JP4200777B2 - Engine control device - Google Patents
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Description
【0001】
【発明の属する技術分野】
本発明は、エンジン(内燃機関)の制御装置、特に部分燃焼を回避するための制御に関するものである。
【0002】
【従来の技術】
エンジンのトルク変動量が所定値となるように空燃比のフィードバック制御を行うものがある(特許文献1参照)。
【0003】
【特許文献1】
特開平2−153243号公報
【0004】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、理論空燃比の混合気よりもリーン側(薄い側)の混合
気で燃焼させたり、燃焼室内に多くの不活性ガスを残留させたまま燃焼させると、ポンピングロスが減って燃費が向上したり排気エミッションが低減するのであるが、近年のエネルギー資源問題や環境保全の観点から、混合気はよりリーン側にしたい、また不活性ガスはより多く燃焼室内に残留させたいという要求が高まっている。
【0005】
しかしながら、混合気をリーン側にするほど、また燃焼室内に残留させる不活性ガスや排気還流する不活性ガスの量を多くするほど燃焼状態が不安定になり、部分失火が発生する。部分失火が発生すると運転性が悪くなるし、排気エミッションも悪くなる。
【0006】
このため、混合気の濃い薄いを定める当量比や、燃焼室に残留する不活性ガス率、排気還流する不活性ガス率の設定値は、運転領域毎に失火の発生レベルを確認しながら適合する必要があった。実際のエンジンでは、このように失火の発生レベルを確認しながら適合したのにも拘わらず、燃料インジェクタや点火装置といった部品、エアフローメータやクランク角センサといったセンサ、組み付け、気筒分配、新気、燃焼室内の残留ガス、排気還流する不活性ガスの各量、混合気の温度、燃焼室内の混合気分布、燃焼室内のガス流動などのばらつき因子が複合して燃焼室内での燃焼状態に影響を及ぼすため、燃焼が安定せず部分失火が発生することがある。
【0007】
この場合に、様々な因子に対する部分失火発生メカニズムは解明されておらず、かつ時間の制約がある中で、ばらつき因子毎にその因子に対する部分失火メカニズムがどうなっているのかを実験で確認することはできないため、安全方向(当量比が小さくなる側、燃焼室内に残留するガス不活性ガス率、排気還流する不活性ガス率を減らす側)に余裕をもって設定値の適合を行っているのが現状である。このため、燃費向上や排気エミッション低減の効果が目減りする傾向を避けることができない。
【0008】
一方、最近では火炎核の成長や伝播についてのモデリングや実験結果が論文に発表されるなど、火花点火エンジンにおける燃焼室内の燃焼解析の研究が進んできている。
【0009】
この場合に、本発明の発明者は、部分失火つまり部分燃焼と火炎核成長速度との間に強い相関があるとみなせばよいのでないか、との発想を得た。これを図33を参照しながら説明すると、部分燃焼が生じていない燃焼を「正常燃焼」として、このときには火炎核成長速度が順調に大きくなっていくはずであるのに対し、混合気の空燃比が理論空燃比よりリーン側になっていくにつれて、また燃焼室内の不活性ガス量が多くなっていくにつれて火炎核成長速度が遅くなり、ついには部分燃焼が発生することが燃焼解析実験等により知られている。これより、部分燃焼のときには正常燃焼のときより火炎核成長速度の増加が遅れるとみなすことができる。
【0010】
それでは火炎核成長速度をどのように計算するかであるが、
(1)質量燃焼モデルにより燃焼質量(mb)の変化速度の計算式が、また火炎核成長速度(dr/dt)の計算式についてもSAEペーパー2000−01−0960の論文に記載されており、両式は熱拡散速度(Sdiff)、燃焼速度(Scomb)を介して結びついている(本発明の実施形態で詳述する)。
(2)実験により燃焼開始より燃焼質量割合がどのように変化するのか判明してきている。
【0011】
これら(1)、(2)を考え合わせた結果、本発明者は燃焼開始時期から燃焼質量割合が所定値となるまでの燃焼期間に基づけば基本的に火炎核成長速度を算出することができることを見出した。
【0012】
本発明は、このような発明者の発想により創出されたもので、燃焼開始時期から燃焼質量割合が所定値となるまでの燃焼期間を算出し、この燃焼期間に基づいて火炎核成長速度を算出し、この火炎核成長速度の算出値に基づいて部分燃焼指標を算出し、この部分燃焼指標の算出値をエンジン制御に反映させることにより、燃焼そのものに基づいて部分燃焼を表す指標を提示することを目的とする。
【0013】
一方、上記の特許文献は燃焼解析の結果に基づくものでないので、燃焼解析の結果に基づく本発明と技術的思想が異なっている。
【0014】
【課題を解決するための手段】
本発明は、点火開始より火炎核が形成されるまでの期間を初期燃焼期間(BURN1)、その後に基準クランク角に達するまでの期間を主燃焼期間(BURN2)として、初期燃焼期間(BURN1)を算出する初期燃焼期間算出手段を、燃焼室の燃焼開始時容積(V0)を燃焼開始時期におけるピストンストローク位置と燃焼室のボア径とに基づいて算出する手段と、燃焼室内の燃焼ガスの燃焼のしやすさを示した反応確率(RPROBA)を算出する手段と、燃焼室内の燃焼ガスの燃焼速度(FLAME1)を算出する手段と、これら燃焼開始時容積(V0)、反応確率(RPROBA)、燃焼速度(FLAME1)の算出値に基づいて初期燃焼期間(BURN1)を算出する手段とから、また主燃焼期間(BURN2)を算出する主燃焼期間算出手段を、燃焼室の主燃焼期間開始時容積(V2)を主燃焼期間開始時期におけるピストンストローク位置と燃焼室のボア径とに基づいて算出する手段と、燃焼室内の燃焼ガスの燃焼のしやすさを示した反応確率(RPROBA)を算出する手段と、燃焼室内の燃焼ガスの燃焼速度(FLAME2)を算出する手段と、これら主燃焼期間開始時容積(V2)、反応確率(RPROBA)、燃焼速度(FLAME2)の算出値に基づいて主燃焼期間(BURN2)を算出する手段とからそれぞれ構成し、これら初期燃焼期間(BURN1)と主燃焼期間(BURN2)の合計を燃焼期間(BURN)として算出する燃焼期間算出手段と、燃焼室内の総ガス量(MASSC)を算出する総ガス量算出手段と、燃焼室の圧縮開始時圧力(PIN)を算出する圧縮開始時圧力算出手段と、燃焼室の圧縮開始時温度(TINI)を算出する圧縮開始時温度算出手段と、この圧縮開始時温度(TINI)、燃焼開始時有効圧縮比(Ec)、ガスの比熱比(κ)、基準クランク角時までの燃焼発熱量(Q)、燃焼室内の総ガス量(MASSC)に基づいて燃焼室の基準クランク角時温度(Tc)を算出する基準クランク角時温度算出手段と、この基準クランク角時温度(Tc)、圧縮開始時圧力(PIN)、圧縮開始時温度(TINI)、燃焼開始時有効圧縮比(Ec)、ガスの比熱比(κ)に基づいて燃焼室の基準クランク角時圧力(Pc)を算出する基準クランク角時圧力算出手段と、これら燃焼期間(BURN)、総ガス量(MASSC)、圧縮開始時圧力(PIN)、圧縮開始時温度(TINI)、基準クランク角時温度(Tc)、基準クランク角時圧力(Pc)及び前記主燃焼期間開始時容積(V2)の算出値に基づき、燃焼質量の点火時クランク角から基準クランク角までの変化量(0.6×MASSC)を燃焼期間(BURN)で除した値に係数(1/(ρb×AF2))を乗算した値を第1項とし、圧縮開始時期より基準クランク角時までの温度変化量(Tc−TINI)を燃焼期間(BURN)と基準クランク角時温度(Tc)とで除した値から圧縮開始時期より基準クランク角時までの圧力変化量(Pc−PIN)を燃焼期間(BURN)と基準クランク角時圧力(Pc)とで除した値を差し引いた値に主燃焼開始時容積(V2)と係数(1/AF2)を乗算した値を第2項とし、これら第1項と第2項の合計で基準クランク角時の火炎核成長速度(Sfmbt0)を算出する基準クランク角時火炎核成長速度算出手段と、この火炎核成長速度(Sfmbt0)の算出値に基づいて正常燃焼での基準クランク角時の火炎成長速度と、部分燃焼での基準クランク角時の火炎成長速度との差に相当する部分燃焼指標を算出する部分燃焼指標算出手段と、この部分燃焼指標の算出値が部分燃焼が発生していることを示しているとき、燃焼状態が安定する側にエンジン制御を行うことによりエンジン制御に反映させるエンジン制御反映手段とを備える。
【0015】
【発明の効果】
燃焼開始時の火炎核成長速度と部分燃焼とは強い相関を持つのであり、本発明によれば、燃焼そのものに基づいて得られる部分燃焼指標を提示することができた。このため、部分燃焼指標が部分燃焼が発生していることを示していれば、燃焼状態が安定する側にエンジン制御を行う。例えば点火時期を遅角させたり、燃焼室内に残留させる不活性ガスや排気還流する不活性ガスの量を少なくする。
【0016】
このように部分燃焼指標をエンジン制御に反映させることで、新気、燃焼室内の残留ガス、排気還流する不活性ガスの各量、混合気の温度、燃焼室内のガス流動などのばらつきがあっても、部分燃焼が生じないようにすることができる。
【0017】
また、部分燃焼指標をエンジン制御に反映させるには、混合気の薄さを定める当量比や燃焼室に残留する不活性ガス率、排気還流する不活性ガス率の設定値を部分燃焼指標に応じて適合することになるが、従来の適合方法より、実験の工数と時間を削減でき、かつ安全方向へのマージンも小さくできるので、燃費向上や排気エミッション低減の効果を増すことができる。
【0018】
また、部分燃焼を回避するためにMBTの得られる点火時期より点火時期を遅らせることは、最大の燃焼圧力を利用できなくなり燃費を犠牲にすることになるが、部分燃焼より進んで失火の状態にまで至ってしまうと、失火からの回復が難しい。従って、部分燃焼指標をMBTの得られる点火時期からの点火時期遅角遅角量とする本発明によれば、部分燃焼を生じさせない範囲で燃費が最良となる点火時期を実現できる。
【0019】
【発明の実施の形態】
以下、図面に基づき本発明の実施形態について説明する。
【0020】
図1は、本発明のシステムを説明するための概略図である。
【0021】
空気は吸気コレクタ2に蓄えられた後、吸気マニホールド3を介して各気筒の燃焼室5に導入される。燃料は各気筒の吸気ポート4に配置された燃料インジェクタ21より噴射供給される。空気中に噴射された燃料は気化しつつ空気と混合してガス(混合気)を作り、燃焼室5に流入する。この混合気は吸気弁15が閉じることで燃焼室5内に閉じこめられ、ピストン6の上昇によって圧縮される。
【0022】
この圧縮混合気に対して高圧火花により点火を行うため、パワートランジスタ内蔵の点火コイルを各気筒に配した電子配電システムの点火装置11を備える。すなわち、点火装置11は、バッテリからの電気エネルギーを蓄える点火コイル13と、点火コイル13の一次側への通電、遮断を行うパワートランジスタと、燃焼室5の天井に設けられ点火コイル13の一次電流の遮断によって点火コイル13の二次側に発生する高電圧を受けて、火花放電を行う点火プラグ14とからなっている。
【0023】
圧縮上死点より少し手前で点火プラグ14により火花が飛ばされ圧縮混合気に着火されると、火炎が広がりやがて爆発的に燃焼し、この燃焼によるガス圧がピストン6を押し下げる仕事を行う。この仕事はクランクシャフト7の回転力として取り出される。燃焼後のガス(排気)は排気弁16が開いたとき排気通路8へと排出される。
【0024】
排気通路8には三元触媒9を備える。三元触媒9は排気の空燃比が理論空燃比を中心とした狭い範囲(ウインドウ)にあるとき、排気に含まれるHC、CO、NOxといった有害三成分を同時に効率よく除去できる。空燃比は吸入空気量と燃料量の比であるので、エンジンの1サイクル(4サイクルエンジンではクランク角で720°区間)当たりに燃焼室5に導入される吸入空気量と、燃料インジェクタ21からの燃料噴射量との比が理論空燃比となるように、エンジンコントローラ31ではエアフローメータ32からの吸入空気流量の信号とクランク角センサ(33、34)からの信号に基づいて燃料インジェクタ21からの燃料噴射量を定めると共に、三元触媒9の上流に設けたO2センサ35からの信号に基づいて空燃比をフィードバック制御している。
【0025】
吸気コレクタ2の上流には絞り弁23がスロットルモータ24により駆動される、いわゆる電子制御スロットル22を備える。運転者が要求するトルクはアクセルペダル41の踏み込み量(アクセル開度)に現れるので、エンジンコントローラ31ではアクセルセンサ42からの信号に基づいて目標トルクを定め、この目標トルクを実現するための目標空気量を定め、この目標空気量が得られるようにスロットルモータ24を介して絞り弁23の開度を制御する。
【0026】
吸気弁用カムシャフト25、排気弁用カムシャフト26及びクランクシャフト7の各前部にはそれぞれカムスプロケット、クランクスプロケットが取り付けられ、これらスプロケットにタイミングチェーン(図示しない)を掛け回すことで、カムシャフト25、26がエンジンのクランクシャフト7により駆動されるのであるが、このカムスプロケットと吸気弁用カムシャフト25との間に介在して、作動角一定のまま吸気弁用カムの位相を連続的に制御し得る吸気バルブタイミングコントロール機構(以下、「吸気VTC機構」という。)27と、カムスプロケットと排気弁用カムシャフト26との間に介在して、作動角一定のまま排気弁用カムの位相を連続的に制御し得る排気バルブタイミングコントロール機構(以下、「排気VTC機構」という。)28とを備える。吸気弁15の開閉時期や排気弁16の開閉時期を変えると燃焼室5に残留する不活性ガスの量が変化する。燃焼室5内の不活性ガスの量が増えるほどポンピングロスが減って燃費がよくなるので、運転条件によりどのくらいの不活性ガスが燃焼室5内に残留したらよいかを目標吸気弁閉時期や目標排気弁閉時期にして予め定めており、エンジンコントローラ31ではそのときの運転条件(エンジンの負荷と回転速度)より目標吸気弁閉時期と目標排気弁閉時期を定め、それら目標値が得られるように吸気VTC機構27、排気VTC機構28の各アクチュエータを介して吸気弁閉時期と排気弁閉時期を制御する。
【0027】
吸気温度センサ43からの吸気温度の信号、吸気圧力センサ44からの吸気圧力の信号、排気温度センサ45からの排気温度の信号、排気圧力センサ46からの排気圧力の信号が、水温センサ37からの冷却水温の信号と共に入力されるエンジンコントローラ31では、パワートランジスタ13を介して点火プラグ14の一次側電流の遮断時期である点火時期を制御する。
【0028】
図2はエンジンコントローラ31内で行われる点火時期制御のブロック図で、大きくは点火時期演算部51と点火時期制御部61とからなる。点火時期演算部51はさらに初期燃焼期間算出部52、主燃焼期間算出部53、燃焼期間算出部54、基本点火時期算出部55、前回燃焼開始時期算出部56、点火時期指令値算出部57からなる。
【0029】
初期燃焼期間算出部52では、混合気が着火してから火炎核が形成されるまでの期間を初期燃焼期間BURN1として算出する。主燃焼期間算出部53では、火炎核が形成されてから燃焼圧力が最大値Pmaxに達するまでの期間を主燃焼期間BURN2として算出する。燃焼期間算出部54では、これら初期燃焼期間BURN1と主燃焼期間BURN2との合計を、点火より最大燃焼圧力Pmaxに至るまでの燃焼期間BURNとして算出する。基本点火時期算出部55では、この燃焼期間BURNに基づいてMBTの得られる点火時期(この点火時期を「基本点火時期」という。)MBTCALを算出する。
【0030】
点火時期指令値算出部57は図34に示したように、基準クランク角時基本火炎核成長速度算出部81、基準クランク角時火炎核成長速度算出部82、点火時期補正量算出部83、部分燃焼発生限界点火時期算出部84、遅角側選択部85からなる。
【0031】
基準クランク角時基本火炎核成長速度算出部81では、燃焼室5内のガス流動の乱れ強さが所定値であるときの基準クランク角時の基本火炎核成長速度Sfmbt0を算出する。基準クランク角時火炎核成長速度算出部82ではこの基本火炎核成長速度Sfmbt0に対して実際の燃焼室5内のガス流動の乱れ強さST1に応じた補正を行ってそのときの乱れ強さに対する基準クランク角時の火炎核成長速度Sfmbtを算出する。点火時期補正量算出部83ではこの火炎核成長速度Sfmbtに基づいて点火時期遅角量MBTCLNを算出し、部分燃焼発生限界点火時期算出部84では、基本点火時期MBTCALからこの点火時期補正量MBTCLNだけ遅角させた値を部分燃焼発生限界点火時期(部分燃焼が発生しない進角側限界の点火時期)CCLCALとして算出する。遅角側選択部85ではこの部分燃焼発生限界点火時期CCLCALと基本点火時期MBTCALのうちより遅角側の値を点火時期指令値QADVとして選択する。
【0032】
図2に戻り、点火時期制御部61ではこのようにして算出された点火時期指令値QADVで点火プラグ14が燃焼室5内の混合気に対して着火するように、イグニッションコイル13への通電角と非通電角を制御する。
【0033】
上記のように燃焼期間BURNを初期燃焼期間BURN1と主燃焼期間BURN2に分けて算出し、燃焼期間BURNに応じて基本点火時期MBTCALを求めるようにしたのは、燃焼解析より得られた結果に基づくものである。以下、燃焼解析に基づくこの点火時期制御をさらに説明する。
【0034】
図3に示すようにMBT(最大トルクの得られる最小進角値)で混合気に点火した場合に混合気の燃焼圧力が最大値Pmaxとなるクランク角を基準クランク角θPMAX[degATDC]とする。基準クランク角θPMAXは燃焼方式によらずほぼ一定であり、一般に圧縮上死点後12〜15度、最大で圧縮上死点後10〜20度の範囲にある。
【0035】
図4に火花点火エンジンにおける燃焼室内の燃焼解析により得られた燃焼質量割合Rの変化を示す。燃焼室に供給された燃料に対する燃焼質量の比率を表す燃焼質量割合Rは、点火時に0%であり、完全燃焼によって100%に達する。基準クランク角θPMAXにおける燃焼質量割合Rmaxは一定で約60%である。
【0036】
燃焼質量割合Rが0%から基準クランク角θPMAX相当の約60%に達するまでの燃焼期間は、点火直後で燃焼質量割合にも燃焼圧力にもほとんど変化のない期間である初期燃焼期間と、燃焼質量割合と燃焼圧力が急激に増加する主燃焼期間とに分けられる。初期燃焼期間は、燃焼の開始から火炎核が形成されるまでの段階であり、火炎核が形成されるのは燃焼質量割合で2%〜10%のタイミングである。この期間中は、燃焼圧力や燃焼温度の上昇速度が小さく、燃焼質量割合の変化に対して初期燃焼期間は長い。初期燃焼期間の長さは燃焼室内の温度や圧力の変化の影響を受けやすい。
【0037】
一方、主燃焼期間においては、火炎核から外側へと火炎が伝播し、燃焼速度が急上昇する。そのため、主燃焼期間の燃焼質量割合の変化は初期燃焼期間の燃焼質量割合の変化に比べて大きい。
【0038】
エンジンコントローラ31では、燃焼質量割合が2%に達するまでを初期燃焼期間BURN1[deg]とし、初期燃焼期間BURN1の終了後、基準クランク角θPMAXに至るまでの区間(燃焼室量割合でいえば2%より約60%に達するまでの間)を主燃焼期間BURN2[deg]として区別する。そして、初期燃焼期間BURN1に主燃焼期間BURN2を加えた合計である燃焼期間BURN[deg]を算出し、この燃焼期間BURNから基準クランク角θPMAX[degATDC]を差し引き、さらに後述する点火無駄時間相当クランク角IGNDEAD[deg]を加えたクランク角位置を、MBTの得られる点火時期である基本点火時期MBTCAL[degBTDC]として設定する。
【0039】
火炎核の形成される初期燃焼期間での燃焼室5内の圧力、温度は、点火時の圧力、温度とほぼ等価になるが、これから点火時期を算出しようとしているのに、最初から正確な点火時期を設定することはできない。そこで、図2に示したように前回燃焼開始時期算出部56で基本点火時期の前回値を前回燃焼開始時期MBTCYCL[degBTDC]として算出し、この値を初期燃焼期間算出部52に対して与えるようにし、初期燃焼期間算出部52において初期燃焼期間の算出をサイクリックに繰り返すことで、精度の高い結果を時間遅れなしに出すようにしている。
【0040】
次に、エンジンコントローラ31で実行される点火時期指令値QADVの算出を以下のフローチャートを参照しながら詳述する。
【0041】
図5は点火時期の算出に必要な各種の物理量を算出するためのもので、一定時間毎(例えば10msec毎)に実行する。
【0042】
まずステップ11では、吸気弁閉時期IVC[degBTDC]、温度センサ43により検出されるコレクタ内温度TCOL[K]、温度センサ45により検出される排気温度TEXH[K]、内部不活性ガス率MRESFR[%]、温度センサ37により検出される冷却水温TWK[K]、目標当量比TFBYA、クランク角センサにより検出されるエンジン回転速度NRPM[rpm]、点火無駄時間DEADTIME[μsec]を読み込む。
【0043】
ここで、クランク角センサはクランクシャフト7のポジションを検出するポジションセンサ33と、吸気用カムシャフト25ポジションを検出するフェーズセンサ34とからなり、これら2つのセンサ33、34からの信号に基づいてエンジン回転速度NRPM[rpm]が算出されている。
【0044】
吸気弁閉時期IVCは吸気VTC機構27に与える指令値から既知である。あるいはフェーズセンサ34により実際の吸気弁閉時期を検出してもかまわない。
【0045】
内部不活性ガス率MRESFRは燃焼室内に残留する不活性ガス量を燃焼室内の総ガス量で除した値で、その算出については後述する。点火無駄時間DEADTIMEは一定値である。
【0046】
目標当量比TFBYAは図示しない燃料噴射量の算出フローにおいて算出されている。目標当量比TFBYAは無名数であり、理論空燃比を14.7とすると、次式により表される値である。
【0047】
TFBYA=14.7/目標空燃比…(1)
例えば(1)式より目標空燃比が理論空燃比のときTFBYA=1.0となり、目標空燃比が例えば22.0といったリーン側の値であるとき、TFBYAは1.0未満の正の値である。
【0048】
ステップ12では、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける容積(つまり圧縮開始時期での容積)VIVC[m3]を算出する。燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCは、ピストン6のストローク位置によって決まる。ピストン6のストローク位置はエンジンのクランク角位置によって決まる。
【0049】
図6を参照して、エンジンのクランクシャフト71の回転中心72がシリンダの中心軸73からオフセットしている場合を考える。コネクティングロッド74、コネクティングロッド74とクランクシャフト71との結節点75、コネクティングロッド74とピストンをつなぐピストンピン76が図に示す関係にあるとする。このときの、燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCは次式(2)〜(6)で表すことができる。
【0050】
ただし、Vc:隙間容積[m3]、
ε :圧縮比、
D :シリンダボア径[m]、
ST :ピストンの全ストローク[m]、
H :ピストンピン76のTDCからの距離[m]、
CND :コネクティングロッド74の長さ[m]、
CRoff :結節点75のシリンダ中心軸73からのオフセット距離[m]、
PISoff:クランクシャフト回転中心72のシリンダ中心 軸73からのオフセット距離[m]、
θivc :吸気弁閉時期のクランク角[degATDC]、
θoff :ピストンピン76とクランクシャフト回転中心72とを結ぶ線がTDCにおいて垂直線となす角度[deg]、
X :結節点75とピストンピン76との水平距離[m]、
吸気弁閉時期のクランク角θivcは前述のように、エンジンコントローラ31から吸気VTC機構27への指令信号によって決まるので、既知である。式(2)〜(6)にこのときのクランク角θivc(=IVC)を代入すれば、燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCを算出することができる。したがって、実用上は燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCは吸気弁閉時期IVCをパラメータとするテーブルで設定したものを用いる。吸気VTC機構27を備えないときには定数で与えることができる。
【0051】
ステップ13では、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける温度(つまり圧縮開始時期温度)TINI[K]を算出する。燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける温度TINIは、燃焼室5に流入する新気と燃焼室5に残留する不活性ガスとが混じったガスの温度であり、燃焼室5に流入する新気の温度は吸気コレクタ2内の新気温度TCOLに等しく、また燃焼室5内に残留する不活性ガスの温度は排気ポート部近傍の排気温度TEXHで近似できるので、吸気コレクタ2内の新気温度TCOL、排気温度TEXH、燃焼室5内に残留する不活性ガスの割合である内部不活性ガス率MRESFRから次式により求めることができる。
【0052】
TINI=TEXH×MRESFR+TCOL×(1−MRESFR)…(7)
ステップ14では、燃焼室5内の混合気の燃えやすさを表す反応確率RPROBA[%]を算出する。反応確率RPROBAは無次元の値であり、残留不活性ガス率MRESFR、冷却水温TWK[K]、目標当量比TFBYAの3つのパラメータに依存するので、次式により表すことができる。
【0053】
RPROBA=f3(MRESFR、TWK、TFBYA)…(8)
具体的に説明すると、MRESFR、TWK、TFBYAの3つのパラメータの組み合わせによって得られる反応確率の最大値を100%とし、これらのパラメータと反応確率RPROBAの関係を実験的に求め、求めた反応確率RPROBAをパラメータに応じたテーブルとしてエンジンコントローラ31のメモリに予め格納しておく。ステップ14ではパラメータに応じてこのテーブルを検索することにより反応確率RPROBAを求める。
【0054】
具体的には、冷却水温TWKに応じて図7に示すような特性を有する水温補正係数のテーブルと、同様に設定された内部不活性ガス率補正係数のテーブル(図示しない)と、目標当量比Tfbyaに応じて図8に示すような特性を有する当量比補正係数のテーブルを予めメモリに格納しておく。各補正係数の最大値はそれぞれ1.0であり、3種類の補正係数の積に反応確率の最大値100%を掛け合わせることで、反応確率RPROBAを算出する。
【0055】
各テーブルを説明すると、図7に示す水温補正係数は冷却水温TWKが高いほど大きく、冷却水温TWKが80℃以上では1.0になる。図8に示す当量比補正係数は目標当量比TFBYAが1.0のとき、つまり理論空燃比のときに最大値の1.0となり、目標当量比が1.0より大きくても小さくても当量比補正係数は減少する。内部不活性ガス率補正係数は図示しないが、内部不活性ガス率MRESFRがゼロの場合に1.0となる。
【0056】
ステップ15では、基準クランク角θPMAX[degATDC]を算出する。前述のように基準クランク角θPMAXはあまり変動しないが、それでもエンジン回転速度NRPMの上昇に応じて進角する傾向があるため、基準クランク角θPMAXはエンジン回転速度NRPMの関数として次式で表すことができる。
【0057】
θPMAX=f4(NRPM)…(9)
具体的にはエンジン回転速度NRPMから、エンジンコントローラ31のメモリに予め格納された図9に示す特性のテーブルを検索することにより基準クランク角θPMAXを求める。算出を容易にするために、基準クランク角θPMAXを一定とみなすことも可能である。
【0058】
最後にステップ16では、点火無駄時間相当クランク角IGNDEAD[deg]を算出する。点火無駄時間相当クランク角IGNDEADは、エンジンコントローラ31から点火コイル13の一次電流を遮断する信号を出力したタイミングから点火プラグ14が実際に点火するまでのクランク角区間で、次式により表すことができる。
【0059】
IGNDEAD=f5(DEADTIME、NRPM)…(10)
ここでは、点火無駄時間DEADTIMEを200μsecとする。(10)式は、エンジン回転速度NRPMから点火無駄時間DEADTIMEに相当するクランク角である点火無駄時間相当クランク角IGNDEADを算出するためのものである。
【0060】
図10は初期燃焼期間BURN1[deg]を算出するためのもの、また図12は主燃焼期間BURN2[deg]を算出するためのもので、一定時間毎(例えば10msec毎)に実行する。図10、図12は図5に続けて実行する。
図10、図12はどちらを先に実行してもかまわない。
【0061】
まず図10から説明すると、ステップ21では、前回燃焼開始時期MBTCYCL[degBTDC]、図5のステップ12で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVC[m3]、図5のステップ13で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における温度TINI[K]、エンジン回転速度NRPM[rpm]、図5のステップ14で算出されている反応確率RPROBA[%]を読み込む。
【0062】
ここで、前回燃焼開始時期MBTCYCLは、基本点火時期MBTCALの[degBTDC]の1サイクル前の値であり、その算出については後述する。
【0063】
ステップ22では燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0[m3]を算出する。前述したように、ここでの点火時期(燃焼開始時期)は今回のサイクルで演算する基本点火時期MBTCALではなく基本点火時期の1サイクル前の値である。すなわち、基本点火時期の1サイクル前の値であるMBTCYCLから次式により燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0を算出する。
【0064】
V0=f6(MBTCYCL)…(11)
具体的には前回燃焼開始時期MBTCYCLにおけるピストン6のストローク位置と、燃焼室5のボア径から、燃焼室5のMBTCYCLにおける容積V0を算出する。図5のステップ12では、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける容積VIVCを、吸気弁閉時期をパラメータとする吸気弁閉時期容積のテーブルを検索することにより求めたが、ここではMBTCYCLをパラメータとする前回燃焼開始時期容積のテーブルを検索することにより、燃焼室5の前回燃焼開始時期MBTCYCLにおける容積V0を求めればよい。
【0065】
ステップ23では燃焼開始時期における有効圧縮比Ecを算出する。有効圧縮比Ecは無次元の値であり、次式に示すように燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0を燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCで除した値である。
【0066】
Ec=f7(V0、VIVC)=V0/VIVC…(12)
ステップ24では吸気弁閉時期IVCから燃焼開始時期に至る間の燃焼室5内の温度上昇率TCOMPを次式に示すように有効圧縮比Ecに基づいて算出する。
【0067】
TCOMP=f8(Ec)=Ec^(κ−1)…(13)
ただし、κ:比熱比、
(13)式は断熱圧縮されるガスの温度上昇率の式である。なお、(13)式右辺の「^」は累乗計算を表している。
【0068】
κは断熱圧縮されるガスの定圧比熱を定容比熱で除した値で、断熱圧縮されるガスが空気であればκ=1.4であり、簡単にはこの値を用いればよい。ただし、混合気に対してκの値を実験的に求めることで、一層の算出精度の向上が可能である。
【0069】
図11は(13)式を図示したものである。従って、このような特性のテーブルを予めエンジンコントローラ31のメモリに格納しておき、有効圧縮比Ecに基づき当該テーブルを検索することにより温度上昇率TCOMPを求めることも可能である。
【0070】
ステップ25では、燃焼室5の燃焼開始時期における温度T0[K]を、燃焼室5の吸気弁閉時期における温度TINIに温度上昇率TCOMPを乗じることで、つまり
T0=TINI×TCOMP…(14)
の式により算出する。
【0071】
ステップ26では、次式(公知)により層流燃焼速度SL1[m/sec]を算出する。
【0072】
SL1=SLstd×(T0/Tstd)2.18×(P0/Pstd)-0.16…(15)
ただし、Tstd :基準温度[K]、
Pstd :基準圧力[Pa]、
SLstd:基準温度Tstdと基準圧力Pstdにおける基準層流燃焼速 度[m/sec]、
T0 :燃焼室5の燃焼開始時期における温度[K]、
P0 :燃焼室5の燃焼開始時期における圧力[Pa]、
基準温度Tstdと基準圧力Pstdと基準層流燃焼速度SLstdは実験により予め定められる値である。
【0073】
燃焼室5の通常の圧力である2bar以上の圧力下では、(15)式の圧力項(P0/Pstd)-0.16は小さな値となる。従って、圧力項(P0/Pstd)-0.16を一定値として、基準層流燃焼速度SLstdを基準温度Tstdのみで規定することも可能である。
【0074】
従って、基準温度Tstdが550[K]で、基準層流燃焼速度SLstdが1.0[m/sec]で、圧力項が0.7である場合の燃焼開始時期における温度T0と層流燃焼速度SL1との関係は近似的に次式で定義することができる。
【0075】
SL1=f9(T0)
=1.0×0.7×(T0/550)2.18…(16)
ステップ27では、初期燃焼におけるガス流動の乱れ強さST1を算出する。このガス流動の乱れ強さST1は無次元の値であり、燃焼室5に流入する新気の流速と燃料インジェクタ21の噴射燃料のペネトレーションとに依存する。
【0076】
燃焼室5に流入する新気の流速は、吸気通路の形状と、吸気弁15の作動状態と、吸気弁15を設ける吸気ポート4の形状に依存する。噴射燃料のペネトレーションは燃料インジェクタ21の噴射圧力と、燃料噴射期間と、燃焼噴射タイミングに依存する。
【0077】
最終的に、初期燃焼におけるガス流動の乱れ強さST1は、エンジン回転速度NRPMの関数として次式で表すことができる。
【0078】
ST1=f10(NRPM)=C1×NRPM…(17)
ただし、C1:定数、
乱れ強さST1を回転速度NRPMをパラメータとするテーブルから求めることも可能である。
【0079】
ステップ28では層流燃焼速度S1と乱れ強さST1から、初期燃焼におけるガスの燃焼速度FLAME1[m/sec]を次式により算出する。
【0080】
FLAME1=SL1×ST1…(18)
燃焼室5内にガス乱れがあるとガスの燃焼速度が変化する。(18)式はこのガス乱れに伴う燃焼速度への寄与(影響)を考慮したものである。
【0081】
ステップ29では、次式により初期燃焼期間BURN1[deg]を算出する。
【0082】
BURN1={(NRPM×6)×(BR1×V0)}
/(RPROBA×AF1×FLAME1)…(19)
ただし、AF1:火炎核の反応面積(固定値)[m2]、
ここで、(19)式右辺のBR1は燃焼開始時期より初期燃焼期間BURN1の終了時期までの燃焼質量割合の変化量であり、ここではBR1=2%に設定している。(19)式右辺の(NRPM×6)は単位をrpmからクランク角(deg)に変換するための措置である。火炎核の反応面積AF1は実験的に設定される。
【0083】
次に図12のフローに移ると、ステップ31では回転速度NRPM、図5のステップ14で算出されている反応確率RPROBAを読み込む。
【0084】
ステップ32では主燃焼におけるガス流動の乱れ強さST2を算出する。このガス流動の乱れ強さST2も初期燃焼におけるガス流動の乱れ強さST1と同様に、エンジン回転速度NRPMの関数として次式で表すことができる。
【0085】
ST2=f11(NRPM)=C2×NRPM…(20)
ただし、C2:定数、
乱れ強さST2を回転速度をパラメータとするテーブルから求めることも可能である。
【0086】
ステップ33では、層流燃焼速度SL2[m/sec]と主燃焼におけるガス流動の乱れ強さST2とから、主燃焼における燃焼速度FLAME2[m/sec]を次式により算出する。
【0087】
FLAME2=SL2×ST2…(21)
ただし、SL2:層流燃焼速度[m/sec]、
(21)式は(18)式と同様、ガス乱れに伴う燃焼速度への寄与を考慮したものである。
【0088】
前述のように主燃焼期間BURN2の長さは燃焼室5内の温度や圧力の変化の影響を受けにくい。従って、層流燃焼速度SL2には予め実験的に求めた固定値を適用する。
【0089】
ステップ34では、主燃焼期間BURN2[deg]を(19)式に類似した次式で算出する。
【0090】
BURN2={(NRPM×6)×(BR2×V2)}
/(RPROBA×AF2×FLAME2)…(22)
ただし、V2:燃焼室5の主燃焼期間開始時容積[m3]、
AF2:火炎核の反応面積[m2]
ここで、(22)式右辺のBR2は主燃焼期間の開始時期より終了時期までの燃焼質量割合の変化量である。初期燃焼期間の終了時期に燃焼質量割合が2%になり、その後、主燃焼期間が開始し、燃焼質量割合が60%に達して主燃焼期間が終了すると考えているので、BR2=60%−2%=58%を設定している。AF2は火炎核の成長行程における平均の反応面積であり、(19)式のAF1と同様に、予め実験的に定めた固定値とする。燃焼室5の主燃焼期間開始時における容積V2も固定値である。
【0091】
図13は基本点火時期MBTCAL[degBTDC]を算出するためのもので、一定時間毎(例えば10msec毎)に実行する。図10、図12のうち遅く実行されるフローに続けて実行する。
【0092】
ステップ41では、図10のステップ29で算出されている初期燃焼期間BURN1、図12のステップ34で算出されている主燃焼期間BURN2、図5のステップ16で算出されている点火時期無駄時間相当クランク角IGNDEAD、図5のステップ15で算出されている基準クランク角θPMAXを読み込む。
【0093】
ステップ42では、初期燃焼期間BURN1と主燃焼期間BURN2の合計を燃焼期間BURN[deg]として算出する。
【0094】
ステップ43では次式により基本点火時期MBTCAL[degBTDC]を算出する。
【0095】
MBTCAL=BURN−θPMAX+IGNDEAD…(23)
ステップ44では、この基本点火時期MBTCALから点火無駄時間相当クランク角IGNDEADを差し引いた値を前回燃焼開始時期MBTCYCL[degBTDC]として算出する。
【0096】
このようにして算出した基本点火時期MBTCALは、後述するように、部分燃焼発生限界点火時期CCLCAL[degBTDC]と比較され、より遅角側の値が点火時期指令値QADV[degBTDC]として選択される。この点火時期指令値QADVは点火レジスタに移され、実際のクランク角がこの点火時期指令値QADVと一致したタイミングでエンジンコントローラ31より一次電流を遮断する点火信号が点火コイル13に出力される。
【0097】
また、今サイクルの点火時期指令値としてステップ43で算出された基本点火時期MBTCALが用いられたとすると、次サイクルの点火時期になるまでの間、ステップ44で算出された前回燃焼開始時期MBTCYCLが図10のステップ22において用いられる。
【0098】
以上のように、本実施形態においては、燃焼室5内の未燃ガス量などの質量計算を行わずにMBTの得られる点火時期である基本点火時期MBTCALを算出するので、計算負荷を小さく抑えることができる。
【0099】
また、上記(19)式に示したように初期燃焼期間BURN1を、燃焼開始時期における燃焼室容積V0と、混合気の燃焼のしやすさを表す反応確率RPROBAと、燃焼速度FLAME1の関数で表している。ここで、燃焼開始時期における燃焼室容積V0が大きいほど、反応確率RPROBAが小さいほど、燃焼速度FLAME1が遅いほど、それぞれ初期燃焼期間BURN1が長くなり、結果として基本点火時期MBTCALが進角する。
【0100】
同様に、上記(22)式に示したように主燃焼期間BURN2を、主燃焼期間の開始時期における燃焼室容積V2と、混合気のしやすさを表す反応確率RPROBAと、燃焼速度FLAME2の関数で表している。ここで、主燃焼期間開始時期における燃焼室容積V2が大きいほど、反応確率RPROBAが小さいほど、燃焼速度FLAME2が遅いほど、それぞれ主燃焼期間BURN2が長くなり、結果として点火時期MBTCALが進角する。
【0101】
このように、燃焼期間BURN1とBURN2を、燃焼期間に影響を与える様々なパラメータの関数として算出することで、燃焼期間BURN1とBURN2を正確に算出することができる。結果として、燃焼期間BURN1とBURN2に基づき算出される基本点火時期MBTCALも高精度に算出することができる。また、燃焼期間BURNを温度や圧力が大きく影響を受けやすい火炎核成長期間に相当する初期燃焼期間BURN1と、温度や圧力の影響の少ない主燃焼期間とに分けて算出しているので、燃焼期間BURNの算出精度が向上する。燃焼期間BURNを3以上にさらに分割することで、算出精度のさらなる向上も可能である。
【0102】
実施形態では、初期燃焼期間BURN1の算出に用いる燃焼速度FLAME1を層流燃焼速度SL1と乱れ強さST1の積として、また主燃焼期間BURN2の算出に用いる燃焼速度FLAME2を層流燃焼速度SL2と乱れ強さST2の積としてそれぞれ算出しているが、特開平10−30535号公報に記載されているように足し算による算出方法で求めても良い。
【0103】
実施形態では、初期燃焼期間を燃焼質量割合でゼロから2%まで(つまりBR1=2%)、主燃焼期間を燃焼質量割合で2〜60%まで(つまりBR2=58%)と規定したが、本発明は必ずしもこの数値に限定されるものでない。
【0104】
次に、図14は燃焼室5内の内部不活性ガス率MRESFRを算出するためのもので、一定時間毎(例えば10msec毎)に実行する。このフローは上記図5のフローに先立って実行する。
【0105】
ステップ51ではエアフローメータ32の出力と目標当量比TFBYAを読み込む。ステップ52ではエアフロメータ32の出力に基づいて、燃焼室5に流入する新気量(シリンダ新気量)MACYLを算出する。このシリンダ新気量MACYLの算出方法については公知の方法を用いればよい(特開2001−50091号公報参照)。
【0106】
ステップ53では、燃焼室5内の内部不活性ガス量MRESを算出する。この内部不活性ガス量MRESの算出については、図15のフローにより説明する。
【0107】
図15(図14ステップ53のサブルーチン)においてステップ61では、燃焼室5内の排気弁閉時期EVCにおける不活性ガス量MRESCYLを算出する。この不活性ガス量MRESCYLの算出についてはさらに図16のフローにより説明する。
【0108】
図16(図15ステップ61のサブルーチン)においてステップ71では、排気弁閉時期EVC[degBTDC]、温度センサ45により検出される排気温度TEXH[K]、圧力センサ46により検出される排気圧力PEXH[kPa]を読み込む。
【0109】
ここで、吸気弁閉時期IVCが吸気VTC機構27に与える指令値から既知であったように、排気弁閉時期EVCも排気VTC機構28に与える指令値から既知である。
【0110】
ステップ72では燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける容積VEVCを算出する。これは吸気弁閉時期IVCにおける容積VIVCと同様に、排気弁閉時期をパラメータとするテーブルを検索することにより求めればよい。すなわち、排気弁VTC機構28を備える場合には、排気弁閉時期EVCから図23に示すテーブルを検索することにより、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける容積VEVCを求めればよい。排気VTC機構28を備えないときには定数で与えることができる。
【0111】
また、図示しないが圧縮比を変化させる機構を有する場合には、圧縮比の変化量に応じた排気弁閉時期における燃焼室容積VEVCをテーブルから求める。排気VTC機構28に加えて圧縮比を変化させる機構をも有する場合には、排気弁閉時期と圧縮比変化量とに応じたマップを検索することにより排気弁閉時期における燃焼室容積を求める。
【0112】
ステップ73では、目標当量比TFBYAから図24に示すテーブルを検索することにより、燃焼室5内の不活性ガスのガス定数REXを求める。図24に示すように、不活性ガスのガス定数REXは目標当量比TFBYAが1.0のとき、つまり理論空燃比のとき最も小さく、これより大きくても小さくても大きくなる。
【0113】
ステップ74では、排気温度TEXHに基づいて燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける温度TEVCを推定する。簡単には排気温度TEXHをそのままTEVCとおけばよい。なお、燃焼室5の排気弁閉時期における温度TEVCは、インジェクタ21の燃料噴射量に応じた熱量により変化するため、このような特性をも加味すれば、TEVCの算出精度が向上する。
【0114】
ステップ75では、排気圧力PEXHに基づいて燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける圧力PEVCを算出する。簡単には排気圧力PEXHをPEVCと置けばよい。
【0115】
ステップ76では、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける容積VEVC、排気弁閉時期EVCにおける温度TEVC、排気弁閉時期EVCにおける圧力PEVC及び不活性ガスのガス定数REXから、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける不活性ガス量MRESCYLを次式により算出する。
【0116】
MRESCYL=(PEVC×VEVC)/(REX×TEVC)…(24)
このようにして燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける不活性ガス量MRESCYLの算出を終了したら図15に戻り、ステップ62で吸排気弁15、16のオーバーラップ(図では「O/L」と略記する)中に排気側から吸気側へ吹き返す不活性ガス量であるオーバーラップ中吹き返し不活性ガス量MRESOLを算出する。
【0117】
この不活性ガス量MRESOLの算出については図17のフローにより説明する。
【0118】
図17(図15ステップ62のサブルーチン)においてステップ81では、吸気弁開時期IVO[degBTDC]と、排気弁閉時期EVC[degBTDC]、図16のステップ74で算出されている燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける温度TEVCを読み込む。
【0119】
ここで、吸気弁開時期IVOは、吸気弁閉時期IVCより吸気弁15の開き角だけ前の時期となるので、吸気弁閉時期IVCより吸気弁15の開き角(予め分かっている)とから求めることができる。
【0120】
ステップ82では吸気弁開時期IVOと排気弁閉時期EVCとから、吸排気弁のオーバーラップ量VTCOL[deg]を次式により算出する。
【0121】
VTCOL=IVO+EVC…(25)
例えば、吸気VTC機構27用アクチュエータへの非通電時に吸気弁開時期IVOが吸気上死点位置にあり、吸気VTC機構27用アクチュエータへの通電時に吸気弁開時期が吸気上死点より進角する特性であり、かつ排気VTC機構28用アクチュエータへの非通電時に排気弁閉時期EVCが排気上死点にあり、排気弁VTC機構28用アクチュエータへの通電時に排気弁閉時期EVCが排気上死点より進角する特性である場合には、IVOとEVCの合計が吸排気弁のオーバーラップ量VTCOLとなる。
【0122】
ステップ83では、吸排気弁のオーバーラップ量VTCOLから、図25に示すテーブルを検索することによりオーバーラップ中の積算有効面積ASUMOLを算出する。図25に示すようにオーバーラップ中の積算有効面積ASUMOLは吸排気弁のオーバーラップ量VTCOLが大きくなるほど大きくなる値である。
【0123】
ここで、図26は、吸排気弁のオーバーラップ中の積算有効面積ASUMOLの説明図であり、横軸はクランク角、縦軸は吸気弁12と排気弁15とのそれぞれの開口面積を示している。オーバーラップ中の任意の時点における有効開口面積は、排気弁開口面積と吸気弁開口面積とのうち小さい方とする。オーバーラップ中の全期間における積算有効面積ASUMOLは、吸気弁15及び排気弁16が開いている期間の積分値(図中の斜線部)である。
【0124】
このようにオーバーラップ中積算有効面積ASUMOLを算出することで、吸気弁15と排気弁16とのオーバーラップ量を1つのオリフィス(流出孔)であると近似することができ、排気系の状態と吸気系の状態とからこの仮想オリフィスを通過するガス流量を簡略的に算出し得る。
【0125】
ステップ84では、目標当量比TFBYAと、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける温度TEVCとから、図27に示すマップを検索することにより、燃焼室5に残留する不活性ガスの比熱比SHEATRを算出する。図27に示したように、燃焼室に残留する不活性ガスの比熱比SHEATRは目標当量比TFBYAが1.0の近傍にあるときが最も小さくなり、それより大きくても小さくても大きくなる。また、目標当量比TFBYAが一定の条件では、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける温度TEVCが高くなるほど小さくなる。
【0126】
ステップ85では過給判定フラグTBCRG及びチョーク判定フラグCHOKEを設定する。この過給判定フラグTBCRG及びチョーク判定フラグCHOKEの設定については図18のフローにより説明する。
【0127】
図18(図17ステップ85のサブルーチン)においてステップ101では、吸気圧力センサ44により検出される吸気圧力PINと、図16のステップ75で算出されている燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける圧力PEVCを読み込む。
【0128】
ステップ102では、吸気圧力PINと、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける圧力PEVCとから、次式により吸気排気圧力比PINBYEXを算出する。
【0129】
PINBYEX=PIN/PEVC…(26)
この吸気排気圧力比PINBYEXは無名数であり、これと1をステップ103で比較する。吸気排気圧力比PINBYEXが1以下の場合には過給無しと判断し、ステップ104に進んで過給判定フラグTBCRG(ゼロに初期設定)=0とする。
【0130】
吸気排気圧力比PINBYEXが1より大きい場合には過給有りと判断し、ステップ105へ進んで過給判定フラグTBCRG=1とする。
【0131】
ステップ106では、図14のステップ51で読み込まれている目標当量比TFBYAから図28に示すテーブルを検索することにより、混合気の比熱比MIXAIRSHRを求め、これをステップ107で不活性ガスの比熱比SHEATRと入れ換える。図28に示したように、混合気の比熱比MIXAIRSHRは、目標当量比TFBYAが小さくなるほど大きくなる値である。
【0132】
ステップ106、107において、不活性ガスの比熱比SHEATRを混合気の比熱比MIXAIRSHRに置き換えるのは、ターボ過給や慣性過給等の過給時を考慮したものである。すなわち、過給時には吸排気弁のオーバーラップ中のガス流れが吸気系から排気系へ向かう(吹き抜ける)ので、この場合においては、上記の仮想オリフィスを通過するガスの比熱比を不活性ガスの比熱比から混合気の比熱比に変更することで、吹き抜けるガス量を精度良く推定し、内部不活性ガス量を精度良く算出するためである。
【0133】
ステップ108では、図17のステップ84または図18のステップ106、107で算出している不活性ガスの比熱比SHEATRに基づき、最小と最大とのチョーク判定しきい値SLCHOKEL、SLCHOKEHを次式により算出する。
【0134】
これらのチョーク判定しきい値SLCHOKEL、SLCHOKEHは、チョークする限界値を算出している。
【0135】
ステップ108において、(27a)右辺、(27b)右辺の各累乗計算が困難な場合には、(27a)、(27b)式の算出結果を、最小チョーク判定しきい値SLCHOKELのテーブルと最大チョーク判定しきい値SLCHOKEHのテーブルとしてそれぞれエンジンコントローラ31のメモリに予め記憶しておき、不活性ガスの比熱比SHEATRから当該テーブルを検索することにより求めてもよい。
【0136】
テップ109では、吸気排気圧力比PINBYEXが、最小チョーク判定しきい値SLCHOKEL以上でかつ最大チョーク判定しきい値SLCHOKEH以下の範囲内にあるか否か、すなわちチョーク状態にないか否かを判定する。吸気排気圧力比PINBYEXが範囲内にある場合にはチョーク無しと判断し、ステップ110に進んでチョーク判定フラグCHOKE(ゼロに初期設定)=0とする。
【0137】
吸気排気圧力比P1NBYEXが範囲内にない場合にはチョーク有りと判断し、ステップ111に進んでチョーク判定フラグCHOKE=1とする。
【0138】
このようにして過給判定フラグとチョーク判定フラグの設定を終了したら図17に戻り、ステップ86〜88で次の4つの場合分けを行う。
【0139】
〈1〉過給判定フラグTBCRG=0かつチョーク判定フラグCHOKE=0のとき
〈2〉過給判定フラグTBCRG=0かつチョーク判定フラグCHOKE=0のとき
〈3〉過給判定フラグTBCRG=0かつチョーク判定フラグCHOKE=1のとき
〈4〉過給判定フラグTBCRG=1かつチョーク判定フラグCHOKE=0のとき
そして、上記〈1〉のときにはステップ89に進んで、過給無しかつチョーク無し時のオーバーラップ中の平均吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp1を、上記〈2〉のときにはステップ90に進んで過給無しかつチョーク有り時のオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp2を、上記〈3〉のときにはステップ91に進んで過給有りかつチョーク無し時のオーバーラップ中の平均吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp3を、上記〈4〉のときにはステップ92に進んで過給有りかつチョーク有り時の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp4をそれぞれ算出し、算出結果をオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpに移す。
【0140】
ここで、過給無しかつチョーク無し時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp1の算出について図19のフローにより説明する
図19(図17ステップ89のサブルーチン)においてステップ121では、図16のステップ73、75で算出されている不活性ガスのガス定数REX、燃焼室5の排気弁閉時期における圧力PEVCを読み込む。
【0141】
ステップ122では、不活性ガスのガス定数REXと、図17のステップ81で読み込まれている燃焼室5の排気弁閉時期における温度TEVCとに基づき、後述するガス流量の算出式に用いる密度項MRSOLDを次式により算出する。
【0142】
MRSOLD=SQRT{1/(REX×TEVC)}…(28)
ここで、(28)式右辺の「SQRT」はすぐ右のカッコ内の値の平方根を計算させる関数である。
【0143】
なお、密度項MRSOLDの平方根計算が困難な場合は、(28)式の算出結果をマップとしてエンジンコントローラ31のメモリに予め記憶しておき、ガス定数REXと燃焼室5の排気弁閉時期における温度TEVCとからそのマップを検索することにより求めてもよい。
【0144】
ステップ123では、図17のステップ84で算出されている不活性ガスの比熱比SHEATRと、図18のステップ102で算出されている吸気排気圧力比PINBYEXとに基づき、後述するガス流量の算出式に用いる圧力差項MRSOLPを次式により算出する。
【0145】
ステップ124では、これら密度項MRSOLD、圧力差項MRSOLPと、燃焼室5の排気弁閉時期における圧力PEVCとから、過給無しかつチョーク無し時のオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp1を次式(ガス流量の算出式)により算出し、その算出値をステップ125でオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpに移す。
【0146】
次に、過給無しかつチョーク有り時の吹き返し不活性ガス流量の算出について図20のフローにより説明する
図20(図17ステップ90のサブルーチン)においてステップ131、132では、図19のステップ121、122と同様にして、不活性ガスのガス定数REX、燃焼室5の排気弁閉時期における圧力PEVCを読み込み、これらから前述の(28)式により密度項MRSOLDを算出する。
【0147】
ステップ133では、図17のステップ84で算出されている不活性ガスの比熱比SHEATRに基づき、チョーク時圧力差項MRSOLPCを次式により算出する。
【0148】
なお、(31)式の累乗計算と平方根計算とが困難な場合には、(31)式の算出結果を、チョーク時圧力差項MRSOLPCのテーブルとしてエンジンコントローラ31のメモリに予めに記憶しておき、不活性ガスの比熱比SHEATRからそのテーブルを検索することにより求めてもよい。
【0149】
ステップ134では、これら密度項MRSOLD、チョーク時圧力差項MRSOLPCと、燃焼室5の排気弁閉時期における圧力PEVCとから、過給無しかつチョーク有り時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp2を次式により算出し、その算出値をステップ135でオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpに移す。
【0150】
MRESOLtmp2=PEVC×MRSOLD×MRSOLPC…(32)
次に、過給有りかつチョーク無し時の吹き返しガス流量の算出について図21のフローにより説明する
図21(図17ステップ91のサブルーチン)においてステップ141では、吸気圧力センサ44により検出される吸気圧力PINを読み込む。
【0151】
ステップ142では、図18のステップ106、107で算出されている不活性ガスの比熱比SHEATRと、図18のステップ102で算出されている吸気排気圧力比PINBYEXとから、過給時圧力差項MRSOLPTを次式により算出する。
【0152】
なお、(33)式の累乗計算と平方根計算とが困難な場合は、(33)式の算出結果を、過給時圧力差項MRSOLPTのマップとしてエンジンコントローラ31のメモリに予め記憶しておき、不活性ガスの比熱比SHEATRと吸気排気圧力比PINBYEXとからそのマップを検索することにより求めてもよい。
【0153】
ステップ143では、この過給時圧力差項MRSOLPTと吸気圧力PINとに基づいて、過給有りかつチョーク無し時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp3を次式により算出し、その算出値をステップ144でオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpに移す。
【0154】
MRESOLtmp3=−0.152×PIN×MRSOLPT…(34)
ここで、(34)式の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp3は負の値とすることで、オーバーラップ中に吸気系から排気系へ吹き抜ける混合気のガス流量を表すことができる。
【0155】
次に、過給有りかつチョーク有り時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量の算出について図22のフローにより説明する
図22(図17ステップ92のサブルーチン)においてステップ151、152では、図21のステップ141と同じく吸気圧力センサ44により検出される吸気圧力PINを読み込むと共に、図20のステップ132と同じくチョーク時圧力差項MRSOLPCを前述の(31)式により算出する。
【0156】
ステップ153では、このチョーク時圧力差項MRSOLPCと吸気圧力PINとに基づいて、過給有りかつチョーク有り時のオーバーラップ中吹き返しガス流量MRESOLtmp4を次式により算出し、その算出値をステップ154でオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpに移す。
【0157】
MRESOLtmp4=−0.108×PIN×MRSOLPC…(35)
ここで、(35)式の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp4も、MRESOLtmp3と同様、負の値とすることで、オーバーラップ中に吸気側から排気側へ吹き抜ける混合気のガス流量を表すことができる。
【0158】
このようにして、過給の有無とチョークの有無との組み合わせにより場合分けした、オーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpの算出を終了したら図17に戻り、ステップ93においてこのオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpとオーバーラップ期間中の積算有効面積ASUMOLとから、次式によりオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量MRESOLを算出する。
【0159】
このようにしてオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量MRESOLの算出を終了したら図15に戻り、ステップ63において燃焼室5内の排気弁閉時期EVCにおける不活性ガス量MRESCYLと、このオーバーラップ中吹き返しガス量MRESOLとを加算して、つまり次式により内部不活性ガス量MRESを算出する。
【0160】
MRES=MRESCYL+MRESOL…(37)
前述のように、過給有り時にはオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量(MRESOLtmp3、MRESOLtmp4)が負となるため、上記(36)式のオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量MRESOLも負となり、このとき(37)式によれば、オーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量MRESOLの分だけ内部不活性ガス量が減じられる。
【0161】
このようにして内部不活性ガス量MRESの算出を終了したら図14に戻り、ステップ54においてこの内部不活性ガス量MRESと、目標当量比TFBYAとを用いて、次式により内部不活性ガス率MRESFR(燃焼室5内の総ガス量に対する内部不活性ガス量の割合)を算出する。
【0162】
これで内部不活性ガス率MRESFRの算出を総て終了する。
【0163】
このように本実施形態によれば、内部不活性ガス量MRESを、燃焼室5の排気弁閉時期における不活性ガス量MRESCYLと、吸排気弁のオーバーラップ中の吹き返しガス量MRESOLとで構成し(図15のステップ63参照)、この場合に、燃焼室5の排気弁閉時期における温度TEV及び圧力PEVCを算出し(図16のステップ74、75)、これら温度TEVC、圧力PEVCと不活性ガスのガス定数REXとに基づいて状態方程式(上記(24)式)により燃焼室5の排気弁閉時期における不活性ガス量MRESCYLを算出する(図16のステップ76参照)ようにしたので、特に、燃焼室5内部の状態量(PEVC、VEVC、TEVC)が刻々と変化する過渡運転時においても、運転条件に関わらず精度良く燃焼室5の排気弁閉時期における不活性ガス量MRESCYLを算出(推定)できる。
【0164】
また、燃焼室5の排気弁閉時期における温度TEVC及び圧力PEVC、不活性ガスのガス定数REX及び比熱比SHEATR、吸気圧力PINに基づいてオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量(MRESOLtmp1、MRESOLtmp2)を算出し(図19、図20参照)、このガス流量にオーバーラップ中の積算有効面積ASUMOLを乗算して、オーバーラップ中の吹き返しガス量MRESOLを算出する(図17のステップ93参照)ようにしたので、精度良くオーバーラップ中吹き返しガス量MRESOLを算出(推定)できる。
【0165】
このように、燃焼室5の排気弁閉時期における不活性ガス量MRESCYL、オーバーラップ中吹き返しガス量MRESOLとも精度良く算出(推定)できると、これらの和である内部不活性ガス量MRESも精度良く算出(推定)できることになり、この精度良く推定することが可能となった内部不活性ガス量MRESに基づいて算出される内部不活性ガス率MRESFRを、点火時期の算出に用いる燃焼室5内の吸気弁閉時期IVCにおける温度TINIに活かすことで(図5のステップ13参照)、燃焼室5内の吸気弁閉時期IVCにおける温度TINIを精度良く算出できる。また、精度良く推定することが可能となった内部不活性ガス量MRESを、燃料噴射量、バルブ開閉タイミング(オーバーラップ量)などにも活かすことで、エンジンを適切に制御することが可能である。
【0166】
また、不活性ガスのガス定数REXや不活性ガスの比熱比SHEATRは、目標当量比TFBYAに応じた値としているので(図24、図27参照)、理論空燃比を外れた空燃比での運転時(例えば理論空燃比よりもリーンな空燃比で運転を行うリーン運転時、冷間始動時のようにエンジンが元々不安定な状態を安定させるために理論空燃比の空燃比よりもリッチ側の空燃比で運転するエンジン始動直後、同じく大きな出力が要求されるために理論空燃比の空燃比よりもリッチ側の空燃比で運転する全負荷運転時)にも、燃焼室5の排気弁閉時期における不活性ガス量MRESCYL、オーバーラップ中吹き返しガス量MRESOL、これらの合計である内部不活性ガス量MRES、これに基づく内部不活性ガス率MRESFRを精度良く算出できる。
【0167】
また、オーバーラップ期間の積算有効面積ASUMOLを仮想オリフィスの面積とし、この仮想オリフィスを排気が燃焼室5から吸気系へと吹き抜けると仮定しているので、オーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量MRESOLの算出が簡略化されている。
【0168】
次に、図29は点火時期指令値QADVを算出するためのもので、一定時間毎(例えば10msec毎)に実行する。図13のフローに続けて実行する。
【0169】
ステップ161では、図14のステップ52、53で算出されているシリンダ新気量MACYL及び内部不活性ガス量MRES、吸気圧力センサ44(圧縮開始時圧力検出手段)により検出される吸気圧力PIN、図5のステップ13で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における温度TINI、図10のステップ23、25、27で算出されている燃焼開始時有効圧縮比Ec、乱れ強さST1、図13のステップ42、43で算出されている燃焼期間BURN、基本点火時期MBTCAL、エンジン回転速度NRPMを読み込む。
【0170】
ステップ162では、燃焼室5の総ガス量MASSCを次式により算出する。
【0171】
MASSC=MACYL+MRES…(39)
ステップ163、164では、燃焼室5の基準クランク角時における平均温度Tc及び基準クランク角時における圧力Pcを次式により算出する。
【0172】
ただし、n:ポリトロープ指数、
Tup#:定数、
Q:60%燃焼発熱量、
Vup#:定数、
ここで、不可逆断熱変化の場合、ポリトーロープ指数nはガスの比熱比κに等しいので、(39b)式を書き換えると次式が得られる。
【0173】
(39c)式の定数Vup#は燃焼質量が60%まで燃焼し燃焼途中のガスになったときの分子量変化に伴うガス容積変化率である。1より若干大きな値(1.03程度)を用いればよい。
【0174】
ステップ165では、基準クランク角時の基本火炎核成長速度Sfmbt0[m/sec]を次式により算出する。
【0175】
ただし、V2 :燃焼室5の主燃焼期間開始時容積[m3]、
AF2:火炎核の反応面積[m2]、
ρb :既燃ガス密度、
ここで、V2、AF2は上記(22)式で既に用いられている。ρbは燃焼質量が60%まで燃焼したときのガス質量/既燃ガス体積であり、一定値である。
【0176】
次に、SAEペーパー2001−01−0960論文(火花点火エンジンにおける燃焼室内の火炎核の成長と伝播についてのモデリングと実験研究についてのもの)の記載に基づいて、上記(40)式を導いた処を説明する。
【0177】
上記論文における連続の式及び火炎核へのアプローチによれば、質量燃焼モデルで、燃焼質量mbの時間的変化が次式により定義されている。
【0178】
dmb/dt=ρu×Ab×(Sdiff+Scomb)+C×ρu×μin…(補1)
ただし、mb :燃焼質量、
ρu :未燃ガス密度、
Ab :既燃ガスの表面積、
Sdiff :熱拡散速度、
Scomb :燃焼速度、
C :液体の比熱、
この場合、(補1)式の右辺第2項は小さいので無視すると次式を得る。
【0179】
dmb/dt=ρu×Ab×(Sdiff+Scomb)…(補2)
一方、燃焼質量mbは、実験結果によれば、図30において一点鎖線で示したように曲線で変化するのであるが、ここではその曲線の変化を、実線で示した直線で近似する。このとき、直線の傾きつまりdmb/dtは幾何学的に次式のように表すことができる。
【0180】
dmb/dt≒(MASSC×0.6)/BURN…(補3)
この(補3)式と上記の(補2)式よりdmb/dtを消去する。
【0181】
一方、上記論文において火炎核成長速度dr/dtは次式により表されている。
【0182】
ただし、r :火炎核の半径、
ρu :未燃ガス密度、
ρb :既燃ガス密度、
Sdiff:熱拡散速度、
Scomb:燃焼速度、
Vb :既燃ガスの体積、
Ab :既燃ガスの表面積、
Tb :既燃ガス温度、
P :ガスの圧力、
(補5)式の火炎核成長速度dr/dtを改めて本発明の基本火炎核成長速度Sfmbt0とし、(補4)を代入して、Sdiff+Scombを消去すると、次式が得られる。
【0183】
ここで、(補6)式右辺第2項に対してさらに近似を行う。すなわち、TbやPは基準クランク角時期における温度Tcや圧力Pcであり、dTbやdPはそれぞれ圧縮開始時期から基準クランク角時期までの間の温度(Tb)や圧力(P)の変化量であるから、dTbはTc−TINI、またdPはPc−PINである。このとき、dtに相当するのは圧縮開始時期より基準クランク角時期までのクランク角区間となるが、ここではこのクランク角区間に代えて微小クランク角である燃焼期間BURN[deg]を適用する。
【0184】
従って、(補6)式において、dt→BURN、Tb→Tc、dTb→Tc−TINI、P→Pc、dP→Pc−PINの置き換えを行うと、次式が得られる。
【0185】
次に、(補7)式のVbは、主燃焼期間における燃焼室容積の変化が小さいので一定値とみなし、燃焼室5の主燃焼期間開始時期における容積を用いる。これは上記(22)式のV2に等しい。また、(補7)式のAbは火炎核の成長過程における平均の火炎表面積、つまり上記(22)式のAF2に等しい。従って、Vb→V2、Ab→AF2の置き換えを行うと、次式が得られる。
【0186】
このようにして(補8)式つまり上記(40)式を導くことができた。
【0187】
ステップ166では、乱れ強さST1から図31を内容とするテーブルを検索することにより、乱れ強さ補正係数Smbを算出する。この補正係数Smbは無名数であり、図31に示したように乱れ強さST1が強くなるほど大きくなる値である。これは、ガス流動の乱れ強さST1は火炎核成長速度に寄与するので、ガス流動の乱れ強さST1を火炎核成長速度に反映させるためのものである。ガス流動の乱れ強さST1が火炎核成長速度にどのように寄与するかは、エンジン仕様により異なってくるので、補正係数Smbの特性は実験により適合することになる。
【0188】
ステップ167ではこの乱れ強さ補正係数Smbを基本火炎核成長速度Sfmbt0に乗算して、つまり次式により基準クランク角時の火炎核成長速度Sfmbt[m/sec]を算出する。
【0189】
Sfmbt=Sfmbt0×Smb …(41)
ステップ168ではこの基準クランク角時の火炎核成長速度Sfmbtとエンジン回転速度NRPMとから図32を内容とするマップを検索することにより、基本点火時期MBTCALからの点火時期遅角量MBTCLN[deg]を算出し、ステップ169でこの点火時期遅角量MBTCLNと基本点火時期MBTCALとから次式により部分燃焼発生限界点火時期(部分燃焼が発生しない進角側限界の点火時期)CCLCAL[degBTDC]を算出する。
【0190】
CCLCAL=MBTCAL−MBTCLN…(42)
(42)式においてCCLCAL、MBTCALの単位を[degBTDC]で表しているので、MBTCLNの前のマイナスは遅角することを意味する。
【0191】
図32に示したように点火時期遅角量MBTCLNは、火炎核成長速度Sfmbtが所定値以上の領域ではゼロであり、エンジン回転速度NRPMが同じであれば、火炎核成長速度Sfmbtが遅くなるほど大きくなる値である。
【0192】
火炎核成長速度Sfmbtが所定値以上の領域で点火時期遅角量MBTCLNをゼロとしているのは、火炎核成長速度Sfmbtが大きいほど燃焼状態の良好さを表すため火炎核成長速度Sfmbtが所定値以上の領域では部分燃焼は生じない(正常燃焼)、従って点火時期は基本点火時期MBTCALのままでよいからである。
【0193】
一方、火炎核成長速度Sfmbtが小さいことは燃焼状態が不良であり、従って部分燃焼が生じる可能性があるとみなすことができる。部分燃焼が生じる可能性がある場合には点火時期をMBTより遅角させると燃焼状態が良くなる。そこで、火炎核成長速度Sfmbtが遅くなるほど部分燃焼の割合が増すと判断して点火時期遅角量MBTCLNを大きくしている。
【0194】
ただし、点火時期を遅角させるほど燃費が悪くなる。そこで、部分燃焼が発生しない進角側限界の点火時期が得られるように点火時期遅角量MBTCLNを定めている。
【0195】
また、火炎核成長速度Sfmbtが同じあれば、エンジン回転速度NRPMが高くなるほど点火時期遅角量MBTCLNを小さくしている。これは、高回転速度域では部分燃焼は問題にならず、遅角補正する必要がないためである。
【0196】
ステップ170では、基本点火時期MBTCALと部分燃焼発生限界点火時期CCLCALのうちより遅角側の値を点火時期指令値QADV[degBTDC]として選択する。
【0197】
正常燃焼時には基本点火時期MBTCALが点火時期指令値QADVとなる。これは、正常燃焼時には点火時期遅角量MBTCLN=0であり、従ってMBTCALとCCLCALが一致するためである。
【0198】
これに対して部分燃焼時には点火時期遅角量MBTCLNが正の値をとり、基本点火時期MBTCALより部分燃焼発生限界点火時期CCLCALのほうが遅角側にくるため、部分燃焼発生限界点火時期CCLCALが点火時期指令値QADVとなる。この場合に、CCLCALのほうを選択して、MBTより点火時期を遅らせることは、最大の燃焼圧力を利用できなくなり燃費を犠牲にすることになるが、部分燃焼の段階から失火の状態にまで至ってしまうと、失火からの回復が難しいので、燃費を少々犠牲にしても燃焼状態の良好さを優先するために遅角させる。
【0199】
ここで、本実施形態の作用を説明する。
【0200】
基準クランク角時の火炎核成長速度と部分燃焼とは強い相関を持つのであり、本実施形態(請求項1、3に記載の発明)によれば、燃焼そのものに基づいて得られる部分燃焼指標としての点火時期遅角値MBTCLNを提示することができた。このため、MBTCLNが正の値を有して部分燃焼が発生していることを示していれば、燃焼状態が安定する側に点火時期が遅角される。
【0201】
このように部分燃焼指標としての点火時期遅角値MBTCLNをエンジン制御に反映させることで、新気、燃焼室内の残留ガス、排気還流する不活性ガスの各量、混合気の温度、、燃焼室5内のガス流動などのばらつきがあっても、部分燃焼が生じないようにすることができる。
【0202】
また、部分燃焼を回避するためにMBTの得られる点火時期より点火時期を遅らせることは、最大の燃焼圧力を利用できなくなり燃費を犠牲にすることになるが、部分燃焼より進んで失火の状態にまで至ってしまうと、失火からの回復が難しい。従って、本実施形態(請求項3に記載の発明)によれば、部分燃焼指標をMBTの得られる点火時期からの点火時期遅角遅角量MBTCLNとするので、部分燃焼を生じさせない範囲で燃費が最良となる点火時期を実現できる。
【0203】
燃焼室5内のガス流動が強すぎると、火炎核が点火プラグ14から流れて、火炎の成長が妨げられ部分燃焼に至る可能性が高まる。つまり、基準のガス流動に対して部分燃焼指標としての点火時期遅角値MBTCLNを算出している場合に、これよりガス流動が強い場合にも基準のガス流動に対する点火時期遅角値MBTCLNを算出したのでは、ガス流動の差に対応する誤差が点火時期遅角値MBTCLNの算出値に生じるのであるが、本実施形態(請求項7の発明)によれば、点火時期遅角値MBTCLNを算出するための火炎核成長速度を燃焼室5内のガス流動の乱れ強さST1により補正するので、燃焼室内のガス流動が強い場合でも、点火時期遅角値MBTCLNを精度良く算出できる。
【0204】
実施形態では、部分燃焼指標が点火時期遅角値MBTCLNである場合で説明したが、これに限られるものでない。本発明は、燃焼室内の燃焼に影響する因子に対して部分燃焼指標を考慮すればよく、その考慮した部分燃焼指標が部分燃焼が発生していることを示していれば、燃焼状態が安定する側にエンジン制御を行う。この場合に、実施形態では点火時期を遅角させたが、燃焼室5内に残留させる不活性ガスや排気還流する不活性ガスの量を少なくする。
【0205】
このようにすることでも、実施形態と同様に、新気、燃焼室内の残留ガス、排気還流する不活性ガスの各量、混合気の温度、燃焼室内のガス流動などのばらつきがあっても、部分燃焼が生じないようにすることができる。
【0206】
また、部分燃焼指標をエンジン制御に反映させるには、混合気の薄さを定める当量比や燃焼室に残留する不活性ガス率、排気還流する不活性ガス率の設定値を部分燃焼指標に応じて適合することになるが、従来の適合方法より、実験の工数と時間を削減でき、かつ安全方向へのマージンも小さくできるので、燃費向上や排気エミッション低減の効果を増すことができる。
【0207】
請求項1に記載の発明において、燃焼期間算出手段の機能は図13のステップ42により、総ガス量算出手段の機能は図29のステップ162により、圧縮開始時容積算出手段の機能は図5のステップ12により、燃焼開始時容積算出手段の機能は図10のステップ22により、基準クランク角時圧力算出手段の機能は図29のステップ163、164により、基準クランク角時火炎核成長速度算出手段の機能は図29のステップ165により、部分燃焼指標算出手段の機能は図29のステップ168により、エンジン制御反映手段の機能は図29のステップ169、170により、それぞれ果たされている。
【図面の簡単な説明】
【図1】一実施形態のエンジンの制御システム図。
【図2】エンジンコントローラで実行される点火時期制御のブロック図。
【図3】燃焼室の圧力変化図。
【図4】燃焼質量割合の変化を説明する特性図。
【図5】物理量の算出を説明するためのフローチャート。
【図6】エンジンのクランクシャフトとコネクティングロッドの位置関係を説明するダイアグラム。
【図7】水温補正係数の特性図。
【図8】当量比補正係数の特性図。
【図9】基準クランク角の特性図。
【図10】初期燃焼期間の算出を説明するためのフローチャート。
【図11】温度上昇率の特性図。
【図12】主燃焼期間の算出を説明するためのフローチャート。
【図13】基本点火時期の算出を説明するためのフローチャート。
【図14】内部不活性ガス率の算出を説明するためのフローチャート。
【図15】内部不活性ガス量の算出を説明するためのフローチャート。
【図16】EVC時不活性ガス量の算出を説明するためのフローチャート。
【図17】オーバーラップ中吹き返し不活性ガス量の算出を説明するためのフローチャート。
【図18】過給判定フラグ、チョーク判定フラグの設定を説明するためのフローチャート。
【図19】過給無しかつチョーク無し時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量の算出を説明するためのフローチャート。
【図20】過給無しかつチョーク有り時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量の算出を説明するためのフローチャート。
【図21】過給有りかつチョーク無し時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量の算出を説明するためのフローチャート。
【図22】過給有りかつチョーク有り時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量の算出を説明するためのフローチャート。
【図23】排気弁閉時期における燃焼室容積の特性図。
【図24】不活性ガスのガス定数の特性図。
【図25】オーバーラップ中の積算有効面積の特性図。
【図26】オーバーラップ中の積算有効面積の説明図。
【図27】不活性ガスの比熱比の特性図。
【図28】混合気の比熱比の特性図。
【図29】点火時期指令値の算出を説明するためのフローチャート。
【図30】燃焼質量の変化を示す波形図。
【図31】乱れ強さ補正係数の特性図。
【図32】点火時期補正量の特性図。
【図33】部分燃焼と火炎核成長速度の関係を示す波形図。
【図34】点火時期指令値算出部のブロック図。
【符号の説明】
1 エンジン
5 燃焼室
13 点火コイル
14 点火プラグ
15 吸気弁
16 排気弁
21 燃料インジェクタ
27 吸気VTC機構
28 排気VTC機構
31 エンジンコントローラ
33、34 クランク角センサ
43 吸気温度センサ
44 吸気圧力センサ(圧縮開始時圧力算出手段)
45 排気温度センサ
46 排気圧力センサ[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a control device for an engine (internal combustion engine), and more particularly to control for avoiding partial combustion.
[0002]
[Prior art]
Some air-fuel ratio feedback control is performed so that the torque fluctuation amount of the engine becomes a predetermined value (see Patent Document 1).
[0003]
[Patent Document 1]
JP-A-2-153243
[0004]
[Problems to be solved by the invention]
By the way, mixing on the lean side (thin side) than the stoichiometric air-fuel mixture
Combustion with air or combustion with a large amount of inert gas remaining in the combustion chamber reduces pumping loss and improves fuel consumption and exhaust emissions. From this point of view, there is an increasing demand for the air-fuel mixture to be on the leaner side, and more inert gas to remain in the combustion chamber.
[0005]
However, the combustion state becomes unstable and partial misfire occurs as the air-fuel mixture is made leaner and the amount of inert gas remaining in the combustion chamber and the inert gas recirculated to the exhaust gas is increased. When partial misfire occurs, drivability deteriorates and exhaust emission also deteriorates.
[0006]
For this reason, the equivalence ratio that determines the richness and thinness of the air-fuel mixture, the inert gas rate remaining in the combustion chamber, and the set value of the inert gas rate for exhaust gas recirculation are matched while checking the misfire occurrence level for each operating region. There was a need. Despite the fact that the actual engine was adapted while checking the misfire occurrence level, components such as fuel injectors and ignition devices, sensors such as air flow meters and crank angle sensors, assembly, cylinder distribution, fresh air, combustion Various factors such as the residual gas in the chamber, the amount of inert gas that recirculates the exhaust gas, the temperature of the mixture, the distribution of the mixture in the combustion chamber, and the gas flow in the combustion chamber combine to affect the combustion state in the combustion chamber. Therefore, combustion may not be stable and partial misfire may occur.
[0007]
In this case, the mechanism of partial misfire occurrence for various factors has not been elucidated, and in the presence of time constraints, it is necessary to confirm by experiments what the partial misfire mechanism for that factor is for each variation factor. Therefore, the set value is adapted with a margin in the safe direction (side where the equivalence ratio becomes smaller, the rate of gas inert gas remaining in the combustion chamber, the side of reducing the inert gas rate of exhaust gas recirculation) It is. For this reason, the tendency for the effect of fuel consumption improvement and exhaust emission reduction to diminish cannot be avoided.
[0008]
On the other hand, recently, research on combustion analysis in the combustion chamber of a spark ignition engine has progressed, such as modeling and experimental results on the growth and propagation of flame kernels published in papers.
[0009]
In this case, the inventor of the present invention has come up with the idea that it may be considered that there is a strong correlation between partial misfire, that is, partial combustion and flame nucleus growth rate. This will be described with reference to FIG. 33. Combustion in which partial combustion has not occurred is referred to as “normal combustion”. At this time, the flame kernel growth rate should increase smoothly, whereas the air-fuel ratio of the air-fuel mixture It is known from combustion analysis experiments, etc. that the flame kernel growth rate decreases as the amount of inert gas in the combustion chamber increases and the partial combustion occurs. It has been. From this, it can be considered that the increase in the flame nucleus growth rate is delayed in the partial combustion than in the normal combustion.
[0010]
Then how to calculate the flame growth rate,
(1) The calculation formula of the change rate of the combustion mass (mb) by the mass combustion model and the calculation formula of the flame nucleus growth rate (dr / dt) are described in the paper of SAE paper 2000-01-0960, Both equations are linked via the thermal diffusion rate (Sdiff) and the combustion rate (Scomb) (detailed in the embodiment of the present invention).
(2) It has become clear from experiments that the combustion mass ratio changes from the start of combustion.
[0011]
As a result of considering these (1) and (2), the inventor can basically calculate the flame nucleus growth rate based on the combustion period from the combustion start timing until the combustion mass ratio reaches a predetermined value. I found.
[0012]
The present invention was created based on the idea of the inventor of the present invention, and calculates the combustion period from the combustion start time until the combustion mass ratio reaches a predetermined value, and calculates the flame nucleus growth rate based on the combustion period. The partial combustion index is calculated based on the calculated value of the flame nucleus growth rate, and the calculated value of the partial combustion index is reflected in the engine control to present an index representing the partial combustion based on the combustion itself. With the goal.
[0013]
On the other hand, since the above patent document is not based on the result of combustion analysis, the technical idea is different from the present invention based on the result of combustion analysis.
[0014]
[Means for Solving the Problems]
The present invention The initial combustion period (BURN1) is calculated by setting the period from the start of ignition to the formation of the flame kernel as the initial combustion period (BURN1), and then the period until the reference crank angle is reached as the main combustion period (BURN2). A period calculating means for calculating the combustion start volume (V0) of the combustion chamber based on the piston stroke position at the combustion start timing and the bore diameter of the combustion chamber, and the ease of combustion of the combustion gas in the combustion chamber. Means for calculating the indicated reaction probability (RPROBA), means for calculating the combustion rate (FLAME1) of the combustion gas in the combustion chamber, the combustion start volume (V0), the reaction probability (RPROBA), and the combustion rate (FLAME1) The main combustion period calculation for calculating the main combustion period (BURN2) from the means for calculating the initial combustion period (BURN1) based on the calculated value of Means for calculating the main combustion period start volume (V2) of the combustion chamber based on the piston stroke position at the main combustion period start timing and the bore diameter of the combustion chamber, and the ease of combustion of the combustion gas in the combustion chamber Means for calculating the reaction probability (RPROBA) indicating the length, means for calculating the combustion rate (FLAME2) of the combustion gas in the combustion chamber, the main combustion period start volume (V2), the reaction probability (RPROBA), the combustion And a means for calculating the main combustion period (BURN2) based on the calculated value of the speed (FLAME2), and the sum of these initial combustion period (BURN1) and main combustion period (BURN2) Burning period (BURN) As A combustion period calculating means for calculating; a total gas amount calculating means for calculating a total gas amount (MASSC) in the combustion chamber; a compression start pressure calculating means for calculating a compression start pressure (PIN) of the combustion chamber; Compression start temperature calculation means for calculating the compression start temperature (TINI) of the combustion chamber, the compression start temperature (TINI), the effective compression ratio (Ec) at the start of combustion, the specific heat ratio (κ) of the gas, the reference crank A reference crank angle temperature calculating means for calculating a reference crank angle temperature (Tc) of the combustion chamber based on the combustion calorific value (Q) and the total gas amount (MASSC) in the combustion chamber, and the reference crank angle Based on the time temperature (Tc), compression start pressure (PIN), compression start temperature (TINI), combustion start effective compression ratio (Ec), and gas specific heat ratio (κ) Reference crank angle pressure calculating means for calculating the reference crank angle pressure (Pc) of the combustion chamber, and these combustion periods (BURN) , Total gas volume (MASSC) , Pressure at the start of compression (PIN) , When compression starts Temperature (TINI) , Reference crank angle temperature (Tc) , Reference crank angle pressure (Pc) and the main combustion period start volume (V2) Based on the calculated value of The value obtained by dividing the amount of change (0.6 × MASSC) from the crank angle during ignition to the reference crank angle by the combustion period (BURN) by the coefficient (1 / (ρb × AF2)) As the first term, the reference crank is determined from the compression start timing by the value obtained by dividing the amount of temperature change (Tc−TINI) from the compression start timing to the reference crank angle by the combustion period (BURN) and the reference crank angle temperature (Tc). The main combustion start volume (V2) and coefficient (1 /) are obtained by subtracting the value obtained by dividing the pressure change amount (Pc−PIN) by the combustion period (BURN) and the reference crank angle pressure (Pc). AF2) is the second term, and the sum of these first and second terms Flame kernel growth rate at reference crank angle (Sfmbt0) The flame crank growth rate calculating means for calculating the reference crank angle and the flame kernel growth rate (Sfmbt0) Based on the calculated value of Equivalent to the difference between the flame growth rate at the reference crank angle in normal combustion and the flame growth rate at the reference crank angle in partial combustion Partial combustion index calculation means for calculating the partial combustion index and the calculated value of the partial combustion index Indicates that partial combustion is occurring, by performing engine control to the side where the combustion state is stable Engine control reflecting means for reflecting the engine control.
[0015]
【The invention's effect】
The flame nucleus growth rate at the start of combustion and the partial combustion have a strong correlation, and according to the present invention, the partial combustion index obtained based on the combustion itself can be presented. For this reason, if the partial combustion index indicates that partial combustion has occurred, engine control is performed so that the combustion state is stabilized. For example, the ignition timing is retarded, or the amount of inert gas remaining in the combustion chamber or the inert gas that recirculates exhaust is reduced.
[0016]
By reflecting the partial combustion index in the engine control in this way, there are variations in the amount of fresh air, residual gas in the combustion chamber, amount of inert gas recirculated to the exhaust, temperature of the mixture, gas flow in the combustion chamber, etc. However, partial combustion can be prevented.
[0017]
In order to reflect the partial combustion index in the engine control, the equivalence ratio that determines the thinness of the air-fuel mixture, the inert gas ratio remaining in the combustion chamber, and the set value of the inert gas ratio that recirculates the exhaust gas according to the partial combustion index. However, compared with the conventional adaptation method, the experiment man-hours and time can be reduced, and the margin in the safety direction can be reduced, so that the effects of improving fuel consumption and reducing exhaust emissions can be increased.
[0018]
In addition, delaying the ignition timing from the ignition timing at which MBT is obtained in order to avoid partial combustion results in loss of the maximum combustion pressure and sacrifices fuel efficiency. If it reaches, it is difficult to recover from misfire. Therefore, according to the present invention in which the partial combustion index is set to the ignition timing retard amount from the ignition timing at which MBT is obtained, it is possible to realize an ignition timing that provides the best fuel efficiency within a range in which partial combustion does not occur.
[0019]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
[0020]
FIG. 1 is a schematic diagram for explaining the system of the present invention.
[0021]
The air is stored in the
[0022]
In order to ignite this compressed air-fuel mixture with a high-pressure spark, an
[0023]
When a spark is blown out by the
[0024]
A three-way catalyst 9 is provided in the exhaust passage 8. When the air-fuel ratio of the exhaust gas is in a narrow range (window) centered on the stoichiometric air-fuel ratio, the three-way catalyst 9 can efficiently remove harmful three components such as HC, CO, and NOx contained in the exhaust gas simultaneously. Since the air-fuel ratio is the ratio of the intake air amount and the fuel amount, the intake air amount introduced into the combustion chamber 5 per one cycle of the engine (crank angle 720 ° section in a four-cycle engine) and the
[0025]
A so-called electronically controlled
[0026]
Cam sprockets and crank sprockets are attached to the front portions of the
[0027]
An intake air temperature signal from the intake
[0028]
FIG. 2 is a block diagram of the ignition timing control performed in the
[0029]
The initial combustion
[0030]
As shown in FIG. 34, the ignition timing command
[0031]
The basic flame kernel growth
[0032]
Returning to FIG. 2, the ignition
[0033]
As described above, the combustion period BURN is calculated by dividing the combustion period BURN into the initial combustion period BURN1 and the main combustion period BURN2, and the basic ignition timing MBTCAL is obtained according to the combustion period BURN, based on the result obtained from the combustion analysis. Is. Hereinafter, the ignition timing control based on the combustion analysis will be further described.
[0034]
As shown in FIG. 3, the crank angle at which the combustion pressure of the air-fuel mixture reaches the maximum value Pmax when the air-fuel mixture is ignited with MBT (minimum advance angle value at which maximum torque is obtained) is defined as a reference crank angle θPMAX [degATDC]. The reference crank angle θPMAX is substantially constant regardless of the combustion method, and is generally in the range of 12 to 15 degrees after compression top dead center and at most 10 to 20 degrees after compression top dead center.
[0035]
FIG. 4 shows changes in the combustion mass ratio R obtained by the combustion analysis in the combustion chamber in the spark ignition engine. The combustion mass ratio R representing the ratio of the combustion mass to the fuel supplied to the combustion chamber is 0% at the time of ignition and reaches 100% by complete combustion. The combustion mass ratio Rmax at the reference crank angle θPMAX is constant and about 60%.
[0036]
The combustion period until the combustion mass ratio R reaches 0% to approximately 60% corresponding to the reference crank angle θPMAX is an initial combustion period in which there is almost no change in the combustion mass ratio or the combustion pressure immediately after ignition, and the combustion It can be divided into a mass ratio and a main combustion period in which the combustion pressure increases rapidly. The initial combustion period is a stage from the start of combustion until flame nuclei are formed, and the flame nuclei are formed at a timing of 2% to 10% in terms of the combustion mass ratio. During this period, the rate of increase in combustion pressure and combustion temperature is small, and the initial combustion period is long with respect to changes in the combustion mass ratio. The length of the initial combustion period is susceptible to changes in temperature and pressure in the combustion chamber.
[0037]
On the other hand, in the main combustion period, the flame propagates from the flame kernel to the outside, and the combustion speed increases rapidly. Therefore, the change in the combustion mass ratio during the main combustion period is larger than the change in the combustion mass ratio during the initial combustion period.
[0038]
In the
[0039]
The pressure and temperature in the combustion chamber 5 during the initial combustion period in which flame nuclei are formed are almost equivalent to the pressure and temperature at the time of ignition, but the ignition timing is calculated from this, but accurate ignition is performed from the beginning. The time cannot be set. Therefore, as shown in FIG. 2, the previous combustion start timing
[0040]
Next, the calculation of the ignition timing command value QADV executed by the
[0041]
FIG. 5 is for calculating various physical quantities necessary for calculating the ignition timing, and is executed at regular time intervals (for example, every 10 msec).
[0042]
First, in
[0043]
Here, the crank angle sensor includes a
[0044]
The intake valve closing timing IVC is known from the command value given to the
[0045]
The internal inert gas ratio MRESFR is a value obtained by dividing the amount of inert gas remaining in the combustion chamber by the total amount of gas in the combustion chamber, and the calculation thereof will be described later. The ignition dead time DEADTIME is a constant value.
[0046]
The target equivalent ratio TFBYA is calculated in a fuel injection amount calculation flow (not shown). The target equivalent ratio TFBYA is an unnamed number, and is a value represented by the following expression when the theoretical air-fuel ratio is 14.7.
[0047]
TFBYA = 14.7 / target air-fuel ratio (1)
For example, from equation (1), when the target air-fuel ratio is the stoichiometric air-fuel ratio, TFBYA = 1.0, and when the target air-fuel ratio is a lean value such as 22.0, TFBYA is a positive value less than 1.0. is there.
[0048]
In step 12, the volume of the combustion chamber 5 at the intake valve closing timing IVC (that is, the volume at the compression start timing) VIVC [m Three ] Is calculated. The volume VIVC of the combustion chamber 5 when the intake valve is closed is determined by the stroke position of the piston 6. The stroke position of the piston 6 is determined by the crank angle position of the engine.
[0049]
Referring to FIG. 6, consider a case where the
[0050]
Where Vc: gap volume [m Three ],
ε: compression ratio,
D: cylinder bore diameter [m],
ST: Full piston stroke [m],
H: distance [m] of the
CND: length of connecting rod 74 [m],
CRoff: offset distance [m] of the
PISoff:
θivc: Intake valve closing timing crank angle [degATDC],
θoff: an angle [deg] between a line connecting the
X: horizontal distance [m] between the
As described above, the crank angle θivc at the time of closing the intake valve is known because it is determined by the command signal from the
[0051]
In
[0052]
TINI = TEXH × MRESFR + TCOL × (1−MRESFR) (7)
In
[0053]
RPROBA = f3 (MRESFR, TWK, TFBYA) (8)
More specifically, the maximum value of the reaction probability obtained by the combination of the three parameters MRESFR, TWK, and TFBYA is set to 100%, the relationship between these parameters and the reaction probability RPROBA is experimentally obtained, and the obtained reaction probability RPROBA is obtained. Are stored in advance in the memory of the
[0054]
Specifically, a table of water temperature correction coefficients having characteristics as shown in FIG. 7 according to the cooling water temperature TWK, a table of internal inert gas rate correction coefficients (not shown) set similarly, and a target equivalent ratio A table of equivalence ratio correction coefficients having characteristics as shown in FIG. 8 according to Tfbya is stored in advance in the memory. The maximum value of each correction coefficient is 1.0, and the reaction probability RPROBA is calculated by multiplying the product of the three types of correction coefficients by the maximum value of 100% of the reaction probability.
[0055]
Explaining each table, the water temperature correction coefficient shown in FIG. 7 becomes larger as the cooling water temperature TWK is higher, and becomes 1.0 when the cooling water temperature TWK is 80 ° C. or higher. The equivalence ratio correction coefficient shown in FIG. 8 is the maximum value of 1.0 when the target equivalence ratio TFBYA is 1.0, that is, the stoichiometric air-fuel ratio. The ratio correction factor decreases. Although the internal inert gas rate correction coefficient is not shown, it is 1.0 when the internal inert gas rate MRESFR is zero.
[0056]
In
[0057]
θPMAX = f4 (NRPM) (9)
Specifically, the reference crank angle θPMAX is obtained by searching a table of characteristics shown in FIG. 9 stored in advance in the memory of the
[0058]
Finally, in
[0059]
IGNDEAD = f5 (DEADTIME, NRPM) (10)
Here, the ignition dead time DEADTIME is set to 200 μsec. Equation (10) is for calculating the ignition dead time equivalent crank angle IGNDEAD that is the crank angle corresponding to the ignition dead time DEADTIME from the engine speed NRPM.
[0060]
FIG. 10 is for calculating the initial combustion period BURN1 [deg], and FIG. 12 is for calculating the main combustion period BURN2 [deg], which is executed at regular intervals (for example, every 10 msec). 10 and 12 are executed following FIG.
Either of FIGS. 10 and 12 may be executed first.
[0061]
First, referring to FIG. 10, in
[0062]
Here, the previous combustion start timing MBTCYCL is a value one cycle before [degBTDC] of the basic ignition timing MBTCAL, and the calculation thereof will be described later.
[0063]
In
[0064]
V0 = f6 (MBTCYCL) (11)
Specifically, the volume V0 of MBTCYCL in the combustion chamber 5 is calculated from the stroke position of the piston 6 at the previous combustion start timing MBTCYCL and the bore diameter of the combustion chamber 5. In step 12 of FIG. 5, the volume VIVC of the combustion chamber 5 at the intake valve closing timing IVC is obtained by searching a table of intake valve closing timing volumes using the intake valve closing timing as a parameter. Here, MBTCYCL is set as a parameter. The volume V0 of the combustion chamber 5 at the previous combustion start time MBTCYCL may be obtained by searching the table of the previous combustion start time volume.
[0065]
In
[0066]
Ec = f7 (V0, VIVC) = V0 / VIVC (12)
In
[0067]
TCOMP = f8 (Ec) = Ec ^ (κ−1) (13)
Where κ: specific heat ratio,
Equation (13) is an equation for the rate of temperature rise of the adiabatic compressed gas. Note that “^” on the right side of the equation (13) represents power calculation.
[0068]
κ is a value obtained by dividing the constant pressure specific heat of the gas adiabatically compressed by the constant volume specific heat. If the gas adiabatically compressed is air, κ = 1.4, and this value may be used simply. However, the calculation accuracy can be further improved by experimentally determining the value of κ for the air-fuel mixture.
[0069]
FIG. 11 illustrates equation (13). Therefore, it is possible to obtain the temperature increase rate TCOMP by storing a table of such characteristics in advance in the memory of the
[0070]
In
T0 = TINI × TCOMP (14)
It is calculated by the following formula.
[0071]
In
[0072]
SL1 = SLstd × (T0 / Tstd) 2.18 × (P0 / Pstd) -0.16 ... (15)
Where Tstd: reference temperature [K],
Pstd: Reference pressure [Pa]
SLstd: reference laminar combustion speed [m / sec] at reference temperature Tstd and reference pressure Pstd,
T0: temperature [K] at the combustion start timing of the combustion chamber 5;
P0: pressure [Pa] at the combustion start timing of the combustion chamber 5;
The reference temperature Tstd, the reference pressure Pstd, and the reference laminar combustion speed SLstd are values determined in advance by experiments.
[0073]
Under a pressure of 2 bar or more, which is a normal pressure in the combustion chamber 5, the pressure term (P0 / Pstd) in the equation (15) -0.16 Is a small value. Therefore, the pressure term (P0 / Pstd) -0.16 It is also possible to define the reference laminar combustion speed SLstd only by the reference temperature Tstd, with a constant value.
[0074]
Accordingly, when the reference temperature Tstd is 550 [K], the reference laminar combustion rate SLstd is 1.0 [m / sec], and the pressure term is 0.7, the temperature T0 and the laminar combustion rate at the combustion start timing The relationship with SL1 can be approximately defined by the following equation.
[0075]
SL1 = f9 (T0)
= 1.0 × 0.7 × (T0 / 550) 2.18 ... (16)
In
[0076]
The flow rate of fresh air flowing into the combustion chamber 5 depends on the shape of the intake passage, the operating state of the
[0077]
Finally, the turbulence strength ST1 of the gas flow in the initial combustion can be expressed by the following equation as a function of the engine speed NRPM.
[0078]
ST1 = f10 (NRPM) = C1 × NRPM (17)
Where C1: constant,
It is also possible to obtain the turbulence intensity ST1 from a table using the rotational speed NRPM as a parameter.
[0079]
In
[0080]
FLAME1 = SL1 × ST1 (18)
If there is gas turbulence in the combustion chamber 5, the gas combustion speed changes. Equation (18) takes into account the contribution (influence) to the combustion speed associated with this gas turbulence.
[0081]
In
[0082]
BURN1 = {(NRPM × 6) × (BR1 × V0)}
/ ( RP ROBA x AF1 x FLAME1) (19)
However, AF1: Reaction area of flame kernel (fixed value) [m 2 ],
Here, BR1 on the right side of the equation (19) is the amount of change in the combustion mass ratio from the combustion start timing to the end timing of the initial combustion period BURN1, and here BR1 = 2% is set. (NRPM × 6) on the right side of equation (19) is a measure for converting the unit from rpm to crank angle (deg). The reaction area AF1 of the flame kernel is set experimentally.
[0083]
Next, in the flow of FIG. 12, in
[0084]
In
[0085]
ST2 = f11 (NRPM) = C2 × NRPM (20)
Where C2 is a constant,
It is also possible to obtain the turbulence intensity ST2 from a table using the rotation speed as a parameter.
[0086]
In
[0087]
FLAME2 = SL2 × ST2 (21)
However, SL2: Laminar burning velocity [m / sec],
Equation (21) considers the contribution to the combustion speed associated with gas turbulence, as in Equation (18).
[0088]
As described above, the length of the main combustion period BURN2 is not easily affected by changes in temperature and pressure in the combustion chamber 5. Therefore, a fixed value obtained experimentally in advance is applied to the laminar combustion speed SL2.
[0089]
In
[0090]
BURN2 = {(NRPM × 6) × (BR2 × V2)}
/ ( RP ROBA x AF2 x FLAME2) (22)
V2: Volume at start of main combustion period of combustion chamber 5 [m Three ],
AF2: Reaction area of flame kernel [m 2 ]
Here, BR2 on the right side of Equation (22) is the amount of change in the combustion mass ratio from the start timing to the end timing of the main combustion period. Since the combustion mass ratio becomes 2% at the end of the initial combustion period, and then the main combustion period starts and the combustion mass ratio reaches 60% and the main combustion period ends, BR2 = 60% − 2% = 58% is set. AF2 is an average reaction area in the growth process of the flame kernel, and is set to a fixed value experimentally determined in advance, like AF1 in the equation (19). The volume V2 at the start of the main combustion period of the combustion chamber 5 is also a fixed value.
[0091]
FIG. 13 is for calculating the basic ignition timing MBTCAL [degBTDC], and is executed at regular intervals (for example, every 10 msec). This is executed following the flow that is executed later in FIGS.
[0092]
In
[0093]
In
[0094]
In
[0095]
MBTCAL = BURN−θPMAX + IGNDEAD (23)
In
[0096]
The basic ignition timing MBTCAL calculated in this way is compared with the partial combustion occurrence limit ignition timing CCLCAL [degBTDC] as will be described later, and a more retarded value is selected as the ignition timing command value QADV [degBTDC]. . The ignition timing command value QADV is transferred to the ignition register, and an ignition signal for cutting off the primary current is output from the
[0097]
If the basic ignition timing MBTCAL calculated in
[0098]
As described above, in the present embodiment, the basic ignition timing MBTCAL, which is the ignition timing at which MBT is obtained, is calculated without performing mass calculation such as the amount of unburned gas in the combustion chamber 5, so the calculation load is kept small. be able to.
[0099]
Further, as shown in the above equation (19), the initial combustion period BURN1 is expressed as a function of the combustion chamber volume V0 at the combustion start timing, the reaction probability RPROBA indicating the ease of combustion of the air-fuel mixture, and the combustion speed FLAME1. ing. Here, the larger the combustion chamber volume V0 at the combustion start timing, the smaller the reaction probability RPROBA, and the slower the combustion speed FLAME1, the longer the initial combustion period BURN1 and, as a result, the basic ignition timing MBTCAL advances.
[0100]
Similarly, as shown in the above equation (22), the main combustion period BURN2 is a function of the combustion chamber volume V2 at the start timing of the main combustion period, the reaction probability RPROBA indicating the ease of air-fuel mixture, and the combustion rate FLAME2. It is represented by Here, the larger the combustion chamber volume V2 at the start timing of the main combustion period, the smaller the reaction probability RPROBA, and the slower the combustion speed FLAME2, the longer the main combustion period BURN2, and as a result, the ignition timing MBTCAL is advanced.
[0101]
Thus, the combustion periods BURN1 and BURN2 can be accurately calculated by calculating the combustion periods BURN1 and BURN2 as functions of various parameters that affect the combustion period. As a result, the basic ignition timing MBTCAL calculated based on the combustion periods BURN1 and BURN2 can also be calculated with high accuracy. In addition, since the combustion period BURN is calculated by dividing it into an initial combustion period BURN1 corresponding to a flame nucleus growth period in which temperature and pressure are greatly affected and a main combustion period in which the influence of temperature and pressure is small, the combustion period BURN1 is calculated. The calculation accuracy of BURN is improved. The calculation accuracy can be further improved by further dividing the combustion period BURN into three or more.
[0102]
In the embodiment, the combustion speed FLAME1 used for the calculation of the initial combustion period BURN1 is the product of the laminar combustion speed SL1 and the turbulence intensity ST1, and the combustion speed FLAME2 used for the calculation of the main combustion period BURN2 is turbulent with the laminar combustion speed SL2. Although it is calculated as the product of the strength ST2, it may be obtained by a calculation method by addition as described in JP-A-10-30535.
[0103]
In the embodiment, the initial combustion period is defined as a combustion mass ratio from zero to 2% (that is, BR1 = 2%), and the main combustion period is defined as a combustion mass ratio from 2 to 60% (that is, BR2 = 58%). The present invention is not necessarily limited to this value.
[0104]
Next, FIG. 14 is for calculating the internal inert gas ratio MRESFR in the combustion chamber 5 and is executed at regular intervals (for example, every 10 msec). This flow is executed prior to the flow of FIG.
[0105]
In step 51, the output of the
[0106]
In
[0107]
In FIG. 15 (subroutine of
[0108]
In FIG. 16 (subroutine of
[0109]
Here, just as the intake valve closing timing IVC is known from the command value given to the
[0110]
In
[0111]
Although not shown, when a mechanism for changing the compression ratio is provided, the combustion chamber volume VEVC at the exhaust valve closing timing corresponding to the amount of change in the compression ratio is obtained from the table. When a mechanism for changing the compression ratio in addition to the
[0112]
In
[0113]
In
[0114]
In
[0115]
In
[0116]
MRESCYL = (PEVC × VEVC) / (REX × TEVC) (24)
When the calculation of the inert gas amount MRESCYL at the exhaust valve closing timing EVC of the combustion chamber 5 is completed in this way, the processing returns to FIG. 15, and in step 62, the overlap of the intake and
[0117]
The calculation of the inert gas amount MRESOL will be described with reference to the flowchart of FIG.
[0118]
In FIG. 17 (subroutine of step 62 in FIG. 15), in
[0119]
Here, since the intake valve opening timing IVO is a timing earlier than the intake valve closing timing IVC by the opening angle of the
[0120]
In
[0121]
VTCOL = IVO + EVC (25)
For example, the intake valve opening timing IVO is at the intake top dead center position when the
[0122]
In
[0123]
Here, FIG. 26 is an explanatory diagram of the integrated effective area ASUMOL during the overlap of the intake and exhaust valves, where the horizontal axis indicates the crank angle, and the vertical axis indicates the respective opening areas of the intake valve 12 and the
[0124]
By calculating the accumulated effective area ASUMOL during the overlap in this way, the overlap amount between the
[0125]
In
[0126]
In
[0127]
In FIG. 18 (subroutine of
[0128]
In
[0129]
PINBYEX = PIN / PEVC (26)
This intake / exhaust pressure ratio PINBYEX is an unknown number, and 1 is compared with this in step 103. When the intake / exhaust pressure ratio PINBYEX is 1 or less, it is determined that there is no supercharging, and the routine proceeds to step 104 where the supercharging determination flag TBCRG (initially set to zero) = 0.
[0130]
If the intake / exhaust pressure ratio PINBYEX is greater than 1, it is determined that there is supercharging, and the routine proceeds to step 105 where the supercharging determination flag TBCRG = 1.
[0131]
In
[0132]
In
[0133]
In
[0134]
These choke determination threshold values SLCHOKE and SLCHOKEH calculate the limit value for choking.
[0135]
If it is difficult to calculate each power of (27a) right side and (27b) right side in
[0136]
In
[0137]
If the intake / exhaust pressure ratio P1NBYEX is not within the range, it is determined that choke is present, and the routine proceeds to step 111 where the choke determination flag CHOKE = 1.
[0138]
When the setting of the supercharging determination flag and the choke determination flag is thus completed, the process returns to FIG. 17 and the following four cases are performed in steps 86 to 88.
[0139]
<1> When supercharging judgment flag TBCRG = 0 and choke judgment flag CHOKE = 0
<2> When supercharging determination flag TBCRG = 0 and choke determination flag CHOKE = 0
<3> When supercharging determination flag TBCRG = 0 and choke determination flag CHOKE = 1
<4> When supercharging determination flag TBCRG = 1 and choke determination flag CHOKE = 0
Then, when the above <1>, the routine proceeds to step 89 where the average blowback inert gas flow rate MRESOLtmp1 during the overlap when there is no supercharging and no choke is set, and when the above <2>, the routine proceeds to step 90 where no supercharging occurs. In the case of <3>, the blowback inert gas flow rate MRESOLtmp2 during the overlap with the choke is advanced to step 91, and the average blowback inert gas flow rate MRESOLtmp3 in the overlap with the supercharge and without the choke is set as <4>, the routine proceeds to step 92, where the blowback inert gas flow rate MRESOLtmp4 with supercharging and with choke is calculated, respectively, and the calculated result is transferred to the overlapped blowback inert gas flow rate MRESOLtmp.
[0140]
Here, the calculation of the inert gas flow rate MRESOLtmp1 during the overlap when there is no supercharging and no choke will be described with reference to the flow of FIG.
In FIG. 19 (subroutine of
[0141]
In
[0142]
MRSOLD = SQRT {1 / (REX × TEVC)} (28)
Here, “SQRT” on the right side of equation (28) is a function that calculates the square root of the value in the parenthesis on the right.
[0143]
If the square root of the density term MRSOLD is difficult to calculate, the calculation result of equation (28) is stored in advance in the memory of the
[0144]
In step 123, based on the specific heat ratio SHEATR of the inert gas calculated in
[0145]
In
[0146]
Next, calculation of the blown back inert gas flow rate when there is no supercharging and when there is a choke will be described with reference to the flow of FIG.
In FIG. 20 (subroutine of step 90 in FIG. 17), in
[0147]
In
[0148]
If it is difficult to calculate the power and square root of equation (31), the calculation result of equation (31) is stored in advance in the memory of the
[0149]
In step 134, from the density term MRSOLD, the choke pressure difference term MRSOLPC, and the pressure PEVC at the time of closing the exhaust valve of the combustion chamber 5, the recirculating inert gas flow rate MRESOLtmp2 during the overlap without supercharging and with choke is In step 135, the calculated value is transferred to the blown back inert gas flow rate MRESOLtmp.
[0150]
MRESOLtmp2 = PEVC × MRSOLD × MRSOLPC (32)
Next, calculation of the blow-back gas flow rate with supercharging and without choke will be described with reference to the flow of FIG.
In FIG. 21 (subroutine of
[0151]
In
[0152]
If the power calculation and the square root calculation of Expression (33) are difficult, the calculation result of Expression (33) is stored in advance in the memory of the
[0153]
In step 143, based on the pressure difference term at the time of supercharging MRSOLPT and the intake pressure PIN, a recirculating inert gas flow rate MRESOLtmp3 during overlap with supercharging and without choke is calculated by the following equation, and the calculated value is calculated in step 143. At 144, the flow returns to the blown back inert gas flow rate MRESOLtmp.
[0154]
MRESOLtmp3 = −0.152 × PIN × MRSOLPT (34)
Here, by setting the blown back inert gas flow rate MRESOLtmp3 in the equation (34) to a negative value, the gas flow rate of the air-fuel mixture blown from the intake system to the exhaust system during the overlap can be expressed.
[0155]
Next, calculation of the flow rate of the inert gas blown back during overlap with supercharging and with choke will be described with reference to the flow of FIG.
In FIG. 22 (subroutine of
[0156]
In step 153, based on the choke pressure difference term MRSOLPC and the intake pressure PIN, the overlap blowback gas flow rate MRESOLtmp4 with supercharging and with choke is calculated by the following equation, and the calculated value is exceeded in step 154. Transfer to blown inert gas flow rate MRESOLtmp during lap.
[0157]
MRESOLtmp4 = −0.108 × PIN × MRSOLPC (35)
Here, the blown back inert gas flow rate MRESOLtmp4 of the equation (35) can also represent a gas flow rate of the air-fuel mixture blown from the intake side to the exhaust side during the overlap, similarly to MRESOLtmp3.
[0158]
In this way, when the calculation of the blown back inert gas flow rate MRESOLtmp during the overlap divided according to the combination of the presence or absence of supercharging and the presence or absence of choke is completed, the process returns to FIG. From the inert gas flow rate MRESOLtmp and the integrated effective area ASUMOL during the overlap period, the blown back inert gas amount MRESOL during the overlap is calculated by the following equation.
[0159]
When the calculation of the blown back inert gas amount MRESSOL is completed in this way, the process returns to FIG. 15, and in step 63, the inert gas amount MRESCYL at the exhaust valve closing timing EVC in the combustion chamber 5 and the blowback during overlap are returned. The internal inert gas amount MRES is calculated by adding the gas amount MRESOL, that is, the following equation.
[0160]
MRES = MRESCYL + MRESSOL (37)
As described above, the flow rate of the inert gas blown back during overlap (MRESOLtmp3, MRESOLtmp4) becomes negative when there is supercharging, and therefore, the amount of blown inert gas MRESOL during overlap of the above equation (36) also becomes negative. According to the equation (37), the internal inert gas amount is reduced by the amount of the blown back inert gas amount MRESOL during the overlap.
[0161]
When the calculation of the internal inert gas amount MRES is completed in this way, the flow returns to FIG. 14. In
[0162]
This completes the calculation of the internal inert gas ratio MRESFR.
[0163]
As described above, according to the present embodiment, the internal inert gas amount MRES is configured by the inert gas amount MRESCYL when the exhaust valve of the combustion chamber 5 is closed and the blowback gas amount MRESOL during the overlap of the intake and exhaust valves. In this case, the temperature TEV and pressure PEVC at the closing timing of the exhaust valve in the combustion chamber 5 are calculated (
[0164]
In addition, based on the temperature TEVC and pressure PEVC of the combustion chamber 5 when the exhaust valve is closed, the gas constant REX and specific heat ratio SHEATR of the inert gas, and the intake pressure PIN, the blown back inert gas flow rate (MRESOLtmp1, MRESOLtmp2) during the overlap is determined. This was calculated (see FIGS. 19 and 20), and this gas flow rate was multiplied by the integrated effective area ASUMOL during the overlap to calculate the amount of blown back gas MRESOL during the overlap (see
[0165]
As described above, if both the inert gas amount MRESCYL and the overlapped blow-back gas amount MRESSOL in the combustion chamber 5 at the closing timing of the exhaust valve can be calculated (estimated) with high accuracy, the internal inert gas amount MRES, which is the sum of them, can also be accurately calculated. The internal inert gas ratio MRESFR calculated based on the internal inert gas amount MRES that can be estimated with high accuracy can be calculated (estimated). By making use of the temperature TINI at the intake valve closing timing IVC (see
[0166]
Further, since the gas constant REX of the inert gas and the specific heat ratio SHEATR of the inert gas are values corresponding to the target equivalent ratio TFBYA (see FIGS. 24 and 27), the operation is performed at an air-fuel ratio that deviates from the theoretical air-fuel ratio. (E.g. during lean operation where the air / fuel ratio is leaner than the stoichiometric air / fuel ratio, in order to stabilize the engine's originally unstable state, such as during cold start, the engine is on the rich side of the stoichiometric air / fuel ratio. Immediately after starting the engine operating at the air-fuel ratio, since the same large output is required, the exhaust valve closing timing of the combustion chamber 5 is also applied during full load operation where the air-fuel ratio is richer than the stoichiometric air-fuel ratio. Inert gas amount MRESCYL, overlapped blow-back gas amount MRESSOL, total internal inert gas amount MRES, and internal inert gas ratio MRESFR based on this are accurately calculated. It can be.
[0167]
Further, since the accumulated effective area ASUMOL during the overlap period is defined as the area of the virtual orifice, and it is assumed that the exhaust gas blows through the virtual orifice from the combustion chamber 5 to the intake system, the amount of the blown back inert gas amount MRESOL during the overlap is assumed. Calculation is simplified.
[0168]
Next, FIG. 29 is for calculating the ignition timing command value QADV, and is executed at regular intervals (for example, every 10 msec). This is executed following the flow of FIG.
[0169]
In
[0170]
In
[0171]
MASSC = MACYL + MRES (39)
In
[0172]
Where n: polytropic index,
Tup #: constant,
Q: 60% combustion calorific value,
Vup #: constant,
Here, in the case of an irreversible adiabatic change, the polytolope index n is equal to the specific heat ratio κ of the gas.
[0173]
The constant Vup # in the equation (39c) is a gas volume change rate accompanying a change in molecular weight when the combustion mass burns up to 60% and becomes a gas in the middle of combustion. A value slightly larger than 1 (about 1.03) may be used.
[0174]
In
[0175]
V2: Volume at start of main combustion period of combustion chamber 5 [m Three ],
AF2: Reaction area of flame kernel [m 2 ],
ρb: burnt gas density,
Here, V2 and AF2 are already used in the above equation (22). ρb is the gas mass / burned gas volume when the combustion mass burns up to 60%, and is a constant value.
[0176]
Next, based on the description of SAE paper 2001-01-0960 paper (modeling and experimental research on the growth and propagation of flame nuclei in the combustion chamber in a spark ignition engine), Will be explained.
[0177]
According to the continuous equation and the approach to the flame kernel in the above paper, the temporal change of the combustion mass mb is defined by the following equation in the mass combustion model.
[0178]
dmb / dt = ρu × Ab × (Sdiff + Scomb) + C × ρu × μin (Supplement 1)
Where mb: combustion mass,
ρu: unburned gas density,
Ab: surface area of burnt gas,
Sdiff: thermal diffusion rate,
Scomb: burning speed,
C: Specific heat of the liquid,
In this case, since the second term on the right side of the (complement 1) formula is small, the following formula is obtained if it is ignored.
[0179]
dmb / dt = ρu × Ab × (Sdiff + Scomb) (Supplement 2)
On the other hand, according to the experimental results, the combustion mass mb changes with a curve as shown by a one-dot chain line in FIG. 30, but here the change of the curve is approximated with a straight line shown with a solid line. At this time, the inclination of the straight line, that is, dmb / dt can be geometrically expressed as the following equation.
[0180]
dmb / dt≈ (MASSC × 0.6) / BURN (Supplement 3)
Dmb / dt is eliminated from this (complement 3) equation and the above (complement 2) equation.
[0181]
On the other hand, in the above paper, the flame nucleus growth rate dr / dt is expressed by the following equation.
[0182]
Where r is the radius of the flame kernel,
ρu: unburned gas density,
ρb: burnt gas density,
Sdiff: thermal diffusion rate,
Scomb: burning speed,
Vb: volume of burned gas,
Ab: surface area of burnt gas,
Tb: burnt gas temperature,
P: gas pressure,
When the flame nucleus growth rate dr / dt of the (Supplement 5) is changed to the basic flame nucleus growth rate Sfmbt0 of the present invention, and (Suff + Scomb) is deleted by substituting (Supplement 4), the following equation is obtained.
[0183]
Here, an approximation is further performed on the second term on the right side of (Supplement 6). That is, Tb and P are the temperature Tc and pressure Pc at the reference crank angle timing, and dTb and dP are the amounts of change in temperature (Tb) and pressure (P) from the compression start timing to the reference crank angle timing, respectively. DTb is Tc-TINI, and dP is Pc-PIN. At this time, dt corresponds to the crank angle section from the compression start time to the reference crank angle time, but here, a combustion period BURN [deg], which is a minute crank angle, is applied instead of this crank angle section.
[0184]
Accordingly, in the (complement 6) equation, when dt → BURN, Tb → Tc, dTb → Tc−TINI, P → Pc, dP → Pc−PIN are replaced, the following equation is obtained.
[0185]
Next, Vb in Equation (7) is regarded as a constant value because the change in the combustion chamber volume during the main combustion period is small, and the volume at the start timing of the main combustion period in the combustion chamber 5 is used. This is equal to V2 in the above equation (22). Ab in equation (7) is equal to the average flame surface area during the growth of the flame kernel, that is, AF2 in equation (22). Therefore, when Vb → V2 and Ab → AF2 are replaced, the following equation is obtained.
[0186]
In this way, (complement 8), that is, the above equation (40) can be derived.
[0187]
In step 166, a turbulence intensity correction coefficient Smb is calculated by searching a table having the contents shown in FIG. 31 from the turbulence intensity ST1. This correction coefficient Smb is an anonymous number, and is a value that increases as the disturbance strength ST1 increases as shown in FIG. This is because the turbulence strength ST1 of the gas flow contributes to the flame nucleus growth rate, so that the turbulence strength ST1 of the gas flow is reflected in the flame nucleus growth rate. How the turbulence intensity ST1 of the gas flow contributes to the flame nucleus growth rate differs depending on the engine specifications, and therefore the characteristic of the correction coefficient Smb is adapted by experiment.
[0188]
In
[0189]
Sfmbt = Sfmbt0 × Smb (41)
In step 168, the ignition timing retard amount MBTCLN [deg] from the basic ignition timing MBTCAL is obtained by searching a map having the contents shown in FIG. 32 from the flame kernel growth speed Sfmbt at the reference crank angle and the engine speed NRPM. In
[0190]
CCLCAL = MBTCAL-MBTCLN (42)
Since the unit of CCLCAL and MBTCAL is expressed by [degBTDC] in the equation (42), the minus before MBTCLN means that it is retarded.
[0191]
As shown in FIG. 32, the ignition timing retard amount MBTCLN is zero in the region where the flame kernel growth rate Sfmbt is equal to or greater than the predetermined value, and increases as the flame kernel growth rate Sfmbt decreases if the engine rotational speed NRPM is the same. Is the value.
[0192]
The reason why the ignition timing retardation amount MBTCLN is set to zero in the region where the flame nucleus growth rate Sfmbt is equal to or greater than a predetermined value is that the larger the flame nucleus growth rate Sfmbt represents the better the combustion state, the flame nucleus growth rate Sfmbt is equal to or greater than the predetermined value. This is because partial combustion does not occur in this region (normal combustion), and therefore the ignition timing may remain at the basic ignition timing MBTCAL.
[0193]
On the other hand, if the flame kernel growth rate Sfmbt is low, the combustion state is poor, and therefore it can be considered that partial combustion may occur. If there is a possibility that partial combustion occurs, the combustion state is improved by retarding the ignition timing from MBT. Therefore, the ignition timing retard amount MBTCLN is increased by determining that the partial combustion rate increases as the flame kernel growth rate Sfmbt decreases.
[0194]
However, the fuel economy becomes worse as the ignition timing is retarded. Therefore, the ignition timing retard amount MBTCLN is determined so that the ignition timing on the advance side limit where partial combustion does not occur can be obtained.
[0195]
If the flame kernel growth rate Sfmbt is the same, the ignition timing retard amount MBTCLN is reduced as the engine rotational speed NRPM increases. This is because partial combustion does not become a problem in the high rotational speed region, and there is no need to correct the retardation.
[0196]
In
[0197]
At the time of normal combustion, the basic ignition timing MBTCAL becomes the ignition timing command value QADV. This is because at the time of normal combustion, the ignition timing retard amount MBTCLN = 0, so that MBTCAL and CCLCAL coincide.
[0198]
On the other hand, the ignition timing retard amount MBTCLN takes a positive value during partial combustion, and the partial combustion occurrence limit ignition timing CCLCAL is more retarded than the basic ignition timing MBTCAL, so the partial combustion occurrence limit ignition timing CCLCAL is ignited. It becomes the timing command value QADV. In this case, selecting the CCLCAL and delaying the ignition timing from the MBT results in the loss of the maximum combustion pressure and sacrificing fuel consumption, but from the partial combustion stage to the misfire state. If this is the case, recovery from misfire is difficult, so even if the fuel consumption is slightly sacrificed, it is retarded in order to give priority to the good combustion state.
[0199]
Here, the operation of the present embodiment will be described.
[0200]
The flame kernel growth rate at the reference crank angle and the partial combustion have a strong correlation, and according to the present embodiment (the invention according to
[0201]
Thus, by reflecting the ignition timing retardation value MBTCLN as the partial combustion index in the engine control, the amount of fresh air, the residual gas in the combustion chamber, the amount of inert gas that recirculates the exhaust gas, the temperature of the mixture, the combustion chamber Even if there is a variation in the gas flow or the like in 5, partial combustion can be prevented from occurring.
[0202]
In addition, delaying the ignition timing from the ignition timing at which MBT is obtained in order to avoid partial combustion results in loss of the maximum combustion pressure and sacrifices fuel efficiency. If it reaches, it is difficult to recover from misfire. Therefore, according to the present embodiment (the invention described in claim 3), since the partial combustion index is the ignition timing retardation amount MBTCLN from the ignition timing at which MBT is obtained, the fuel consumption is within a range in which partial combustion does not occur. Can achieve the best ignition timing.
[0203]
If the gas flow in the combustion chamber 5 is too strong, the flame kernel flows from the
[0204]
In the embodiment, the case where the partial combustion index is the ignition timing retardation value MBTCLN has been described, but the present invention is not limited to this. In the present invention, the partial combustion index may be taken into consideration with respect to factors that affect the combustion in the combustion chamber, and if the considered partial combustion index indicates that partial combustion has occurred, the combustion state is stabilized. Engine control on the side. In this case, although the ignition timing is retarded in the embodiment, the amount of the inert gas remaining in the combustion chamber 5 and the inert gas recirculated to the exhaust gas is reduced.
[0205]
Even in this way, as in the embodiment, even if there are variations in fresh air, residual gas in the combustion chamber, each amount of inert gas to be exhausted and recirculated, temperature of the air-fuel mixture, gas flow in the combustion chamber, Partial combustion can be prevented from occurring.
[0206]
In order to reflect the partial combustion index in the engine control, the equivalence ratio that determines the thinness of the air-fuel mixture, the inert gas ratio remaining in the combustion chamber, and the set value of the inert gas ratio that recirculates the exhaust gas according to the partial combustion index. However, compared with the conventional adaptation method, the experiment man-hours and time can be reduced, and the margin in the safety direction can be reduced, so that the effects of improving fuel consumption and reducing exhaust emissions can be increased.
[0207]
In the first aspect of the present invention, the function of the combustion period calculating means is in
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is an engine control system diagram according to an embodiment.
FIG. 2 is a block diagram of ignition timing control executed by an engine controller.
FIG. 3 is a pressure change diagram of a combustion chamber.
FIG. 4 is a characteristic diagram illustrating a change in combustion mass ratio.
FIG. 5 is a flowchart for explaining calculation of a physical quantity.
FIG. 6 is a diagram for explaining the positional relationship between an engine crankshaft and a connecting rod.
FIG. 7 is a characteristic diagram of a water temperature correction coefficient.
FIG. 8 is a characteristic diagram of an equivalence ratio correction coefficient.
FIG. 9 is a characteristic diagram of a reference crank angle.
FIG. 10 is a flowchart for explaining calculation of an initial combustion period.
FIG. 11 is a characteristic diagram of a temperature rise rate.
FIG. 12 is a flowchart for explaining calculation of a main combustion period.
FIG. 13 is a flowchart for explaining calculation of basic ignition timing.
FIG. 14 is a flowchart for explaining calculation of an internal inert gas rate.
FIG. 15 is a flowchart for explaining calculation of the amount of internal inert gas.
FIG. 16 is a flowchart for explaining the calculation of the amount of inert gas during EVC.
FIG. 17 is a flowchart for explaining calculation of the amount of inert gas blown back during overlap.
FIG. 18 is a flowchart for explaining the setting of a supercharging determination flag and a choke determination flag.
FIG. 19 is a flowchart for explaining calculation of the flow rate of the inert gas blown back during overlap when there is no supercharging and no choke.
FIG. 20 is a flowchart for explaining the calculation of the flow rate of the inert gas blown back during overlap when there is no supercharging and there is a choke.
FIG. 21 is a flowchart for explaining the calculation of the flow rate of the inert gas blown back during overlap when there is supercharging and no choke.
FIG. 22 is a flowchart for explaining the calculation of the flow rate of the inert gas blown back during overlap when there is supercharging and when choke is present.
FIG. 23 is a characteristic diagram of the combustion chamber volume when the exhaust valve is closed.
FIG. 24 is a characteristic diagram of the gas constant of an inert gas.
FIG. 25 is a characteristic diagram of an integrated effective area during overlap.
FIG. 26 is an explanatory diagram of an integrated effective area during overlap.
FIG. 27 is a characteristic diagram of a specific heat ratio of an inert gas.
FIG. 28 is a characteristic diagram of the specific heat ratio of the air-fuel mixture.
FIG. 29 is a flowchart for explaining calculation of an ignition timing command value.
FIG. 30 is a waveform diagram showing changes in combustion mass.
FIG. 31 is a characteristic diagram of a turbulence intensity correction coefficient.
FIG. 32 is a characteristic diagram of an ignition timing correction amount.
FIG. 33 is a waveform diagram showing the relationship between partial combustion and flame nucleus growth rate.
FIG. 34 is a block diagram of an ignition timing command value calculation unit.
[Explanation of symbols]
1 engine
5 Combustion chamber
13 Ignition coil
14 Spark plug
15 Intake valve
16 Exhaust valve
21 Fuel injector
27 Intake VTC mechanism
28 Exhaust VTC mechanism
31 Engine controller
33, 34 Crank angle sensor
43 Intake air temperature sensor
44 Intake pressure sensor (compression start pressure calculation means)
45 Exhaust temperature sensor
46 Exhaust pressure sensor
Claims (10)
燃焼室内の総ガス量を算出する総ガス量算出手段と、
燃焼室の圧縮開始時圧力を算出する圧縮開始時圧力算出手段と、
燃焼室の圧縮開始時温度を算出する圧縮開始時温度算出手段と、
この圧縮開始時温度、燃焼開始時有効圧縮比、ガスの比熱比、基準クランク角時までの燃焼発熱量、燃焼室内の総ガス量に基づいて燃焼室の基準クランク角時温度を算出する基準クランク角時温度算出手段と、
この基準クランク角時温度、圧縮開始時圧力、圧縮開始時温度、燃焼開始時有効圧縮比、ガスの比熱比に基づいて燃焼室の基準クランク角時圧力を算出する基準クランク角時圧力算出手段と、
これら燃焼期間、総ガス量、圧縮開始時圧力、圧縮開始時温度、基準クランク角時温度、基準クランク角時圧力及び前記主燃焼期間開始時容積の算出値に基づき、燃焼質量の点火時クランク角から基準クランク角までの変化量を燃焼期間で除した値に係数を乗算した値を第1項とし、圧縮開始時期より基準クランク角時までの温度変化量を燃焼期間と基準クランク角時温度とで除した値から圧縮開始時期より基準クランク角時までの圧力変化量を燃焼期間と基準クランク角時圧力とで除した値を差し引いた値に主燃焼開始時容積と係数を乗算した値を第2項とし、これら第1項と第2項の合計で基準クランク角時の火炎核成長速度を算出する基準クランク角時火炎核成長速度算出手段と、
この火炎核成長速度の算出値に基づいて正常燃焼での基準クランク角時の火炎成長速度と、部分燃焼での基準クランク角時の火炎成長速度との差に相当する部分燃焼指標を算出する部分燃焼指標算出手段と、
この部分燃焼指標の算出値が部分燃焼が発生していることを示しているとき、燃焼状態が安定する側にエンジン制御を行うことによりエンジン制御に反映させるエンジン制御反映手段と
を備えることを特徴とするエンジンの制御装置。 The initial combustion period calculation means for calculating the initial combustion period is defined as the initial combustion period, and the period until the reference crank angle is reached after the period from the start of ignition until flame nuclei are formed. Means for calculating the starting volume based on the piston stroke position at the combustion start timing and the bore diameter of the combustion chamber; means for calculating a reaction probability indicating the ease of combustion of the combustion gas in the combustion chamber; From the means for calculating the combustion rate of the combustion gas and the means for calculating the initial combustion period based on the calculated values of the combustion start volume, the reaction probability, and the combustion speed, and the main combustion period calculation for calculating the main combustion period Means for calculating the volume at the start of the main combustion period of the combustion chamber based on the piston stroke position at the start timing of the main combustion period and the bore diameter of the combustion chamber; The means for calculating the reaction probability indicating the ease of burning, the means for calculating the combustion rate of the combustion gas in the combustion chamber, and the main combustion period start volume, the reaction probability, and the calculated value of the combustion rate A combustion period calculating means configured to calculate a combustion period, respectively, and calculating a total of these initial combustion period and main combustion period as a combustion period;
A total gas amount calculating means for calculating a total gas amount in the combustion chamber;
A compression start pressure calculating means for calculating a compression start pressure of the combustion chamber;
A compression start temperature calculating means for calculating a compression start temperature of the combustion chamber;
The reference crank that calculates the reference crank angle temperature of the combustion chamber based on the compression start temperature, the effective compression ratio at the start of combustion, the specific heat ratio of the gas, the combustion heat value up to the reference crank angle, and the total gas amount in the combustion chamber Angular temperature calculation means,
A reference crank angle pressure calculating means for calculating a reference crank angle pressure of the combustion chamber based on the reference crank angle temperature, compression start pressure, compression start temperature, effective compression ratio at the start of combustion, and specific heat ratio of gas ; ,
These combustion period, the total gas volume, the compression start pressure, the compression start temperature, the reference crank angle during temperature-out based on the calculated value of the reference crank angle during the pressure and the main combustion period start volume, ignition of the combustion mass The first term is the value obtained by multiplying the change from the crank angle to the reference crank angle by the combustion period and the coefficient, and the temperature change from the compression start time to the reference crank angle is the combustion period and the reference crank angle. The value obtained by subtracting the value obtained by dividing the pressure change from the compression start time to the reference crank angle by the value divided by the temperature by the combustion period and the reference crank angle pressure, and multiplying by the main combustion start volume and the coefficient Is a second term, and a sum of these first and second terms calculates a flame nucleus growth rate at the reference crank angle at the time of the reference crank angle ;
A portion for calculating a partial combustion index corresponding to the difference between the flame growth rate at the reference crank angle in normal combustion and the flame growth rate at the reference crank angle in partial combustion based on the calculated value of the flame nucleus growth rate Combustion index calculation means,
When the calculated value of the partial combustion index indicates that partial combustion has occurred, engine control reflecting means for reflecting the engine control to the engine control by performing engine control on the side where the combustion state is stabilized is provided. The engine control device.
Sfmbt0
=(0.6×MASSC)/(BURN×ρ b ×AF2)
+(V2/AF2)×[(Tc−TINI)/(BURN×Tc)
−(Pc−PIN)/(BURN×Pc)]
ただし、Sfmbt0:火炎核成長速度
MASSC :総ガス量、
BURN :燃焼期間、
V2 :主燃焼期間開始時容積、
Tc :基準クランク角時温度、
TINI :圧縮開始時温度、
Pc :基準クランク角時圧力、
PIN :圧縮開始時圧力、
AF2 :火炎核の反応面積、
ρ b :既燃ガス密度、
の式により算出することを特徴とする請求項1に記載のエンジンの制御装置。 The reference crank angle flame nucleus growth rate calculating means calculates the flame nucleus growth rate (Sfmbt0) at the reference crank angle.
Sfmbt0
= (0.6 × MASSC) / (BURN × ρ b × AF2)
+ (V2 / AF2) × [(Tc−TINI) / (BURN × Tc)
− (Pc−PIN) / (BURN × Pc)]
However, Sfmbt0: Flame nucleus growth rate
MASSC: Total gas amount,
BURN: combustion period,
V2: main combustion period start volume,
Tc: reference crank angle temperature,
TINI: temperature at the start of compression,
Pc: Reference crank angle pressure,
PIN: pressure at the start of compression,
AF2: reaction area of the flame kernel,
ρ b : Burnt gas density,
The engine control apparatus according to claim 1, characterized in that calculated by the formula.
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