となる。 In addition, since the required air-fuel ratio is derived from the quality of combustion (difference in unburned fuel) due to the diffusion combustion of the spray (see the above formulas (12a) and (12b)), various increases in the air-fuel ratio (enrichment) ) Control can be integrated, and as explained in the formulas (13) and (14), the various increase logics (water temperature increase, post-start-up increase, start-up increase, fully-open increase, etc.) that were necessary in the past are unnecessary. Since the control is simplified and the adaptation can be abolished or simplified, this also contributes to the reduction of the man-hours and the period of the adaptation. Further, by combining the spray particle size up to combustion, it is possible to connect to the estimation technology for the generation of HC and smoke due to unauthorized combustion.
ここで、本実施形態の作用を説明する。 Here, the operation of the present embodiment will be described.
本実施形態（請求項１に記載の発明）によれば、噴霧の質量について粒径分布ＸＡに基づいて吸気系もしくは燃焼室の気中に浮遊する燃料分である浮遊分（Ｘ０´´、Ｘ０´´´）を算出するモデルを用いて燃料噴射弁２１からの燃料噴射量を算出するので、既に適合済みの燃料噴射弁とは噴霧の質量について粒径分布の異なる燃料噴射弁を新たに採用する場合には、その新たに採用する燃料噴射弁に合わせて噴霧の質量について粒径分布を代えるだけで浮遊分（Ｘ０´´、Ｘ０´´´）を算出できることから、噴霧の質量について粒径分布の異なる新たな燃料噴射弁を採用する場合における実験適合が不要となるかまたは簡単な確認で済み、適合工数を削減することができる。
According to the present embodiment (the invention described in claim 1 ), the suspended matter (X0 ″, X0) which is the fuel component suspended in the air of the intake system or the combustion chamber based on the particle size distribution XA with respect to the mass of the spray. Since the fuel injection amount from the
本実施形態（請求項２に記載の発明）によれば、噴霧の粒径分布は、図１１に示したように粒径の小区分毎（粒径毎）に区分して噴霧の質量を割り付けた分布ＸＡであり、この粒径の小区分毎の分布ＸＡを用いて粒径の小区分毎に気化率（気中浮遊割合）を算出し、この算出した粒径の小区分毎の気化率を全ての粒径区分について総和して浮遊分Ｘ０´´、Ｘ０´´´（１噴射トータルでの気中浮遊割合）を算出するようにしたので（上記（２５）、（２８）式参照）、粒径の小区分毎の分布ＸＡから簡単に浮遊分Ｘ０´´、Ｘ０´´´を算出することができる。 According to the present embodiment (the invention described in claim 2 ), the spray particle size distribution is divided into small particle size divisions (each particle size) as shown in FIG. The vaporization rate (air suspension ratio) is calculated for each small particle size using the distribution XA for each small particle size, and the vaporization rate for each small particle size is calculated. Is added to all particle size categories to calculate the floating fraction X0 ″, X0 ″ ″ (the air floating ratio in one injection total) (see the above formulas (25) and (28)) From the distribution XA for each small section of the particle size, the floating content X0 ″, X0 ″ can be calculated easily.
本実施形態（請求項３に記載の発明）によれば、浮遊分Ｘ０´´、Ｘ０´´´（１噴射トータルでの気中浮遊割合）を算出するのに、噴霧が浮遊する場所での浮遊時間（ｔｐ、ｔｃ）を少なくとも算出するモデルを用いるので、浮遊分Ｘ０´´、Ｘ０´´´を算出するモデルが簡単なモデル式（上記（２７）、（３０）式参照）となり、浮遊分Ｘ０´´、Ｘ０´´´の算出を容易に行うことができる。 According to the present embodiment (the invention described in claim 3 ), in order to calculate the floating portion X0 ″, X0 ″ (the air floating ratio in one injection total), the location where the spray floats is calculated. Since a model for calculating at least the floating time (tp, tc) is used, the model for calculating the floating portions X0 ″ and X0 ″ ″ becomes a simple model equation (see the above equations (27) and (30)), and the floating The minutes X0 ″ and X0 ″ ′ can be easily calculated.
本実施形態（請求項４に記載の発明）によれば、浮遊時間は燃料噴射（または吸気行程開始）から圧縮行程終了（または燃焼開始）までの時間ｔｐであり、この時間ｔｐに基づいて浮遊分Ｘ０´´（吸気ポートでのかつ１噴射トータルでの気中浮遊割合）を算出するので、浮遊分Ｘ０´´を上記（２７）式のように簡単な計算式から算出できる。 According to this embodiment (the invention described in claim 4 ), the floating time is a time tp from the fuel injection (or intake stroke start) to the compression stroke end (or combustion start), and the floating time is based on this time tp. Since the minute X0 ″ (the air floating ratio at the intake port and the total of one injection) is calculated, the floating X0 ″ can be calculated from a simple calculation formula like the above equation (27).
本実施形態（請求項５に記載の発明）によれば、浮遊時間は燃料噴射から圧縮行程終了までの時間ｔｃであり、この時間ｔｃに基づいて浮遊分Ｘ０´´´（燃焼室でのかつ１噴射トータルでの気中浮遊割合）を算出するので、浮遊分Ｘ０´´´を、上記（３０）式のように簡単なモデル式で扱うことができる。 According to the present embodiment (the invention described in claim 5 ), the floating time is the time tc from the fuel injection to the end of the compression stroke, and based on this time tc, the floating portion X0 '' (in the combustion chamber and Since the air floating ratio in one injection total) is calculated, the floating portion X0 ′ ″ can be handled by a simple model equation like the above equation (30).
本実施形態（請求項６に記載の発明）によれば、吸気系付着分ＸＥ（吸気ポートでのかつ１噴射トータルでの壁面付着割合）を吸気弁壁付着分Ｘ１（吸気弁壁の付着割合）とポート壁付着分Ｘ２（吸気ポート壁の付着割合）とに割り振るので、吸気弁壁付着分Ｘ１と吸気ポート壁付着分Ｘ２とを上記（３３）、（３４）式のように簡単な式で算出できる。 According to the present embodiment (the invention described in claim 6 ), the intake system adhering amount XE (the wall surface adhering ratio at the intake port and the total of one injection) is converted into the intake valve wall adhering part X1 (the intake valve wall adhering ratio). ) And the port wall adhering portion X2 (the intake port wall adhering ratio), the intake valve wall adhering portion X1 and the intake port wall adhering portion X2 are simply expressed as the above equations (33) and (34). It can be calculated by
本実施形態（請求項７に記載の発明）によれば、燃焼室付着分ＸＦ（燃焼室でのかつ１噴射トータルでの壁面付着割合）を燃焼室付着分Ｘ３（シリンダ面壁を除く燃焼室の付着割合）とシリンダ面壁付着分Ｘ４（シリンダ面壁の付着割合）とに割り振るので、燃焼室付着分Ｘ３とシリンダ面壁付着分Ｘ４とを上記（３５）、（３６）式のように簡単な式で算出できる。 According to this embodiment (the invention described in claim 7 ), the combustion chamber deposit XF (the wall deposition ratio in the combustion chamber and the total of one injection) is set to the combustion chamber deposit X3 (the combustion chamber excluding the cylinder wall). Adhesion ratio) and cylinder surface wall adhesion X4 (cylinder surface wall adhesion ratio) are allocated to the combustion chamber adhesion X3 and cylinder surface wall adhesion X4 in a simple equation like the above equations (35) and (36). It can be calculated.
本実施形態（請求項８に記載の発明）によれば、噴射時気化分（噴射時気化割合）を粒径の小区分毎に算出し、この算出した粒径の小区分毎の噴射時気化分を全ての粒径区分について総和して噴射時気化分Ｘ０´（１噴射トータルでの噴射時気化割合）を算出するので、噴霧の粒径分布ＸＡから上記（１８）式のように簡単な式で、粒径分布が変わっても精度よく噴射時気化分Ｘ０´を算出できる。また、噴霧の拡散燃焼による燃焼の素質（未燃分差）からくる要求空燃比を求めるところでも精度を向上させることができる。 According to the present embodiment (the invention described in claim 8 ), the vaporization during injection (the vaporization ratio during injection) is calculated for each small particle size segment, and the vaporization during injection for each small particle size segment calculated. Since all the particle size classifications are summed up to calculate the vaporization fraction X0 'during injection (the vaporization fraction during injection for one injection total), the spray particle size distribution XA can be simply expressed as in the above equation (18). In the equation, even when the particle size distribution changes, the vaporization time X0 ′ can be accurately calculated. In addition, the accuracy can also be improved in obtaining the required air-fuel ratio derived from the quality of combustion (difference in unburned fraction) due to spray diffusion combustion.
本実施形態（請求項１０に記載の発明）によれば、噴射時気化分Ｘ０´（噴射時気化割合）を算出するのに、噴霧が気化する場所での温度Ｔ、圧力Ｐ、流速Ｖの少なくとも一つを用いるので（図１３参照）、噴霧が気化する場所での温度Ｔ、圧力Ｐ、流速Ｖが相違しても、噴射時気化分Ｘ０´を精度良く求めることができる。 According to the present embodiment (the invention according to claim 10 ), in order to calculate the injection vaporization amount X0 ′ (injection vaporization ratio), the temperature T, the pressure P, and the flow velocity V at the place where the spray vaporizes are calculated. Since at least one is used (see FIG. 13), even when the temperature T, the pressure P, and the flow velocity V in the place where the spray is vaporized are different, the vaporization time X0 ′ during injection can be obtained with high accuracy.
本実施形態（請求項１１に記載の発明）によれば、噴射時気化分Ｘ０´（１噴射トータルでの噴射時気化割合）を噴射時の総噴霧の燃料分である１００％から減算して吸気ポートに残留する噴霧分ＸＢ（吸気系の気中に噴霧のまま残留する燃料割合）を算出し、このＸＢに基づいて浮遊分（Ｘ０´´、Ｘ０´´´）（１噴射トータルでの気中浮遊割合）を算出し、ＸＢからこの浮遊分（Ｘ０´´、Ｘ０´´´）を差し引いた値を吸気系、燃焼室に付着する分（ＸＥ、ＸＦ）（１噴射トータルでの壁面付着割合）としている。すなわち、噴射時気化分（Ｘ０´）→浮遊量分（Ｘ０´´、Ｘ０´´´）→付着分（ＸＥ、ＸＦ）の順に計算することで、噴射時気化分（Ｘ０´）、浮遊分（Ｘ０´´、Ｘ０´´´）、付着分（ＸＥ、ＸＦ）のそれぞれを精度良く計算できる。 According to the present embodiment (the invention described in claim 11 ), the vaporization amount X0 ′ during injection (total vaporization rate during injection) is subtracted from 100%, which is the total spray fuel during injection. The spray amount XB remaining in the intake port (fuel ratio remaining as spray in the air of the intake system) is calculated, and the floating portion (X0 ″, X0 ″) (in total of one injection) is calculated based on this XB. Calculate the air floating ratio), and subtract this floating component (X0 ″, X0 ″) from XB. The amount adhering to the intake system and combustion chamber (XE, XF) (wall for one injection total) Adhesion rate). That is, by calculating in order of vaporization during injection (X0 ′) → floating amount (X0 ″, X0 ′ ″) → attachment (XE, XF), vaporization during injection (X0 ′), floating Each of (X0 ″, X0 ′ ″) and adhesion (XE, XF) can be calculated with high accuracy.
本実施形態（請求項１２に記載の発明）によれば、噴射時が吸気行程にありかつ燃料噴射弁２１から噴射される噴霧が吸気弁１５を指向している場合に、この吸気行程での噴射時に吸気弁１５と弁シートの隙間から燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧分ＸＤ（燃焼室へと直接噴き入れられる燃料割合）を算出している。すなわち、燃料噴霧が吸気弁隙間から燃焼室５に直接噴き入れられる流入する噴霧分ＸＤは排気性能や燃焼安定度に大きく影響するので、その噴霧分ＸＤを扱って燃料噴射の要求に生かすことで、排気性能の向上や、運転性能の改善に結びつけることができ、より制御の精度を向上させることができる。
According to the present embodiment (the invention described in claim 12 ), when the injection is in the intake stroke and the spray injected from the
噴射タイミングにより噴霧が到達する時点での吸気弁開度が異なることから、吸気弁隙間から燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧分ＸＤが異なるのであるが、本実施形態（請求項１３に記載の発明）によれば、直接噴き入れられる噴霧分ＸＤを、燃料噴射タイミングＩ／Ｔまたは燃料噴射弁２１と吸気弁１５との挟み角βを用いて算出するので、燃料噴射タイミングや燃料噴射弁と吸気弁との挟み角βが異なっても、吸気弁隙間から燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧分ＸＤを精度よく算出できる。
Since the intake valve opening at the time when the spray reaches depends on the injection timing, the spray amount XD directly injected into the
吸気弁作動角可変機構が働くとき、働かないときより吸気弁最大リフトが小さくなり、その分直接噴き入れられる噴霧分ＸＤ（直接噴き入れられる燃料割合）が小さくなるのであるが、本実施形態（請求項１４に記載の発明）によれば、吸気弁作動角可変機構が働くとき直接噴き入れられる噴霧分ＸＤを補正するので（上記（２３）式参照）、吸気弁作動角可変機構が働く場合においても、精度よく直接噴き入れられる噴霧分ＸＤを算出できる。 When the intake valve operating angle variable mechanism works, the intake valve maximum lift becomes smaller than when the intake valve working angle variable mechanism does not work, and the amount of spray XD (fuel ratio directly injected) correspondingly decreases. According to the fourteenth aspect of the present invention, since the spray amount XD directly injected when the intake valve operating angle variable mechanism works is corrected (see the above equation (23)), the intake valve operating angle variable mechanism works. The spray fraction XD that can be directly injected can be calculated with high accuracy.
本実施形態（請求項１５に記載の発明）によれば、浮遊分Ｘ０´´、Ｘ０´´´（１噴射トータルでの気中浮遊割合）を算出するのに、粒径毎の噴霧落下速度Ｖと、噴霧到達壁までの距離＃ＬＰ、＃ＬＣと、噴霧の到達制限時間ｔｐ、ｔｃとを用い、この到達制限時間内に前記距離に達しない噴霧の総和を浮遊分Ｘ０´´、Ｘ０´´´として算出するモデルを用いるので、噴霧の粒径分布から浮遊分Ｘ０´´、Ｘ０´´´を上記（２７）、（３０）式のように簡単な式で算出できる。 According to this embodiment (the invention described in claim 15 ), in order to calculate the floating parts X0 ″, X0 ″ (the air floating ratio in one injection total), the spray drop speed for each particle size Using V, distances #LP, #LC to the spray arrival wall, and spray arrival limit times tp, tc, the sum of the sprays that do not reach the distance within this reach limit time is expressed as floating components X0 ″, X0 Since the model calculated as “″” is used, the floating contents X0 ″ and X0 ″ ′ can be calculated from the spray particle size distribution using simple equations such as the above equations (27) and (30).
本実施形態（請求項１６に記載の発明）によれば、噴霧落下速度Ｖは噴霧が空気抵抗を受けつつ重力により落下する自然落下速度であるので、噴霧の粒径分布ＸＡから、浮遊分Ｘ０´´、Ｘ０´´´（１噴射トータルでの気中浮遊割合）を自然落下の簡単な式で算出できる。 According to the present embodiment (the invention described in claim 16 ), the spray drop speed V is a natural drop speed at which the spray falls due to gravity while receiving air resistance, and therefore, from the spray particle size distribution XA, the suspended component X0. ″ ″, X0 ″ ″ (the air floating ratio in one injection total) can be calculated by a simple formula of natural fall.
図３２、図３４は第２、第３実施形態の噴霧の壁面到達モデルである。このモデルでは噴霧は噴射方向に等速度で飛び、途中で止まることは考えない。そして、噴霧の到達制限時間ｔ（噴射タイミングより圧縮行程終了までの時間）における噴霧の飛距離が、噴孔から吸気弁傘部までの第１距離Ｌ（貫通方向の噴霧到達壁までの距離）に達しない噴霧分は吸気ポート４を浮遊し、到達制限時間ｔにおける噴霧の飛距離が前記第１距離Ｌ以上となる噴霧分は、吸気系に付着する分と燃焼室５にスッポ抜ける噴霧分とに分かれる。いずれであるかは、吸気弁直撃率＃ＤＶＲにより分けることができる。
FIGS. 32 and 34 are spray surface arrival models of the second and third embodiments. In this model, the spray will fly at a constant speed in the injection direction and will not stop in the middle. The spray travel distance in the spray arrival limit time t (time from the injection timing to the end of the compression stroke) is the first distance L from the nozzle hole to the intake valve umbrella (distance to the spray arrival wall in the penetration direction). The amount of spray that does not reach the intake port 4 floats in the intake port 4, and the amount of spray that reaches the first distance L at the arrival limit time t is the amount that adheres to the intake system and the amount that sprays off into the
また、燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧のうち到達制限時間ｔにおける噴霧の飛距離が、噴孔からシリンダ壁面５２までの第２距離Ｌ１（貫通方向の噴霧到達壁までの距離）に達しない噴霧分は燃焼室５を浮遊し、到達制限時間ｔにおける噴霧の飛距離が前記第２距離Ｌ１に達している噴霧分は燃焼室付着分となるとみなす。
Further, of the spray directly injected into the
より詳しくは噴霧を図３３（ａ）に示したように４つに区分する。すなわち、図３３（ａ）において一番大きな山が噴射時噴霧の分布ＸＡである。横軸のＤＬ、ＤＬ１は到達制限時間ｔにおける噴霧の飛距離が、ちょうど前記第１距離Ｌ、第２距離Ｌ１に達するときの粒径である。 More specifically, the spray is divided into four as shown in FIG. That is, the largest peak in FIG. 33A is the spray spray distribution XA. DL and DL1 on the horizontal axis are the particle diameters when the spray flight distance at the arrival limit time t reaches the first distance L and the second distance L1, respectively.
この場合に、粒径Ｄの関数であるＸＡを粒径Ｄについて０よりＤＬとなるまで積分した値を吸気系での浮遊分Ｘ０´´とする。 In this case, a value obtained by integrating XA, which is a function of the particle size D, from 0 to DL with respect to the particle size D is defined as a floating portion X0 ″ in the intake system.
また、図３３（ａ）においてＸＧは、噴射時噴霧の粒径分布ＸＡに対して、吸気弁直撃率＃ＤＶＲに応じた吸気弁直撃率係数ＫＸ１（１．０より小さい値）を乗算して得られる分布で、この分布は吸気系に残留する噴霧の分布を表す。すなわち、粒径Ｄの関数であるＸＧを粒径ＤについてＤＬより最大粒径まで積分した値は吸気系付着分ＸＥとなる。 In FIG. 33 (a), XG multiplies the particle size distribution XA of the spray during spray by an intake valve direct hit rate coefficient KX1 (a value smaller than 1.0) corresponding to the intake valve direct hit rate #DVR. This distribution represents the distribution of the spray remaining in the intake system. That is, the value obtained by integrating XG, which is a function of the particle size D, from DL to the maximum particle size for the particle size D is the intake system adhesion XE.
粒径がＤＬ以上の領域においては分布ＸＡと分布ＸＧとに挟まれた領域が残る。このＸＡとＸＧに挟まれた領域を粒径についてＤＬよりＤＬ１まで積分した値を燃焼室での浮遊分Ｘ０´´´とし、同じく当該領域を粒径についてＤＬ１より最大粒径まで積分した値を燃焼室付着分ＸＦとする。 In the region where the particle diameter is equal to or larger than DL, a region sandwiched between the distribution XA and the distribution XG remains. The value obtained by integrating the region between XA and XG from DL to DL1 with respect to the particle size is defined as the floating portion X0 ″ ′ in the combustion chamber. Let it be the combustion chamber deposit XF.
これら４つのＸ０´´、Ｘ０´´´、ＸＥ、ＸＦの算出手順は次の通りである。なお、図３３（ａ）に示した４つの各面積を求める方法は積分に限らず総和を用いることができる。以下では第２実施形態について総和の場合で説明する。 The calculation procedure of these four X0 ″, X0 ″ ″, XE, and XF is as follows. Note that the method for obtaining each of the four areas shown in FIG. 33A is not limited to integration, and a sum can be used. Below, 2nd Embodiment is demonstrated in the case of a sum total.
手順１（噴霧貫通速度算出）；噴霧貫通速度Ｖは粒径Ｄにより変化するものとみなし、粒径Ｄをパラメータとする小区分毎の噴霧貫通速度Ｖのデータをテーブルで予め与えておく。ここでは、噴霧貫通速度Ｖは図３３（ｂ）のように粒径Ｄに応じて大きくなる値であるとみなしている。 Procedure 1 (spray penetration speed calculation): It is assumed that the spray penetration speed V varies depending on the particle diameter D, and data of the spray penetration speed V for each small section using the particle diameter D as a parameter is given in advance in a table. Here, it is considered that the spray penetration speed V is a value that increases in accordance with the particle diameter D as shown in FIG.
手順２（噴霧飛距離算出）；回転速度Ｎｅと噴射タイミングＩ／Ｔから所定のマップを検索して到達制限時間ｔを求め、これを噴霧貫通速度Ｖkに乗算して噴霧飛距離（Ｖk・ｔ）を算出する。この噴霧飛距離も図３３（ｂ）のように粒径Ｄに応じて大きくなる値である。ここで、Ｖkはｋ番目の区分の粒径に対する噴霧貫通速度である。 Procedure 2 (spray travel distance calculation): A predetermined map is searched from the rotational speed Ne and the injection timing I / T to obtain the arrival limit time t, and this is multiplied by the spray penetration speed Vk to spray spray distance (Vk · t). ) Is calculated. This spray flying distance is also a value that increases according to the particle diameter D as shown in FIG. Here, Vk is the spray penetration speed with respect to the particle size of the kth section.
手順３（吸気系での浮遊分算出）；この噴霧飛距離（Ｖk・ｔ）が第１距離Ｌ、第２距離Ｌ１とそれぞれ一致するときの噴霧貫通速度に対応する粒径が属する粒径区分ＤＬ、ＤＬ１を求める。そして、噴霧の小区分毎の質量割合ＸＡk（ＸＡkはｋ番目の区分の粒径に対する質量割合）を粒径区分について１よりＤＬまで総和することにより、つまり次式により吸気系での浮遊分Ｘ０´´を求める。 Procedure 3 (Calculation of floating part in the intake system); particle size classification to which the particle size corresponding to the spray penetration speed when the spray flying distance (Vk · t) coincides with the first distance L and the second distance L1, respectively. DL and DL1 are obtained. Then, by summing the mass ratio XAk (XAk is the mass ratio with respect to the particle size of the k-th segment) for each subsection of the spray from 1 to DL for the particle size segment, that is, the floating component X0 in the intake system by the following equation: ″ Is obtained.
Ｘ０´´＝ΣＸＡk（粒径区分は１〜ＤＬ）…（５８）
手順４（吸気系付着分算出）；噴射時噴霧の粒径分布ＸＡに対して、吸気弁直撃率＃ＤＶＲに応じた吸気弁直撃率係数ＫＸ１を乗算して新たな分布ＸＧを作成する。この分布ＸＧは吸気系に残留する噴霧の分布を表す。この粒径分布も小区分毎に分割し、ｋ番目の区分の粒径に対する質量割合ＸＧkとする。噴霧の小区分毎の質量割合ＸＧkを粒径区分についてＤＬより最大粒径区分まで総和することにより、つまり次式により吸気系付着分ＸＥを求める。
X0 ″ = ΣXAk (particle size division is 1 to DL) (58)
Procedure 4 (calculation of intake system adhesion): A new distribution XG is created by multiplying the particle size distribution XA of the spray during injection by an intake valve direct hit rate coefficient KX1 corresponding to the intake valve direct hit rate #DVR. This distribution XG represents the distribution of the spray remaining in the intake system. This particle size distribution is also divided into small sections, and the mass ratio XGk with respect to the particle diameter of the kth section is set. By summing up the mass ratio XGk for each sub-section of the spray from the DL to the maximum particle diameter section for the particle size section, that is, the intake system adhering amount XE is obtained by the following equation.
ＸＥ＝ΣＸＧk（粒径区分はＤＬ〜最大粒径区分）…（５９）
手順５（燃焼室での浮遊分・燃焼室付着分の分離）；残った分は、分布ＸＡと分布ＸＧとに挟まれた粒径区分がＤＬ以上の領域領域である。このＸＡとＸＧとにより挟まれた領域を粒径区分についてＤＬよりＤＬ１まで、またＤＬ１より最大粒径区分までそれぞれ総和することにより、つまり次式により燃焼室５での浮遊分Ｘ０´´´と燃焼室付着分ＸＦとを求める。
XE = ΣXGk (particle size division is DL to maximum particle size division) (59)
Procedure 5 (separation of floating part and combustion chamber adhering part in the combustion chamber); the remaining part is a region where the particle size division sandwiched between the distribution XA and the distribution XG is DL or more. By summing the region sandwiched by XA and XG from DL to DL1 and from DL1 to the maximum particle size, respectively, that is, the floating portion X0 ″ ′ in the
Ｘ０´´´＝Σ（ＸＡk−ＸＧk）（粒径区分はＤＬ〜ＤＬ１） …（６０）
ＸＦ ＝Σ（ＸＡk−ＸＧk）（粒径区分はＤＬ１〜最大粒径区分）…（６１）
このように第２実施形態（請求項１７に記載の発明）によれば、浮遊分Ｘ０´´、Ｘ０´´´（１噴射トータルでの気中浮遊割合）を算出するのに、噴霧の初期流速と空気抵抗とで定まる粒径毎の噴霧の貫通速度Ｖと、貫通方向の噴霧到達壁までの距離（Ｌ、Ｌ１）と、噴霧の到達制限時間ｔとを用い、この到達制限時間ｔ内に前記距離（Ｌ、Ｌ１）に達しない噴霧の総和を浮遊分Ｘ０´´、Ｘ０´´´（１噴射トータルでの気中浮遊割合）として算出するモデル（図３２に示す壁面到達モデル）を用いるので、噴霧貫通速度Ｖの粒径分布から、浮遊分Ｘ０´´、Ｘ０´´´を等速度移動の簡単な式（上記（５８）、（６０）式参照）を用いて算出できる。
X0 ″ ″ = Σ (XAk−XGk) (particle size division is DL to DL1) (60)
XF = Σ (XAk−XGk) (particle size division is DL1 to maximum particle size division) (61)
As described above, according to the second embodiment (the invention described in claim 17 ), in order to calculate the floating portions X0 ″ and X0 ″ (the air floating ratio in one injection total), the initial stage of spraying is calculated. The spray penetration speed V for each particle size determined by the flow velocity and the air resistance, the distances (L, L1) to the spray arrival wall in the penetration direction, and the spray arrival limit time t are used, and within this arrival limit time t A model (wall surface arrival model shown in FIG. 32) for calculating the sum of sprays that do not reach the distance (L, L1) as floating components X0 ″, X0 ″ (the air floating ratio in one injection total). Therefore, from the particle size distribution of the spray penetration speed V, the floating contents X0 ″ and X0 ″ can be calculated using simple equations for constant speed movement (see the above formulas (58) and (60)).
第２実施形態では粒径Ｄにより噴霧貫通速度Ｖが異なり粒径Ｄが大きくなるほど噴霧貫通速度Ｖが大きくなると仮定したのに対して、第３実施形態は粒径Ｄにより噴霧飛距離が異なり粒径Ｄが大きくなるほど噴霧飛距離が大きくなると仮定するものである。 In the second embodiment, it is assumed that the spray penetration speed V differs depending on the particle diameter D, and the spray penetration speed V increases as the particle diameter D increases. In the third embodiment, the spray flying distance differs depending on the particle diameter D. It is assumed that the spray flight distance increases as the diameter D increases.
このため、第３実施形態における算出手順は次のようになる。すなわち、第３実施形態では、上記手順１はなく、手順２では、第２実施形態と相違して、粒径Ｄをパラメータとする小区分毎の噴霧飛距離のデータをテーブルとして予め与えておく。噴霧飛距離は図３５（ｂ）のように粒径Ｄに応じて大きくなる値である。手順３〜手順５は第２実施形態と同じである。
For this reason, the calculation procedure in the third embodiment is as follows. That is, in the third embodiment, the
第３実施形態（請求項１８に記載の発明）によれば、浮遊分Ｘ０´´、Ｘ０´´´（１噴射トータルでの気中浮遊割合）を算出するのに、噴霧の初期流速と空気抵抗で定まる粒径毎の噴霧到達距離と、噴霧方向の壁面までの距離（Ｌ、Ｌ１）とを用い、この壁面までの距離に達しない粒径毎噴霧の総和を浮遊分Ｘ０´´、Ｘ０´´´として算出するモデル（図３４に示す壁面到達モデル）を用いるので、噴霧飛距離の粒径分布から簡単な式（上記（５８）、（６０）式参照）で、浮遊分Ｘ０´´、Ｘ０´´´を算出できる。燃料を非常に高圧で噴射した場合や、吸気行程より以前に噴射する場合などの小粒径粒子は空気抵抗により噴霧の到達距離が小さくなるが、そのような場合でも、第３実施形態（請求項１８に記載の発明）によれば、浮遊分Ｘ０´´、Ｘ０´´´を精度良く算出できる。 According to the third embodiment (the invention described in claim 18 ), the initial spray flow velocity and air are used to calculate the floating components X0 ″, X0 ″ (the air floating ratio in one injection total). Using the spray reach distance for each particle size determined by the resistance and the distance (L, L1) to the wall surface in the spray direction, the sum of the sprays for each particle size that does not reach the wall surface is the floating fraction X0 ″, X0 Since the model calculated as ″ ″ (the wall surface arrival model shown in FIG. 34) is used, the floating content X0 ″ can be calculated from the particle size distribution of the spray flight distance using a simple formula (see formulas (58) and (60) above). , X0 ′ ″ can be calculated. Small particle size particles such as when fuel is injected at a very high pressure or when injected prior to the intake stroke have a short spray distance due to air resistance. Even in such a case, the third embodiment (claims) According to the invention described in item 18 , the floating contents X0 ″ and X0 ′ ″ can be calculated with high accuracy.
第１実施形態では、ＸＡだけを分布で扱い、他のＸＢ、ＸＣ、ＸＤ、ＸＥ、ＸＦ、Ｘ０´Ｘ０´´、Ｘ０´´´は分布で扱わなかったが、図１０に示しているように、これらＸＢ、ＸＣ、ＸＤ、ＸＥ、ＸＦ、Ｘ０´Ｘ０´´、Ｘ０´´´を分布で扱うこともできる。例えば、直接噴き入れられる燃料量（ＸＤ）を粒径毎の分布で与える場合に、吸気弁作動角可変機構が働いて、吸気弁と弁シートの隙間を通過する流速が速まり、直接噴き入れられる燃料が、この速まった流速によって２次微粒化が促進されるとき、直接噴き入れられる燃料量（ＸＤ）を与える粒径毎の分布を小粒径側に補正し、この補正後の分布より直接噴き入れられる燃料量（ＸＤ）を算出することで（請求項１９に記載の発明）、吸気弁作動角可変機構が働いて、吸気弁と弁シートの隙間を通過する流速が速まり、前記直接噴き入れられる燃料分が、この速まった流速によって２次微粒化が促進される場合においても、直接噴き入れられる燃料分（ＸＤ）を精度よく算出できる。 In the first embodiment, only XA is treated as a distribution, and other XB, XC, XD, XE, XF, X0′X0 ″, and X0 ′ ″ are not treated as a distribution, but as shown in FIG. In addition, these XB, XC, XD, XE, XF, X0′X0 ″, and X0 ′ ″ can be handled as a distribution. For example, when the amount of fuel (XD) that is directly injected is given in a distribution for each particle size, the intake valve operating angle variable mechanism works to increase the flow velocity that passes through the gap between the intake valve and the valve seat. When secondary atomization is promoted by this accelerated flow rate, the distribution of each particle size that gives the amount of fuel (XD) directly injected is corrected to the small particle size side, and this corrected distribution By calculating the amount of fuel (XD) injected directly (the invention according to claim 19 ), the intake valve operating angle variable mechanism works to increase the flow velocity passing through the gap between the intake valve and the valve seat, Even in the case where secondary atomization is promoted by the accelerated flow rate, the directly injected fuel component (XD) can be accurately calculated.
実施形態では、吸気系もしくは燃焼室の気中に浮遊する燃料割合である気中浮遊割合（Ｘ０´´、Ｘ０´´´）を噴霧の粒径または粒径分布に基づいて算出するモデルを用いて燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出する場合で説明したが（請求項２２に記載の発明）、吸気系もしくは燃焼室の壁面に付着する燃料割合である壁面付着割合（ＸＥ、ＸＦ）を噴霧の粒径または粒径分布に基づいて算出するモデルを用いて燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出するようにしてもかまわない（請求項２０に記載の発明）。 In the embodiment, a model is used in which the air floating ratio (X0 ″, X0 ″ ′), which is the ratio of fuel floating in the air of the intake system or the combustion chamber, is calculated based on the spray particle size or particle size distribution. In the above description, the fuel injection amount from the fuel injection valve is calculated (the invention according to claim 22). However, the wall surface adhesion ratios (XE, XF), which are the fuel ratios adhering to the intake system or combustion chamber wall surfaces, are calculated. The fuel injection amount from the fuel injection valve may be calculated using a model that is calculated based on the particle size or particle size distribution of the spray (the invention according to claim 20 ).
また、吸気系もしくは燃焼室の気中に浮遊する燃料割合である気中浮遊割合（Ｘ０´´、Ｘ０´´´）または吸気系もしくは燃焼室の壁面に付着する燃料割合である壁面付着割合（ＸＥ、ＸＦ）に代えて、吸気系もしくは燃焼室の気中に浮遊する燃料量である気中浮遊量（Ｘ０´´、Ｘ０´´´）または吸気系もしくは燃焼室の壁面に付着する燃料量である壁面付着量（ＸＥ、ＸＦ）を用いることができる（請求項１に記載の発明）。ただし、この場合、噴霧の粒径分布は、粒径毎に区分して噴霧質量を割り付けた分布とする必要がある。 Also, the air floating ratio (X0 ″, X0 ″ ′) that is the ratio of fuel floating in the air of the intake system or combustion chamber, or the wall surface deposition ratio that is the ratio of fuel adhering to the wall of the intake system or combustion chamber ( Instead of XE, XF), the amount of fuel floating in the air in the intake system or combustion chamber (X0 ″, X0 ″), or the amount of fuel adhering to the wall of the intake system or combustion chamber The wall surface adhesion amount (XE, XF) can be used (the invention according to claim 1 ). However, in this case, the spray particle size distribution needs to be a distribution in which the spray mass is assigned to each particle size.
実施形態では噴射弁２１が吸気ポート４に臨んで設けられている場合で説明したが、これに限られるものでない。例えば噴射弁が燃焼室内に直接臨んで設けられている場合にも本発明を適用できる。この場合には吸気弁壁流とポート壁流とを削除して考えればよい。
In the embodiment, the case where the
実施形態では、Ｌ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンで説明したが、Ｄ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンにも適用できる。 In the embodiment, the L-Jetronic gasoline injection engine has been described, but the present invention can also be applied to a D-Jetronic gasoline injection engine.
請求項１の粒径分布決定手段、燃料噴射量算出手段の各機能は、エンジンコントローラ３１により果たされている。
The functions of the particle size distribution determining means and the fuel injection amount calculating means of
４ 吸気ポート
５ 燃焼室
１５ 吸気弁
２１ 燃料噴射弁
２９ ＶＴＣ機構（吸気弁作動角可変機構）
３１ エンジンコントローラ
４２ アクセルセンサ
４４ 吸気温度センサ
４５ 水温センサ
４６ 圧力センサ
4
31
Claims (20)
吸気ポート内または燃焼室内に燃料を噴射する燃料噴射弁と、
この燃料噴射弁から噴射される噴霧の質量についての粒径分布を決定する粒径分布決定手段と、
吸気系もしくは燃焼室の気中に浮遊する燃料量である浮遊量または吸気系もしくは燃焼室の壁面に付着する燃料量である付着量を、この噴霧の質量についての粒径分布に基づいて算出するモデルを用いて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出する燃料噴射量算出手段と
を備えることを特徴とするエンジンの燃料噴射量制御装置。 An intake valve for opening and closing the intake port at the combustion chamber inlet;
A fuel injection valve for injecting fuel into the intake port or the combustion chamber;
A particle size distribution determining means for determining the particle size distribution for spraying the mass to be injected from the fuel injection valve,
The intake system or the floating amount is the amount of fuel suspended in the combustion chamber or the intake system or the adhesion amount which is a fuel amount adhering to the wall surface of the combustion chamber is calculated based on the particle size distribution for the mass of the spray A fuel injection amount control device for an engine, comprising: a fuel injection amount calculation means for calculating a fuel injection amount from the fuel injection valve using a model.
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