JP4765703B2 - Control device for variable valve mechanism - Google Patents
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Description
本発明は、エンジンの吸気弁の作動特性を可変制御する可変動弁機構の制御装置に関し、特に、吸気弁の目標作動特性を簡易に設定する技術に関する。 The present invention relates to a control device for a variable valve mechanism that variably controls an operation characteristic of an intake valve of an engine, and more particularly to a technique for easily setting a target operation characteristic of an intake valve.
エンジンにおける吸入空気量の制御として、スロットル弁の制御によらず、主として吸気弁の作動特性(開閉時期及びリフト量(リフト特性))を可変制御することで、目標トルクとなるような吸入空気量(シリンダ吸入空気量)を実現しようとするものがある(特許文献1)。
しかし、上記従来の技術のように吸気弁の作動特性によって吸入空気量を制御する場合には、作動特性のみならず運転条件等によっても吸入空気量の変化が大きいことから、エンジン運転条件毎の緻密な適合が必要となるため、マップを多用(次元数の増大を含む)せざるを得ず、演算負荷が増大するという問題がある。
また、吸気弁の作動特性を可変制御する構成では、吸気弁の開期間と排気弁の開期間とが重なり合うバルブオーバーラップ期間を制御することで、燃焼室内の残留ガス量(内部EGR量)を増大させて排気エミッション(NOx排出量)の低減を図ることも可能であり、その実現も望まれるところであるが、残留ガス量を増加し過ぎると燃焼が不安定となってしまうことから、残留ガス量、すなわち、バルブオーバーラップ期間(吸気弁の作動特性)を高精度に制御する必要があり、吸気弁の作動特性制御に関して、さらなるマップの多用や演算負荷の増大を招いてしまうおそれがある。
However, when the intake air amount is controlled by the operating characteristics of the intake valve as in the above-described conventional technology, the intake air amount varies greatly not only depending on the operating characteristics but also the operating conditions. Since precise adaptation is required, there is a problem that the map must be heavily used (including an increase in the number of dimensions), and the calculation load increases.
In the configuration in which the operation characteristic of the intake valve is variably controlled, the residual gas amount (internal EGR amount) in the combustion chamber is controlled by controlling the valve overlap period in which the intake valve open period and the exhaust valve open period overlap. Although it is possible to reduce the exhaust emission (NOx emission amount) by increasing the amount, it is desirable to achieve this. However, if the residual gas amount is excessively increased, the combustion becomes unstable. It is necessary to control the amount, that is, the valve overlap period (the operation characteristic of the intake valve) with high accuracy, and there is a possibility that the map may be further used and the calculation load may increase with respect to the operation characteristic control of the intake valve.
このように、吸気弁の作動特性制御については、マップの多用を回避し、演算負荷の小さな制御手法(目標作動特性の演算手法等)が望まれていた。
本発明は、このような実情に鑑みなされたものであり、吸気弁の作動特性を制御するに際し、マップの多用を回避し、演算負荷を軽減できる可変動弁機構の制御装置を提供することを目的とする。
As described above, regarding the operation characteristic control of the intake valve, there has been a demand for a control method (such as a calculation method for target operation characteristics) that avoids heavy use of the map and has a small calculation load.
The present invention has been made in view of such circumstances, and provides a control device for a variable valve mechanism that can avoid the heavy use of a map and reduce the calculation load when controlling the operation characteristics of an intake valve. Objective.
このため、本発明は、エンジンの吸気弁の作動特性を可変制御する可変動弁機構の制御装置であって、エンジン運転条件に基づいて、シリンダ内に残留させる残留ガス量の目標値である目標残留ガス量を設定する目標残留ガス量設定手段と、前記目標残留ガス量を達成するように前記吸気弁の目標開時期を設定し、設定した目標開時期に基づいて前記可変動弁機構を制御する制御手段と、を含んで構成され、前記制御手段は、前記吸気弁の開時期からバルブオーバーラップ期間中にシリンダ内への吸入が実際に開始される時期である実効上死点までの期間にバルブオーバーラップ期間中の所定時期における吸気弁通過ガス量を乗算した値を2で除算する、バルブオーバーラップ期間中にシリンダ内から吸気ポートへと吹き返すガスの量である吹き返しガス量を算出するための演算式を有し、前記目標残留ガス量から算出した目標吹き返しガス量と、前記演算式とに基づいて、前記吸気弁の目標開時期を算出することを特徴とする。 Therefore, the present invention is a control device for a variable valve mechanism that variably controls the operation characteristics of an intake valve of an engine, and is a target that is a target value of a residual gas amount that remains in a cylinder based on engine operating conditions. Target residual gas amount setting means for setting a residual gas amount, and a target opening timing of the intake valve to set the target residual gas amount, and controlling the variable valve mechanism based on the set target opening timing And a control means configured to include a period from an opening timing of the intake valve to an effective top dead center that is a timing at which intake into the cylinder is actually started during a valve overlap period. in dividing the value obtained by multiplying the intake valve passing gas amount at a predetermined timing during the valve overlap period 2 is the amount of gas blown back from the cylinder during the valve overlap period between the intake port Wherein an arithmetic expression for calculating the can barbs gas quantity, the target blown-back gas amount is calculated from the target residual gas amount, based on the above arithmetic expression, to calculate the target opening timing of the intake valve And
本発明では、シリンダにおけるガスの(吸気弁、排気弁を介した)出入りの実際の物理現象に即してバルブオーバーラップ期間中の吹き返しガス量を算出するモデル(演算式)を構築し、このモデル(演算式)を利用して吸気弁の目標開時期を設定(算出)する。これにより、吸気弁の開時期制御(目標開時期の設定)に際し、エンジン運転条件毎に設定されたマップ等は不要であり、比較的簡単な演算処理のみで済むという効果がある。なお、上記モデル(演算式)としては、例えば、バルブオーバーラップ期間中の吸気弁通過ガス量、シリンダ内への吸入が実際に開始される実効上死点等を算出した上で、吸気弁開時期から実効上点までの期間、及びあらかじめ設定した所定時期における吸気弁通過ガス量を用いて吹き返しガス量を推定するものがあり、このような演算式と、運転条件に応じて設定される目標吹き返しガス量とに基づいて吸気弁の目標開時期を設定している(すなわち、演算式から目標吹き返しガス量を実現する吸気弁開時期を算出(逆算)するようにしている)。 In the present invention, a model (calculation formula) for calculating the amount of blown back gas during the valve overlap period is constructed in accordance with the actual physical phenomenon of gas entering and exiting the cylinder (via the intake and exhaust valves). The target opening timing of the intake valve is set (calculated) using a model (calculation formula). As a result, in the opening timing control of the intake valve (setting of the target opening timing), there is no need for a map or the like set for each engine operating condition, and there is an effect that only a relatively simple calculation process is required. As the model (calculation formula), for example, the intake valve passing gas amount during the valve overlap period, the effective top dead center at which the intake into the cylinder is actually started, and the like are calculated, and then the intake valve opening is calculated. There is one that estimates the amount of blown-back gas using the period from the timing to the effective upper point and the intake valve passing gas amount at a predetermined time set in advance, and such a calculation formula and a target set according to the operating condition The target opening timing of the intake valve is set based on the blowback gas amount (that is, the intake valve opening timing for realizing the target blowback gas amount is calculated (reverse calculation) from the arithmetic expression).
以下、本発明の実施の形態を図に基づいて説明する。
図1は、本発明の一実施形態に係る内燃機関(エンジン)1の概略構成を示している。
図1において、エンジン1の吸気通路101には、吸気上流側から電子制御式のスロットル弁102、燃料噴射弁103及び吸気弁104が配設されている。ここでは、各気筒の吸気ポート101aに燃料噴射弁103が設けられる、いわゆるMPI方式を採用しているが、筒内に直接燃料を噴射する方式(直噴エンジン)としてもよい。
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
FIG. 1 shows a schematic configuration of an internal combustion engine (engine) 1 according to an embodiment of the present invention.
In FIG. 1, an electronically controlled
スロットル弁102は、その開度(スロットル開度)に応じて吸入空気量を制御することが可能である。但し、本実施形態では、主として吸気弁104の作動特性を可変(制御)することで吸入空気量を制御することとし、スロットル弁102は補助的に用いるようにしている。燃料噴射弁103は、入力される噴射信号によって開弁駆動され、制御された吸入空気量のもとで所定の当量比を達成するのに必要な量の燃料を噴射する。そして、吸気弁104が開駆動されることにより、吸入空気及び燃料の混合気が筒内(シリンダ内)に導入される。なお、吸気弁104は、その上方に設けられた動弁機構105によって開閉駆動される。
The
この動弁機構105は、図2に示すように、吸気弁104のリフト特性(リフト量)及び作動角を連続的に変更できるVEL機構105aと、吸気弁104の作動角の中心位相を連続的に変更できるVTC機構105bと、を含んで構成されている。
VEL機構105aは、図2、3に示すように、クランクシャフトの回転に連動して回転し、気筒列方向に延びる駆動軸151と、この駆動軸151の外周に相対回転可能に取り付けられ、バルブリフタ141を介して吸気弁104を開閉駆動する揺動カム152と、駆動軸151の外周に固定された偏心カム153と、この偏心カム153に相対回転可能に外嵌するリング状リンク154と、駆動軸151と略平行に設けられた制御軸155と、この制御軸の外周に偏心して固定された制御カム156と、この制御カム156に相対回転可能に外嵌し、その一端でリング状リンク154と連携(連結)されたロッカアーム157と、このロッカアーム157の他端と揺動カム152とを連携(連結)するロッド状リンク158とを含んで構成される。そして、電磁アクチュエータ161によってギヤ列162を介して制御軸155を回転させることにより、ロッカアーム157の揺動中心が変化して、吸気弁104のリフト特性及び作動角を連続的に変化させるものである。
As shown in FIG. 2, the
As shown in FIGS. 2 and 3, the
VTC機構105bは、クランクシャフトに対する駆動軸151の回転位相を変化させるものであり、公知の、いわゆるバルブタイミング制御機構を用いることができる。詳細な説明は省略するが、ここでは、クランクシャフトと同期して回転するカムスプロケット163と駆動軸151との間に中間ギヤを介装してヘリカルギヤ列を形成し、中間ギヤを前後方向(軸方向)に移動させることにより、駆動軸151のカムスプロケット163(クランクシャフト)に対する回転位相を変化させるようにしている。
The
再び図1に戻って、シリンダヘッドHには、燃焼室109の上部中央に臨ませて点火プラグ106が設けられており、この点火プラグ106によって、筒内に導入された混合気への点火が行われる。
燃焼排気は、燃焼室109から排気弁108を介して排気通路107に排出され、図示しない排気浄化触媒等によって浄化された後、大気中に放出される。なお、排気弁108は、排気側カム軸110に設けられた駆動カム111によって、その作動角(リフト特性)及び作動角の中心位相が一定のまま開閉駆動される。もちろん、吸気弁104側と同様の動弁機構(異なる構成のものであってもよい)を設けて、その作動角、リフト及び/又は作動角の中心位相を変更可能としてもよい。
Returning to FIG. 1 again, the cylinder head H is provided with an
The combustion exhaust is discharged from the
マイクロコンピュータを内蔵するエンジンコントローラ(ECU)201には、アクセル開度(アクセル操作量)APOを検出するアクセルセンサ211、クランクシャフトの回転位置を検出するクランク角センサ212、吸気通路101内の圧力(ここでは、吸気コレクタ内圧力であり、以下「吸気圧力」という)Pmを検出する吸気圧力センサ213、吸気通路101内の温度(すなわち、吸気弁104の吸気上流側の空気温度のことであり、以下「吸気温度」という)Tmを検出する吸気温度センサ214、及び排気通路107内の圧力(以下「排気圧力」という)Peを検出する排気圧力センサ215、排気通路10内の温度(以下「排気温度」という)Teを検出する排気温度センサ216等の各種センサから検出信号が入力される。なお、エンジン回転速度Neはクランク角センサ212の検出結果に基づいて算出される。
An engine controller (ECU) 201 incorporating a microcomputer includes an
そして、ECU201は、アクセル開度APOやエンジン回転速度Ne等のエンジン運転条件に基づいて各種のエンジン制御を実行するとともに、動弁機構105の制御も実行する。かかる動弁機構105の制御には、吸気弁104の開時期制御(以下「開時期制御」という」と、吸気弁104のリフト特性及び作動角制御(以下単に「リフト特性制御」という)とが含まれる。ここで簡単に説明しておくと、本実施形態に係る開時期制御は、NOx排出量の低減や燃費の向上等を図るために、エンジン運転条件に基づいて目標残留ガス量(内部EGR量)tQRESを設定し、この目標残留ガス量tQRESが得られるよう(を達成するよう)に吸気弁104の開時期IVOを制御するものである。また、本実施形態に係るリフト特性制御は、エンジン運転条件に基づいてエンジン1が発生すべきトルク(目標トルク)tTEを演算し、この目標トルクtTEを達成するのに必要な目標新気量(目標トルク相当の目標新気量)tQcylを算出し、この目標新気量tQcylに基づいて吸気弁104のリフト特性(及び作動角)を制御するものである。
The ECU 201 executes various engine controls based on engine operating conditions such as the accelerator opening APO and the engine rotational speed Ne, and also controls the
以下、本実施形態における開時期制御、リフト特性制御について順に説明するが、その前に、かかる制御において特に重要な値(実効上死点TDCR、吹き返しガス量QIFB、実効IVC、IVCオフセット量IVCOFS等)を説明しておく。
図4は、(a)吸気弁104及び排気弁108の作動特性(リフト特性をそれぞれVLIFTi、VLIFTeと記す)と、(b)単位クランク角当たりのシリンダ流入ガス量(シリンダ吸入空気量)DLTQとを示している。
Hereinafter, the opening timing control and the lift characteristic control in this embodiment will be described in order. Before that, particularly important values (effective top dead center TDCR, blown gas amount Q IFB , effective IVC, IVC offset amount IVCOFS). Etc.).
FIG. 4 shows (a) operating characteristics of the
バルブオーバーラップ時(吸気弁開時期IVOから排気弁閉時期EVCまでの期間)の初期段階においては、シリンダ内の残留ガスが吸気弁104を経て吸気ポートへと吹き返す。この吹き返したガス(以下「吹き返しガス」という)の量QIFBは、単位クランク角当たりのシリンダ内流入ガス量(単に「シリンダ吸入空気量」ともいう)DLTQが「負」となっている期間の積算値である(すなわち、図中の「A」で示す部分に相当する)。その後、このシリンダ内から吸気ポートへの吹き返しが終了し、シリンダ内へと空気(ガス)が吸入され始める。本実施形態では、この吹き返しから流入に切り換わる時(すなわち、シリンダ吸入空気量DLQが「負」から「正」に転じるクランク角であり、実際の吸気行程開始時期に相当する)を実効上死点TDCRとしている。この実効上死点TDCRは、シリンダ内圧力Pcが低下して吸気圧力Pmに一致する点(時期)でもある。
In the initial stage of valve overlap (a period from the intake valve opening timing IVO to the exhaust valve closing timing EVC), residual gas in the cylinder blows back to the intake port via the
そして、この実効上死点TDCR以降においては、上記吹き返しガスも新気とともにシリンダ内に吸入されることになる。このため、吸気行程開始から吸気行程終了までのシリンダ内流入ガス量(シリンダ吸入空気量)Qcyl0は、図に示すように、吹き返しガス量QIFBとシリンダ吸入新気量Qvyl(図中の「B」で示す部分に相当する)との和となる。なお、図からも明らかなように、実際には、吸気弁閉時期IVCよりも前にシリンダ内への空気(ガス)の吸入が終了する。このシリンダ内への空気(ガス)の吸入が終了するとき(言い換えると、シリンダ内で吸入空気の圧縮が実質的に開始される時期)が、実際の吸気行程終了時期に相当するのであり、この時期を実効閉時期IVCRとしている。そして、この実効閉時期IVCRの、設定上の吸気弁閉時期IVCからのオフセット量を「IVCオフセット量IVCOFS」としている。 After the effective top dead center TDCR, the blow-back gas is also sucked into the cylinder together with fresh air. For this reason, as shown in the figure, the in-cylinder inflow gas amount (cylinder intake air amount) Qcyl0 from the start of the intake stroke to the end of the intake stroke is equal to the blow-back gas amount Q IFB and the cylinder intake fresh air amount Qvyl (“B Is equivalent to the part indicated by “)”. As is apparent from the drawing, the intake of air (gas) into the cylinder is actually completed before the intake valve closing timing IVC. When the intake of air (gas) into the cylinder is finished (in other words, the time when the compression of the intake air is substantially started in the cylinder) corresponds to the actual intake stroke end time. The timing is the effective closing time IVCR. The offset amount of the effective closing timing IVCR from the set intake valve closing timing IVC is set as “IVC offset amount IVCOFS”.
ここで、本実施形態においては、シリンダ内圧力Pc、実効上死点TDCR、吹き返しガス量QIFBを以下のようにして算出することで、演算負荷の軽減を図っている。
A.実効上死点TDCRの算出
(1)シリンダ内圧力の近似
まず、本実施形態においては、図5に示すように、バルブオーバーラップ期間中(IVO〜EVC)のおけるシリンダ内圧力Pcは、吸気弁開時期IVOから排気弁閉時期EVCにかけて、排気圧力Peから吸気圧力Pmに直線的に変化するものと近似する。これにより、バルブオーバーラップ期間中の各時期におけるシリンダ圧力Pcは、かかる近似に基づいて容易に算出されることになる。
Here, in this embodiment, the calculation load is reduced by calculating the in-cylinder pressure Pc, the effective top dead center TDCR, and the blow-back gas amount Q IFB as follows.
A. Calculation of Effective Top Dead Center TDCR (1) Approximation of In-Cylinder Pressure First, in the present embodiment, as shown in FIG. 5, the in-cylinder pressure Pc during the valve overlap period (IVO to EVC) From the opening timing IVO to the exhaust valve closing timing EVC, it is approximated as changing linearly from the exhaust pressure Pe to the intake pressure Pm. Thereby, the cylinder pressure Pc at each timing during the valve overlap period is easily calculated based on this approximation.
(2)近似特性線L1(本発明に係る第1近似特性線に相当する)の設定
バルブオーバーラップ期間の後半における排気弁通過ガス量(ここでは、単位クランク角辺りのガス量とする。以下同じ)DQexの特性を近似的に表す近似特性線L1は、バルブオーバーラップ期間の後半における複数の時期及びこの複数の時期のそれぞれにおける排気弁通過ガス量DQexに基づいて設定する。
(2) Setting of approximate characteristic line L1 (corresponding to the first approximate characteristic line according to the present invention) Exhaust valve passing gas amount in the latter half of the valve overlap period (here, gas amount per unit crank angle, hereinafter). (Same) The approximate characteristic line L1 approximately representing the characteristic of DQex is set based on a plurality of times in the second half of the valve overlap period and the exhaust valve passage gas amount DQex in each of the plurality of times.
本実施形態では、近似特性線L1の設定に関する複数の時期として、図6に示すように、排気弁閉時期EVCの点A、及び吸気弁開時期IVOから排気弁閉時期EVCまでを略3:1に内分する時期CA1の点Bの2つの点(時期)を採用している。点A(排気弁閉時期EVC)を採用するのは、排気弁通過ガス量DQexaが0であるので演算が簡素化できるからである。一方、点Bについては、排気弁通過ガス量のクランク角CAに対する線形性が認められる範囲内の点(時期)として実験等により決定したものである。なお、排気弁通過ガス量DQexは、排気弁108の開口面積が小さい場合は、この開口面積に比例する特性を有することから、上記実験等に代えて、排気弁108のリフト特性VLIFTeがクランク角CAに対して直線的に変化(減少)する領域を特定し、この領域内の任意の点を選択して点Bとしてもよい(したがって、IVOからEVCを3:1に内分する時期に限られない)。点Bにおける排気弁通過ガス量DQexbは、次式(1)により算出する。
In the present embodiment, as shown in FIG. 6, as the plurality of times related to the setting of the approximate characteristic line L1, the point A of the exhaust valve closing timing EVC and the period from the intake valve opening timing IVO to the exhaust valve closing timing EVC are approximately 3: Two points (time) of point B of time CA1 to be internally divided into 1 are adopted. The point A (exhaust valve closing timing EVC) is adopted because the calculation can be simplified because the exhaust valve passage gas amount DQexa is zero. On the other hand, about the point B, it determined by experiment etc. as a point (time) in the range in which the linearity with respect to the crank angle CA of the exhaust-gas passage gas amount is recognized. The exhaust valve passage gas amount DQex has a characteristic proportional to the opening area when the opening area of the
ここで、Aevは点Bにおける排気弁開口面積である。また、Reは排気のガス定数、κeは排気の比熱比であり、いずれも目標当量比TFBYAに基づいて算出することができる。なお、Δtは所定クランク角Δθを時間換算した値であり、ここではΔt=Δθ/(6・Ne)の演算式によって算出される。そして、点A(EVC、0)と点B(CA1、DQexb)とを通る直線を近似特性線L1として設定する。 Here, Aev is the exhaust valve opening area at point B. Re is the gas constant of the exhaust gas and κe is the specific heat ratio of the exhaust gas. Both can be calculated based on the target equivalent ratio TFBYA. Δt is a value obtained by time-converting the predetermined crank angle Δθ, and is calculated by an arithmetic expression of Δt = Δθ / (6 · Ne) here. Then, a straight line passing through the point A (EVC, 0) and the point B (CA1, DQexb) is set as the approximate characteristic line L1.
(3)近似特性線L2(本発明に係る第2近似特性線に相当する)の設定
バルブオーバーラップ期間中のシリンダ内ガス量変化分の特性を近似的に表す近似特性線L2は、バルブオーバーラップ期間中の複数の時期及びこの複数の時期のそれぞれにおけるシリンダ内ガス量変化分DLTMに基づいて設定する。
本実施形態では、近似特性線L2の設定に関する複数の時期として、図7に示すように、シリンダ内容積Vcが最も小さくなる時期である上死点(設定上の上死点であり、以下「幾何上死点」という)の点C、吸気弁開時期IVOの点Dの2つの点(時期)を採用している。幾何上死点TDCにおけるシリンダ内ガス量変化分DLTMTDCは0であり、吸気弁開時期IVOにおけるDLTMIVOは次式(2)を用いて算出する。ここでは、シリンダ内温度を排気温度Teで近似し、ガス定数としては排気のガス定数Reを用いる。これは、幾何上死点TDCまでは、シリンダ内が排気で占められているからである。
(3) Setting of approximate characteristic line L2 (corresponding to the second approximate characteristic line according to the present invention) The approximate characteristic line L2 that approximately represents the characteristic of the change in the amount of gas in the cylinder during the valve overlap period It is set on the basis of a plurality of times during the lap period and the cylinder gas amount change DLTM in each of the plurality of times.
In the present embodiment, as shown in FIG. 7, as a plurality of times related to the setting of the approximate characteristic line L2, as shown in FIG. Two points (timing) of point C) (referred to as geometric dead center) and point D of intake valve opening timing IVO are employed. The in-cylinder gas amount change DLTM TDC at the geometric dead center TDC is 0, and the DLTM IVO at the intake valve opening timing IVO is calculated using the following equation (2). Here, the cylinder temperature is approximated by the exhaust temperature Te, and the exhaust gas constant Re is used as the gas constant. This is because the cylinder occupies the exhaust up to the geometric dead center TDC.
ここで、Pcは吸気弁開時期IVOにおけるシリンダ内圧力であり、上述した近似(図5)から求めることができ、Vcは吸気弁開時期IVOにおけるシリンダ内容積Vcであり、幾何学的に算出可能である。また、シリンダ内圧力Pc、シリンダ内容積Vcの時間当たりの変化率dPc、dVcは、クランク角当たりの変化率に、エンジン回転速度Neに応じた係数を乗算することにより得られる。そして、点C(TDC、0)、点D(IVO、DLTMIVO)を通る直線を近似特性線L2として設定する。以上のようにして2つの近似特性線L1、L2を設定したら、その交点Eを特定し、交点Eの時期を実効上死点TDCRとして算出する(図7参照)。 Here, Pc is the cylinder internal pressure at the intake valve opening timing IVO, which can be obtained from the above-described approximation (FIG. 5), and Vc is the cylinder internal volume Vc at the intake valve opening timing IVO, which is calculated geometrically. Is possible. Further, the rate of change dPc and dVc per hour of the cylinder internal pressure Pc and the cylinder internal volume Vc are obtained by multiplying the rate of change per crank angle by a coefficient corresponding to the engine rotational speed Ne. Then, a straight line passing through the point C (TDC, 0) and the point D (IVO, DLTM IVO ) is set as the approximate characteristic line L2. When the two approximate characteristic lines L1 and L2 are set as described above, the intersection E is specified, and the time of the intersection E is calculated as the effective top dead center TDCR (see FIG. 7).
B.吹き返しガス量QIFBの算出
(4)近似特性線L3(本発明に係る第3近似特性線に相当する)の設定
バルブオーバーラップ期間の前半における吸気弁通過ガス量DQinの特性を近似的に表す近似特性線L3は、バルブオーバーラップ期間の前半における複数の時期及びこの複数の時期のそれぞれにおける吸気弁通過ガス量DQinに基づいて設定する。
B. Calculation of blown back gas amount Q IFB (4) Setting of approximate characteristic line L3 (corresponding to the third approximate characteristic line according to the present invention) Approximately represents the characteristic of intake valve passing gas amount DQin in the first half of the valve overlap period The approximate characteristic line L3 is set based on a plurality of times in the first half of the valve overlap period and the intake valve passage gas amount DQin at each of the plurality of times.
本実施形態では、近似特性線L3の設定に関する複数の時期として、図8に示すように、吸気弁開時期IVOの点F、及び吸気弁開時期IVOから排気弁閉時期EVCまでを約1:1に内分する時期CA2の点Gの2つの点(時期)を採用している。点F(吸気弁開時期IVO)を採用するのは、吸気弁通過ガス量DQintが0であるので演算が簡素化できるからである。一方、点Gについては、吸気弁通過ガス量のクランク角CAに対する線形性が認められる範囲内の点(時期)として実験等により決定したものである。なお、排気弁通過ガス量DQexと同様に、吸気弁通過ガス量DQinも吸気弁104の開口面積が小さい場合は、この開口面積に比例する特性を有することから、上記実験等に代えて、吸気弁104のリフト特性VLIFTeがクランク角CAに対して直線的に変化(減少)する領域を特定し、この領域内の任意の点を選択して点Gとしてもよい(IVOからEVCを1:1に内分する時期に限られない)。なお、点Gにおける吸気弁通過ガス量DQingは、この時期の吸気弁開口面積をAivとして次式(3)により算出される。
In the present embodiment, as shown in FIG. 8, as the plurality of times related to the setting of the approximate characteristic line L3, the point F of the intake valve opening timing IVO and the interval from the intake valve opening timing IVO to the exhaust valve closing timing EVC are about 1: Two points (time) of point G of time CA2 to be internally divided into 1 are adopted. The reason why the point F (intake valve opening timing IVO) is adopted is that the calculation can be simplified because the intake valve passage gas amount DQint is zero. On the other hand, the point G is determined by an experiment or the like as a point (time) within a range where linearity of the intake valve passage gas amount with respect to the crank angle CA is recognized. As with the exhaust valve passage gas amount DQex, the intake valve passage gas amount DQin also has a characteristic proportional to the opening area when the opening area of the
そして、点F(IVO、0)と点G(CA2、DQing)とを通る直線を近似特性線L3として設定する。このとき、近似特性線L3の横軸(X軸)に対する角度αを吸気弁通過ガス量変化度(バルブオーバーラップ期間前半の吸気弁通過ガス量変化度であり、吹き返しガス量変化度を意味する)として求めておく(なお、図中の特性線L3′は、吸気弁通過ガスの向きを考慮しない吸気弁通過ガス量(すなわち、絶対値)を示している)。 A straight line passing through the point F (IVO, 0) and the point G (CA2, DQing) is set as the approximate characteristic line L3. At this time, the angle α with respect to the horizontal axis (X axis) of the approximate characteristic line L3 is the degree of change in the intake valve passage gas amount (the degree of change in the intake valve passage gas amount in the first half of the valve overlap period). (The characteristic line L3 ′ in the figure indicates the intake valve passage gas amount (that is, the absolute value) that does not consider the direction of the intake valve passage gas).
(5)近似特性線L4(本発明に係る第4近似特性線に相当する)の設定
バルブオーバーラップ期間の前半における排気弁通過ガス量DQexの特性を近似的に表す近似特性線L4は、バルブオーバーラップ期間の前半における複数の時期及びこの複数の時期のそれぞれにおける排気弁通過ガス量DQexに基づいて設定する。
本実施形態では、近似特性線L4の設定に関する複数の時期として、図9に示すように、吸気弁開時期IVOの点D、及び近似特性線L2とL3との交点Hと同じ時期CA3である点Iの2つの点(時期)を採用している。点Dを採用するのは、吸気弁開時期IVOでは吸気弁通過ガス量が0であるため、排気弁通過ガス量DQexがシリンダ内ガス量変化分DLTMと等しくなるからである。また、点Iを採用するのは、近似特性線L2とL3との交点Hは、シリンダ内ガス量変化分DLTMのすべてが吸気弁通過ガス量DQinとなる時期を示しており、この時期における排気弁通過ガス量DQexは0となるからである。そして、点D(IVO、DLTMIVO)と点I(CA3、0)とを通る直線を近似特性線L4として設定する。
(5) Setting of approximate characteristic line L4 (corresponding to the fourth approximate characteristic line according to the present invention) An approximate characteristic line L4 that approximately represents the characteristic of the exhaust valve passage gas amount DQex in the first half of the valve overlap period It is set based on a plurality of times in the first half of the overlap period and the exhaust valve passage gas amount DQex at each of the plurality of times.
In the present embodiment, as shown in FIG. 9, the plurality of times related to the setting of the approximate characteristic line L4 is the same time CA3 as the point D of the intake valve opening timing IVO and the intersection H of the approximate characteristic lines L2 and L3. Two points (time) of point I are adopted. The point D is adopted because the intake valve passage gas amount is zero at the intake valve opening timing IVO, and therefore the exhaust valve passage gas amount DQex becomes equal to the in-cylinder gas amount change DLTM. Also, the point I is adopted because the intersection H between the approximate characteristic lines L2 and L3 indicates the time when all of the in-cylinder gas amount change DLTM becomes the intake valve passage gas amount DQin. This is because the valve passing gas amount DQex becomes zero. A straight line passing through the point D (IVO, DLTM IVO ) and the point I (CA3, 0) is set as the approximate characteristic line L4.
(6)近似特性線L5の設定
バルブオーバーラップ期間の後半における吸気弁通過ガス量DQinの特性を近似的に表す近似特性線L5は、バルブオーバーラップ期間の後半における複数の時期及びこの複数の時期のそれぞれにおける吸気通過ガス量DQinに基づいて設定する。
本実施形態では、近似特性線L5の設定に関する複数の時期として、図10に示すように、近似特性線L1とL4との交点Jと同じ時期CA4で近似特性線L3上にある点K、及び実効上死点TDCRの点Mの2つの点(時期)を採用している。交点Jはバルブオーバーラップ期間が前半から後半へと切り換わる時期を示しているから、点Kはバルブオーバーラップ期間の後半開始時の吸気弁通過ガス量DQinを示すことになり、実効上死点TDCRはシリンダ内への実際の吸入が開始される時期であるから、吸気弁通過ガス量DQinは0になる(負から正へと切り換わる)。そして、バルブオーバーラップ期間の後半における吸気弁通過ガス量は点Kから点Mへと直線的に変化するものと近似して、点Kと点Mとを通る直線を近似特性線L5として設定する。
(6) Setting of approximate characteristic line L5 An approximate characteristic line L5 that approximately represents the characteristic of the intake valve passage gas amount DQin in the second half of the valve overlap period is represented by a plurality of periods and the plurality of periods in the second half of the valve overlap period. Is set based on the intake air passing gas amount DQin.
In the present embodiment, as a plurality of periods related to the setting of the approximate characteristic line L5, as shown in FIG. 10, a point K on the approximate characteristic line L3 at the same time CA4 as the intersection J of the approximate characteristic lines L1 and L4, and Two points (time) of the point M of the effective top dead center TDCR are adopted. Since the intersection J indicates the timing when the valve overlap period switches from the first half to the second half, the point K indicates the intake valve passing gas amount DQin at the start of the second half of the valve overlap period, and the effective top dead center. Since TDCR is the time at which actual intake into the cylinder is started, the intake valve passage gas amount DQin becomes 0 (switches from negative to positive). Then, the amount of gas passing through the intake valve in the second half of the valve overlap period is approximated to a linear change from the point K to the point M, and a straight line passing through the point K and the point M is set as the approximate characteristic line L5. .
(7)吹き返しガス量QIFBの算出(近似)
本実施形態では、図11に示すように、近似特性線L3、L5及び横軸(X軸:シリンダ内流入ガス量=0)により囲まれる領域の面積(三角形FKMの面積:ハッチングで示す領域)を吹き返しガス量QIFBとする。したがって、吹き返しガス量QIFBは次式(4)により算出される。かかる式(4)が本発明に係る(吹き返しガス量を算出するための)演算式に相当する。
(7) Calculation of blown back gas amount Q IFB (approximate)
In the present embodiment, as shown in FIG. 11, the area of the region surrounded by the approximate characteristic lines L3, L5 and the horizontal axis (X axis: in-cylinder inflow gas amount = 0) (area of triangle FKM: region indicated by hatching) Is the blow back gas amount Q IFB . Therefore, the blow back gas amount Q IFB is calculated by the following equation (4). This formula (4) corresponds to the calculation formula (for calculating the blow-back gas amount) according to the present invention.
式(4)において、DQin(CA4)は時期CA4(すなわち、バルブオーバーラップ期間が前半から後半へと切り換わる時期)における吸気弁通過ガス量であり、本発明に係る所定時期における吸気弁通過ガス量に相当するものである(但し、これに限るものではない)。
図12は、以上のようにして算出した吹き返しガス量(近似)と実際の吹き返しガス量(図4のX部に相当する部分である)とを比較したものである。このように、比較的簡単な演算式(式(4))を用いて近似したものであるが、実際の吹き返しガス量の挙動に非常に近いことが確認できる。つまり、吹き返しガス量QIFB、実効上死点TDCR、吸気弁開時期IVO及びDQin(CA4における吸気弁通過ガス量)は、上記式(4)の関係を有しており、そのうちの3つの値が分かれば、上記式(4)より残りの値も求めることが可能であることを示している。
In Expression (4), DQin (CA4) is the intake valve passage gas amount at time CA4 (that is, the time when the valve overlap period is switched from the first half to the second half), and the intake valve passage gas at the predetermined time according to the present invention. It corresponds to the quantity (however, it is not limited to this).
FIG. 12 compares the blown-back gas amount (approximate) calculated as described above with the actual blown-back gas amount (a portion corresponding to part X in FIG. 4). Thus, although it is approximated using a relatively simple arithmetic expression (Expression (4)), it can be confirmed that it is very close to the actual behavior of the blown-back gas amount. That is, the blow-back gas amount Q IFB , the effective top dead center TDCR, the intake valve opening timing IVO, and DQin (the intake valve passing gas amount in CA4) have the relationship of the above equation (4), and three values thereof Indicates that the remaining value can be obtained from the above equation (4).
C.開時期制御(目標吸気弁開時期tIVOの設定)
次に、本実施形態に係る開時期制御について説明する。
本実施形態に係る開時期制御は、エンジン運転条件に基づいて設定される目標新気量tQcyl0及び目標残留ガス率tREGR(%)から目標残留ガス量tQRESを算出し、この目標残留ガス量tQRESからすきま容積部ガス量QGAPを減算して目標吹き返しガス量tQIFBとする。そして、この目標吹き返しガス量tQIFBと上記演算式(4)とに基づいて、該目標吹き返しガス量tQIFBを実現する吸気弁開時期を目標開時期tIVOとして算出する。つまり、上記式(4)における吹き返しガス量QIFBを目標吹き返しガス量tQIFBとし、演算式(4)を解くことによって、目標吸気弁開時期tIVOを算出するのである。なお、目標残留ガス率tREGRは、吸気行程終了時におけるシリンダ内の総ガス量に対するシリンダ内残留ガス量の目標割合を示すものである。
C. Open timing control (setting of target intake valve opening timing tIVO)
Next, the opening timing control according to the present embodiment will be described.
In the opening timing control according to the present embodiment, the target residual gas amount tQ RES is calculated from the target fresh air amount tQcyl0 and the target residual gas rate tREGR (%) set based on the engine operating conditions, and this target residual gas amount tQ. The clearance volume portion gas amount Q GAP is subtracted from RES to obtain a target blow-back gas amount tQ IFB . Then, based on the target blowback gas amount tQ IFB and the above equation (4), the intake valve opening timing for realizing the target blowback gas amount tQ IFB is calculated as the target opening timing tIVO. That is, the target intake valve opening timing tIVO is calculated by solving the arithmetic expression (4) with the blowback gas amount Q IFB in the above equation (4) as the target blowback gas amount tQ IFB . The target residual gas rate tREGR indicates a target ratio of the cylinder residual gas amount to the total gas amount in the cylinder at the end of the intake stroke.
図13は、目標吸気弁開時期tIVOを算出するブロック図である。
乗算部B11では、エンジン運転条件に応じて設定される目標新気量tQcyl及び目標残留ガス率tREGRに基づいて、次式(5)により目標残留ガス量tQRESを算出する。
FIG. 13 is a block diagram for calculating the target intake valve opening timing tIVO.
The multiplier B11 calculates the target residual gas amount tQ RES by the following equation (5) based on the target fresh air amount tQcyl and the target residual gas rate tREGR set according to the engine operating conditions.
残留ガス量QRESは、バルブオーバーラップ期間中にシリンダ内から吸気ポート101aへと吹き返すガスの量である吹き返しガス量QIFBと、シリンダ内のすきま容積部に残留するすきま容積部ガス量QGAPとを合わせたものであるから、目標残留ガス量tQRESから目標とする状態におけるすきま容積部ガス量QGAPを減算すれば吹き返しガス量QIFBの目標値である目標吹き返しガス量tQIFBとなる。そこで、減算部B12では、目標残留ガス量tQRESから目標すきま容積部ガス量tQGAPを減算して目標吹き返しガス量tQIFBを算出している。なお、本実施形態における目標すきま容積部ガス量tQGAPは、後述するように、目標実効上死点tTDCR時にシリンダ内に残るガス量として算出している(すなわち、目標実効上死点tTDCRにおけるシリンダ内容積VtTDCRをすきま容積としている)。これは、上述したように、実効上死点TDCRが実際の吸入が開始される(吹き返しが終了する)時期であることに基づくものである。
The residual gas amount Q RES includes the blow back gas amount Q IFB that is the amount of gas blown back from the cylinder to the
目標吸気弁開時期演算部B13では、目標吹き返しガス量tQIFB、目標実効上死点tTDCR、吸気弁通過ガス量(吹き返しガス量)変化度(変化割合)α、時期CA4(バルブオーバーラップ期間が前半から後半に切り換わる時期)及び演算式(4)を用いて目標吹き返しガス量tQIFBを達成する吸気弁開時期を目標吸気弁開時期tIVOとして算出する。具体的には、図14及び下式(6)に示すように、(第3近似特性線L3、第5近似特性線L5及び横軸(X軸)を各辺とする)三角形の面積の公式から目標吸気弁開時期tIVOと目標実効上死点tTDCRまでの期間(a+b)を算出し、この算出結果を目標実効上死点tTDCRから減算して目標吸気弁開時期tIVOとする。なお、ここで用いる目標実効上死点tTDCR、吸気弁通過ガス量(吹き返しガス量)変化度(変化割合)α及び時期CA4の算出については後述する(図15参照)。 In the target intake valve opening timing calculation unit B13, the target blowback gas amount tQ IFB , the target effective top dead center tTDCR, the intake valve passing gas amount (blowback gas amount) change rate (change ratio) α, the timing CA4 (valve overlap period is The intake valve opening timing at which the target blowback gas amount tQ IFB is achieved is calculated as the target intake valve opening timing tIVO by using the timing of switching from the first half to the second half) and the arithmetic expression (4). Specifically, as shown in FIG. 14 and the following equation (6), a formula for the area of a triangle (with the third approximate characteristic line L3, the fifth approximate characteristic line L5, and the horizontal axis (X axis) as each side) The period (a + b) from the target intake valve opening timing tIVO to the target effective top dead center tTDCR is calculated, and this calculation result is subtracted from the target effective top dead center tTDCR to obtain the target intake valve opening timing tIVO. The calculation of the target effective top dead center tTDCR, the intake valve passage gas amount (blow-back gas amount) change rate (change rate) α, and the timing CA4 used here will be described later (see FIG. 15).
図15は、目標すきま容積部ガス量tQGAPを算出するブロック図である。ここでは、以下のように、目標すきま容積部ガス量tQGAPのほかにも、目標実効上死点tTDCR、吸気弁通過ガス量変化度α、及びバルブオーバーラップ期間が前半から後半に切り換わる時期CA4が算出される。
目標吸気圧力設定部B21では、エンジン運転条件(Ne、APO等)に基づいて目標吸気圧力tPmを設定する。
FIG. 15 is a block diagram for calculating the target clearance volumetric part gas amount tQ GAP . Here, in addition to the target clearance volumetric gas amount tQ GAP , the target effective top dead center tTDCR, the intake valve passing gas amount change rate α, and the timing at which the valve overlap period is switched from the first half to the second half as follows. CA4 is calculated.
The target intake pressure setting unit B21 sets the target intake pressure tPm based on engine operating conditions (Ne, APO, etc.).
目標排気圧力算出部B22では、吸気圧力Pmが目標吸気圧力tPmとなったときの排気圧力Peに相当する目標排気圧力tPeを算出(推定)する。かかる算出(推定)は後述する(図16参照)。
目標実効上死点算出部B23では、目標吸気圧力tPm、目標排気圧力tPe、実際の吸気弁開時期(現在の開時期)IVO、実際の吸気弁の作動角(リフト特性)θeventに基づいて、上述した「A.実効上死点TDCRの算出」及び「B.吹き返しガス量QIFBの算出」における各処理に準じて、目標実効上死点tTDCR、バルブオーバーラップ期間が前半から後半に切り換わる時期CA4、及び、吸気弁通過ガス量変化度αを算出する。すなわち、吸気弁の現在の開時期IVO(REIVO)と現在作動角θevent(REVEL)とから現在の吸気弁104の作動特性(開閉時期、リフト特性)を把握し(排気弁108の作動特性は一定である)、かかる現在の吸気弁104の作動特性のもとで、バルブオーバーラップ期間中におけるシリンダ内圧力Pcが、目標排気圧力tPeから目標吸気圧力tPmに直線的に変化するものと近似して上記A.Bにおける各演算処理を行い、(目標)実効上死点tTDCR、時期CA4及び吸気弁通過ガス量変化度αを算出する。そして、ここで算出した目標実効上死点tTDCRをすきま容積算出部B24に出力するとともに、目標実効上死点tTDCR、時期CA4及び吸気弁通過ガス量変化度αを、図13の目標吸気弁開時期演算部B13に出力する。
The target exhaust pressure calculation unit B22 calculates (estimates) the target exhaust pressure tPe corresponding to the exhaust pressure Pe when the intake pressure Pm becomes the target intake pressure tPm. Such calculation (estimation) will be described later (see FIG. 16).
In the target effective top dead center calculation unit B23, based on the target intake pressure tPm, the target exhaust pressure tPe, the actual intake valve opening timing (current opening timing) IVO, and the actual intake valve operating angle (lift characteristic) θevent, The target effective top dead center tTDCR and the valve overlap period are switched from the first half to the second half in accordance with the processes in “A. Calculation of effective top dead center TDCR” and “B. Calculation of blown back gas amount Q IFB ”. Timing CA4 and intake valve passage gas amount change degree α are calculated. That is, the current operating characteristics (opening / closing timing, lift characteristics) of the
すきま容積算出部B24では、目標実効上死点tTDCR時のシリンダ内容積VtTDCRを算出し、これをすきま容積とする。かかる算出は、目標実効上死点tTDCRに基づいて図に示すようなテーブルを検索することにより行う。
すきま容積部ガス量算出部B25では、すきま容積(すなわち、目標実効上死点時におけるシリンダ内容積)VtTDCRに、吸気圧力が目標吸気圧力となったときの密度(すなわち、目標密度)tρを乗算して目標すきま容積部ガス量tQGAPと(=VtTDCR×tρ)する。なお、ここでは、全てのガス(すなわち、残留ガスも)が新気であるものとして取り扱い、また、吸気温度は変化しないものとしており、目標(空気)密度tρは次式(7)で表すことができる(rρ:現在の密度、rPm:現在の吸気圧力)。
In the clearance volume calculation part B24, the cylinder internal volume VtTDCR at the target effective top dead center tTDCR is calculated, and this is set as the clearance volume. Such calculation is performed by searching a table as shown in the figure based on the target effective top dead center tTDCR.
In the clearance volume portion gas amount calculation unit B25, the clearance volume (that is, the cylinder internal volume at the target effective top dead center) VtTDCR is multiplied by the density (that is, the target density) tρ when the intake pressure becomes the target intake pressure. a target clearance volume gas quantity tQ gAP with (= VtTDCR × tρ) to. Here, it is assumed that all gases (that is, residual gases) are also fresh air, and that the intake air temperature does not change, and the target (air) density tρ is expressed by the following equation (7). (Rρ: current density, rPm: current intake pressure).
算出した目標すきま容積部ガス量tQGAPは、図13の減算部B12に出力される。
図16は、目標排気圧力tPeを算出(推定)するブロック図であり、図15の排気圧力算出部B22で実行されるものである。
まず、目標排気ガス量算出部B31では、エンジン回転速度Ne、基本燃料噴射パルス幅Tp及び目標当量比TFBYAに基づき、次式(8)により目標とする状態における排気ガス量(目標排気ガス量)MFEXGを算出する。これは、排気ガス量(質量)=新気量+燃料量(質量)との考えに基づくものである。但し、これは一例であり、他の算出方法であってもよい。なお、CYLINDERは気筒数である。
The calculated target clearance volume portion gas amount tQ GAP is output to the subtraction unit B12 in FIG.
FIG. 16 is a block diagram for calculating (estimating) the target exhaust pressure tPe, which is executed by the exhaust pressure calculation unit B22 of FIG.
First, in the target exhaust gas amount calculation unit B31, based on the engine speed Ne, the basic fuel injection pulse width Tp, and the target equivalent ratio TFBYA, the exhaust gas amount (target exhaust gas amount) in the target state by the following equation (8): MFEXG is calculated. This is based on the idea that exhaust gas amount (mass) = new air amount + fuel amount (mass). However, this is an example, and other calculation methods may be used. Note that CYLINDER is the number of cylinders.
ガス定数算出部B32では、目標当量比TFBYAに基づき、図に示すようなテーブルを検索して排気のガス定数Reを算出する。
目標排気圧力算出部B33では、目標排気ガス量MFEXG、排気のガス定数Re、バルブオーバーラップ中のガス温度(≒排気温度Te)及び大気圧Patmに基づいて、次式(7)により目標排気圧力tPeを算出する。かかる式(7)は、基本的には、層流域における圧力損失(ハーゲン−ポアゾイユの式により算出)と、乱流域における圧力損失(ダルシー−ワイバッハの式により算出)との和(及び大気圧)によって各部位(触媒等)の圧力損失を求め、各部位の圧力損失と大気圧とを加算することで排気圧力を近似算出するものであり、実験等によってその精度が確認されたものである。
The gas constant calculation unit B32 calculates an exhaust gas constant Re by searching a table as shown in the figure based on the target equivalent ratio TFBYA.
Based on the target exhaust gas amount MFEXG, the exhaust gas constant Re, the gas temperature during valve overlap (≈exhaust temperature Te) and the atmospheric pressure Patm, the target exhaust pressure calculation unit B33 calculates the target exhaust pressure by the following equation (7). tPe is calculated. This equation (7) is basically the sum (and atmospheric pressure) of the pressure loss in the laminar flow region (calculated by the Hagen-Poiseuille equation) and the pressure loss in the turbulent region (calculated by the Darcy-Weibach equation). Thus, the pressure loss of each part (catalyst, etc.) is obtained, and the exhaust pressure is approximately calculated by adding the pressure loss of each part and the atmospheric pressure, and the accuracy has been confirmed by experiments and the like.
但し、KTBF、KLMFはそれぞれ乱流係数、層流係数であり、機種毎(触媒等)によって決まる(適合)値である。このようにして算出された目標排気圧力tPeは、図15の目標実効上死点算出部B23に出力される。但し、上記式(9)は一例であり、目標とする状態(目標吸気圧力tPmとなったとき)における排気圧力を目標排気圧力tPeとして算出(推定)できればどのような方法を用いてもよい。より簡易な例としては、実際の吸気圧力rPmと排気圧力rPeとを検出し、この検出した両者の関係から目標吸気圧力tPmとなったときの排気圧力(目標排気圧力)tPeを算出するようなことも可能である。 However, KTBF and KLMF are a turbulent flow coefficient and a laminar flow coefficient, respectively, and are (adapted) values determined by each model (catalyst, etc.). The target exhaust pressure tPe calculated in this way is output to the target effective top dead center calculator B23 in FIG. However, the above equation (9) is an example, and any method may be used as long as the exhaust pressure in the target state (when the target intake pressure tPm is reached) can be calculated (estimated) as the target exhaust pressure tPe. As a simpler example, the actual intake pressure rPm and the exhaust pressure rPe are detected, and the exhaust pressure (target exhaust pressure) tPe when the target intake pressure tPm is reached is calculated from the relationship between the detected two. It is also possible.
D.リフト特性制御(目標吸気弁作動角(目標リフト特性)tθeventの設定)
図17は、目標吸気弁作動特性tθeventを設定するブロック図である。
加算部B101では、次式(10)に示すように、目標新気量tQcylに目標吹き返しガス量tQIFBを加算して、バルブオーバーラップ期間中にシリンダ内に吸い込まれるガス量に相当する目標シリンダ吸入空気量tQcyl0とする。
D. Lift characteristic control (setting of target intake valve operating angle (target lift characteristic) tθevent)
FIG. 17 is a block diagram for setting the target intake valve operating characteristic tθevent.
In addition section B101, as shown in the following equation (10), the target cylinder by adding the target blown-back gas amount tQ IFB target fresh air amount TQcyl, corresponds to the amount of gas sucked into the cylinder during valve overlap period The intake air amount is tQcyl0.
次に、除算部B102は、目標シリンダ吸入空気量tQcyl0を最大吸入空気量QMAXで除算し、次の変換部B103では、図に示すようなテーブルを用いて、除算部B102の算出結果、すなわち(tQcyl0/QMAX)を(ソニック吸入空気量QD/QMAX)に変換する。
ここで、シリンダ吸入空気量Qcyl0、ソニック吸入空気量QD及び最大吸入空気量QMAXによる(QD/QMAX)と(Qcyl0/QMAX)との関係について説明する。
Next, the division unit B102 is a target cylinder intake air quantity tQcyl0 divided by the maximum intake air quantity Q MAX, the next
Here, the relationship between (Q D / Q MAX ) and (Qcyl 0 / Q MAX ) based on the cylinder intake air amount Qcyl 0, the sonic intake air amount Q D and the maximum intake air amount Q MAX will be described.
ソニック吸入空気量QDは、吸気弁104の作動特性に応じた開口面積でソニック流として吸入した場合のシリンダ吸入空気量であり、次式(11)で算出される。
Sonic intake air quantity Q D is the cylinder intake air amount when inhaled as a sonic flow with an opening area corresponding to the operating characteristic of
但し、(ΣA)は所定クランク角Δθ毎に検出(算出)される吸気弁開口面積の積分値(総開口面積)である。また、Δtは、上述したように、所定クランク角Δθを時間換算した値であり、ここではΔt=Δθ/(6・Ne)の演算式によって算出される。
ここで、吸気弁104を通過する吸入空気がソニック流の場合、吸気弁104の前後圧力比(Pc/Pm)は、常に臨界圧力比(={2/(κ+1)}(κ/κ−1))を示すことになるので固定値(定数)qSONICとなる。よって、上記式(11)は、次式(12)で表すことができ、本実施形態ではこれを用いる。
However, (ΣA) is an integral value (total opening area) of the intake valve opening area detected (calculated) for each predetermined crank angle Δθ. Further, Δt is a value obtained by time-converting the predetermined crank angle Δθ as described above, and is calculated by an arithmetic expression of Δt = Δθ / (6 · Ne) here.
Here, when the intake air passing through the
かかるソニック吸入空気量QDは、具体的には、図18に示すブロック図により算出される。図18において、総開口面積算出部B211は、現在吸気弁開時期IVO及び吸気弁閉時期IVCから吸気弁104の作動特性(開閉時期及びリフト特性)を把握して実効上死点TDCRを算出するとともに(上記「A.実効上死点の算出」参照)、この実効上死点TDCRから吸気弁閉時期IVCまでの吸気弁104開期間中における単位クランク角(Δθ)毎の吸気弁開口面積Aを上記把握した作動特性から算出し、各算出値を積算して総開口面積(ΣA)とする。
Such sonic intake air quantity Q D is specifically calculated by the block diagram shown in FIG. 18. In FIG. 18, the total opening area calculation unit B211 grasps the operating characteristics (opening / closing timing and lift characteristics) of the
乗算部B212は、吸気温度Tmと空気のガス定数Raとを乗算し、変換部B213は、図に示すようなテーブルを検索して乗算部B212の算出結果(Ra・Tm)をその平方根{√(Ra・Tm)}に変換する。さらに、除算部B214は、吸気圧力Pmを前記平方根{√(Ra・Tm)}で除算し、乗算部B215は、除算部B214の算出結果に定数qSONICを乗算する({Pm・qSONIC/(√(Ra・Tm)})。 The multiplication unit B212 multiplies the intake air temperature Tm and the air gas constant Ra, and the conversion unit B213 searches a table as shown in the figure and obtains the calculation result (Ra · Tm) of the multiplication unit B212 by its square root {√ (Ra · Tm)}. Further, the division unit B214 divides the intake pressure Pm by the square root {√ (Ra · Tm)}, and the multiplication unit B215 multiplies the calculation result of the division unit B214 by a constant q SONIC ({Pm · q SONIC / (√ (Ra · Tm)}).
そして、乗算部B216は、総開口面積演算部B211の算出結果(ΣA)に乗算部B215の算出結果({Pm・qSONIC/√(Ra・Tm)}を乗算し、乗算部B217は、さらに積分間隔時間Δt{=Δθ/(6・Ne)}を乗算する。これにより、上記(12)式に示すソニック吸入空気量QDが算出される。
一方、最大吸入空気量QMAXは、吸気行程開始から終了までのシリンダ行程容積を吸気弁104上流側の(吸気)状態で充填した場合のシリンダ吸入空気量であり、次式(13)で算出される。
The multiplication unit B216 multiplies the calculation result (ΣA) of the total opening area calculation unit B211 by the calculation result of the multiplication unit B215 ({Pm · qSONIC / √ (Ra · Tm)}), and the multiplication unit B217 further integrates Multiplying by the interval time Δt {= Δθ / (6 · Ne)}, the sonic intake air amount Q D shown in the above equation (12) is calculated.
On the other hand, the maximum intake air amount Q MAX is the cylinder intake air amount when the cylinder stroke volume from the start to the end of the intake stroke is filled in the (intake) state upstream of the
但し、VIVCは吸気弁閉弁時におけるシリンダ容積であり、VTDCは上死点におけるシリンダ容積である。ところで、静的に見れば、上記式(13)に示すように、吸気弁閉時期におけるシリンダ容積から上死点におけるシリンダ容積を減算した値が(シリンダ)行程容積になるのであるが、上述したように、実際には、実効上死点TDCRが吸気行程開始時期(点)であり、実効閉時期IVCRが吸気行程終了時期(点)となっている。そのため、本実施形態では、次式(14)に示すように、上記式(13)における吸気弁閉弁時シリンダ容積VIVCに代えて実効閉時期IVCRにおけるシリンダ容積VIVCRを、上死点シリンダ容積VTDCに代えて実効上死点TDCRにおけるシリンダ容積VTDCRを採用している。 However, VIVC is the cylinder volume when the intake valve is closed, and VTDC is the cylinder volume at the top dead center. By the way, when viewed statically, as shown in the above equation (13), the value obtained by subtracting the cylinder volume at the top dead center from the cylinder volume at the intake valve closing timing is the (cylinder) stroke volume. Thus, in practice, the effective top dead center TDCR is the intake stroke start timing (point), and the effective close timing IVCR is the intake stroke end timing (point). Therefore, in the present embodiment, as shown in the following equation (14), the cylinder volume VIVCR at the effective closing timing IVCR is replaced with the top dead center cylinder volume VTDC instead of the intake valve closing cylinder volume VIVC in the above equation (13). Instead of this, the cylinder volume VTDCR at the effective top dead center TDCR is employed.
かかる最大吸入空気量QMAXは、具体的には、図19に示すブロック図により算出される。図19において、実効閉時期演算部B221は、吸気弁閉時期IVCからIVCオフセット量IVCOFSを減算して実効閉時期IVCRを算出する。ここで、IVCオフセット量IVCOFSは、エンジン回転速度Ne及び吸気弁104のリフト特性VLIFTi(例えば、最大リフト特性)に基づいて、図20に示すようなマップを参照して算出する。IVCオフセット量IVCOFSは、エンジン回転速度Neが高く、リフト特性VLIFTiが小さいほど大きくなる特性を有している。
The maximum intake air amount Q MAX is specifically calculated from the block diagram shown in FIG. In FIG. 19, the effective closing timing calculation unit B221 calculates an effective closing timing IVCR by subtracting the IVC offset amount IVCOFS from the intake valve closing timing IVC. Here, the IVC offset amount IVCOFS is calculated with reference to a map as shown in FIG. 20 based on the engine rotational speed Ne and the lift characteristic VLIFTi (for example, the maximum lift characteristic) of the
実効閉時期シリンダ容積演算部B222は、算出した実効閉時期IVCRに基づいて、図に示すようなテーブルを検索して実効閉時期シリンダ容積VIVCRを算出する。なお、ここでは、(設定上の)吸気弁閉時期IVCからIVCオフセット量IVCOFSを減算することで実効閉時期IVCRを求めるようにしているが、これは一例であり、実際の吸気行程終了時期を実効閉時期IVCRとして求めることができれば、他の方法で求めてもよい。 The effective closing timing cylinder volume calculation unit B222 calculates an effective closing timing cylinder volume VIVCR by searching a table as shown in the figure based on the calculated effective closing timing IVCR. Here, the effective closing timing IVCR is obtained by subtracting the IVC offset amount IVCOFS from the intake valve closing timing IVC (on the setting). However, this is an example, and the actual intake stroke end timing is calculated. If it can be obtained as the effective closing time IVCR, it may be obtained by another method.
一方、上記「A.実効上死点TDCRの算出」に基づいて実効上死点TDCRを算出し、実効上死点シリンダ容積演算部B223は、実効上死点IVCRに基づき図に示すようなテーブルを検索して実効上死点シリンダ容積VTDCRを算出する。なお、実効上死点TDCRの算出方法についてもこれに限られない。
そして、有効行程容積演算部B224は、実効閉時期シリンダ容積VIVCRから実効上死点シリンダ容積VTDCRを減算して実効行程容積(VIVCR−VTDCR)を算出し、乗算部B225は、吸気圧力Pmを空気のガス定数Raと吸気温度Tmとの積で除算した{Pm/(Ra・Tm)}を、実効行程容積(VIVCR−VTDCR)に乗算する。これにより、上記(13)式に示す最大吸入空気量QMAXが算出される。
On the other hand, the effective top dead center TDCR is calculated based on the above-mentioned “A. Calculation of effective top dead center TDCR”, and the effective top dead center cylinder volume calculation unit B223 is based on the effective top dead center IVCR as shown in FIG. To calculate the effective top dead center cylinder volume VTDCR. The method for calculating the effective top dead center TDCR is not limited to this.
Then, the effective stroke volume calculation unit B224 calculates an effective stroke volume (VIVCR-VTDCR) by subtracting the effective top dead center cylinder volume VTDCR from the effective closing timing cylinder volume VIVCR, and the multiplication unit B225 calculates the intake pressure Pm as air. The effective stroke volume (VIVCR-VTDCR) is multiplied by {Pm / (Ra · Tm)} divided by the product of the gas constant Ra and the intake air temperature Tm. Thereby, the maximum intake air amount Q MAX shown in the above equation (13) is calculated.
ここにおいて、吸気弁104の作動特性に応じた実際のシリンダ吸入空気量をQcylとすると、(ソニック吸入空気量QD/最大吸入空気量QMAX)と(シリンダ吸入空気量Qcyl0/最大吸入空気量QMAX)との間に一義的な関係があることが確認されており、この関係をあらかじめ記憶しておけば、一方の値(例えば、Qcyl0/QMAX)に基づいて、これに対応する他方の値(QD/QMAX)を直ちに求めることができる(すなわち、変換することができる)。そして、かかる関係を示したものが、上記変換部B103におけるテーブルであり、これにより、除算部B102の算出結果である{(目標)シリンダ吸入空気量tQcyl0/最大吸入空気量QMAX}を{(目標)ソニック吸入空気量tQD/最大吸入空気量QMAX}へと変換することができる。
Here, assuming that the actual cylinder intake air amount according to the operating characteristics of the
再び図17に戻って、乗算部B104では、変換部B103からの出力値(tQD/QMAX)に最大吸入空気量QMAXを乗算して目標ソニック吸入空気量tQDとする。
ソニック吸入空気量QDは上記式(12)で表されるから、除算部B105にて、上記目標ソニック吸入空気量tQDを{Pm・qSONIC/√(Ra・Tm)}で除算し、さらに除算部B106にて、Δt{=Δθ/(6・Ne)}で除算することで、吸気弁104の目標総開口面積(tΣA)とすることができる。この目標総開口面積(tΣA)は、目標ソニックtQDを得るための開口面積に相当する。
Returning to FIG. 17 again, the multiplication unit B104 multiplies the output value (tQ D / Q MAX ) from the conversion unit B103 by the maximum intake air amount Q MAX to obtain the target sonic intake air amount tQ D.
Since the sonic intake air amount Q D is expressed by the above equation (12), the division unit B105 divides the target sonic intake air amount tQ D by {Pm · q SONIC / √ (Ra · Tm)} Further, by dividing by Δt {= Δθ / (6 · Ne)} in the division unit B106, the target total opening area (tΣA) of the
目標作動角設定部B107では、算出した目標総開口面積(tΣA)をクランク角単位に換算し、図に示すようなテーブルを検索することで目標吸気弁作動角tθeventとする(すなわち、開口面積を作動角に変換する)。なお、目標吸気弁作動角tθeventは、目標総開口面積tΣAが大きいほど、大きな値として設定される。
そして、ECU201は、吸気弁104の実際の開時期及び作動角(リフト特性)が設定された目標吸気弁開時期tIVO、目標吸気弁作動角tθeventとなるように、前記動弁機構105を制御する。
In the target operating angle setting unit B107, the calculated target total opening area (tΣA) is converted into a crank angle unit, and a table as shown in the figure is searched to obtain the target intake valve operating angle tθevent (that is, the opening area is set as the opening area). Convert to working angle). The target intake valve operating angle tθevent is set to a larger value as the target total opening area tΣA is larger.
Then, the
この実施形態によると、次のような効果を得ることができる。
すなわち、本実施形態では、吸気弁開時期IVOから実効上死点TDCRまでの期間、及びバルブオーバーラップ期間が前半から後半へと切り換わる時期CAにおける吸気弁通過ガス量に基づいて、バルブオーバーラップ期間中にシリンダ内から吸気ポートへと吹き返す吹き返しガス量を算出する演算式(式(4))を有し、この演算式と目標残留ガス量から算出した目標吹き返しガス量とに基づいて、目標吸気弁開時期tIVOを設定(算出)するようにした(式(6)参照)。このため、マップの多用等を招くことなく、目標吸気開時期tIVOを比較的容易に設定することが可能となる。
According to this embodiment, the following effects can be obtained.
That is, in the present embodiment, the valve overlap is based on the intake valve passing gas amount in the period from the intake valve opening timing IVO to the effective top dead center TDCR and in the timing CA when the valve overlap period switches from the first half to the second half. There is an arithmetic expression (expression (4)) for calculating the amount of blowback gas that blows back from the cylinder to the intake port during the period, and based on this calculation formula and the target blowback gas amount calculated from the target residual gas amount, The intake valve opening timing tIVO is set (calculated) (see formula (6)). For this reason, the target intake opening timing tIVO can be set relatively easily without causing heavy use of the map.
さらに、本実施形態では、QD/QMAXとQcyl0/QMAXとの関係を変換テーブルとして作成しておき、この変換テーブルと目標シリンダ吸入空気量tQcyl0とにより目標ソニック吸入空気量tQDを算出し、算出した目標ソニック吸入空気量tQDに基づいて目標吸気作動角tθevent(リフト特性)を設定するようにした。このため、目標吸気作動角tθeventの設定においても、上記変換テーブルを用いることで、マップの多用を回避できる。 Furthermore, in this embodiment, the relationship between Q D / Q MAX and Qcyl0 / Q MAX is created as a conversion table, and the target sonic intake air amount tQ D is calculated from this conversion table and the target cylinder intake air amount tQcyl0. and was to set the target intake operation angle Tishitaevent (lift characteristic) based on the calculated target sonic intake air quantity tQ D. For this reason, even when setting the target intake operation angle tθevent, the use of the map can be avoided by using the conversion table.
以上により、最小限の演算で吸気弁の作動特性(開閉時期、リフト特性)を制御することが可能となる。 As described above, it is possible to control the operation characteristics (opening / closing timing, lift characteristics) of the intake valve with a minimum calculation.
1…エンジン、101…吸気通路、102…スロットル弁、103…インジェクタ、104…吸気弁、105…動弁機構、105a…VEL機構、105b…VTC機構、106…点火プラグ、107…排気通路、108…排気弁、151…駆動軸、152…揺動カム、153…偏心駆動カム、154…リング状リンク、155…制御軸、156…偏心制御カム、157…ロッカアーム、158…ロッド状リンク、161…電磁アクチュエータ、201…エンジンコントローラ、211…アクセルセンサ、212…クランク角センサ、213…吸気圧力センサ、214…吸気温度センサ、215…排気圧力センサ、216…排気温度センサ
DESCRIPTION OF SYMBOLS 1 ... Engine, 101 ... Intake passage, 102 ... Throttle valve, 103 ... Injector, 104 ... Intake valve, 105 ... Valve mechanism, 105a ... VEL mechanism, 105b ... VTC mechanism, 106 ... Spark plug, 107 ... Exhaust passage, 108 ... Exhaust valve, 151 ... Drive shaft, 152 ... Oscillating cam, 153 ... Eccentric drive cam, 154 ... Ring link, 155 ... Control shaft, 156 ... Eccentric control cam, 157 ... Rocker arm, 158 ... Rod link, 161 ...
Claims (16)
エンジン運転条件に基づいて、シリンダ内に残留させる残留ガス量の目標値である目標残留ガス量を設定する目標残留ガス量設定手段と、
前記目標残留ガス量を達成するように前記吸気弁の目標開時期を設定し、設定した目標開時期に基づいて前記可変動弁機構を制御する制御手段と、
を含んで構成され、
前記制御手段は、前記吸気弁の開時期からバルブオーバーラップ期間中にシリンダ内への吸入が実際に開始される時期である実効上死点までの期間にバルブオーバーラップ期間中の所定時期における吸気弁通過ガス量を乗算した値を2で除算する、バルブオーバーラップ期間中にシリンダ内から吸気ポートへと吹き返すガスの量である吹き返しガス量を算出するための演算式を有し、
前記目標残留ガス量から算出した目標吹き返しガス量と、前記演算式とに基づいて、前記吸気弁の目標開時期を算出することを特徴とする可変動弁機構の制御装置。 A control device for a variable valve mechanism that variably controls the operating characteristics of an intake valve of an engine,
A target residual gas amount setting means for setting a target residual gas amount, which is a target value of the residual gas amount remaining in the cylinder, based on engine operating conditions;
Control means for setting a target opening timing of the intake valve so as to achieve the target residual gas amount, and controlling the variable valve mechanism based on the set target opening timing;
Comprising
The control means performs intake at a predetermined timing during the valve overlap period during a period from the opening timing of the intake valve to an effective top dead center, which is a timing when intake into the cylinder is actually started during the valve overlap period. dividing the value obtained by multiplying the valve passing gas amount 2, an arithmetic expression for calculating the blown-back gas amount is the amount of gas blown back from the cylinder during the valve overlap period between the intake port,
A control device for a variable valve mechanism, wherein a target opening timing of the intake valve is calculated based on a target blowback gas amount calculated from the target residual gas amount and the arithmetic expression.
バルブオーバーラップ期間中の複数の時期及びこの複数の時期のそれぞれにおけるシリンダ内ガス量変化分に基づいて、バルブオーバーラップ期間中のシリンダ内ガス量変化分の近似特性線である第2近似特性線を設定し、
前記第1、第2近似特性線の交点の時期を前記実効上死点として算出することを特徴とする請求項1記載の可変動弁機構の制御装置。 The control means is an approximate characteristic line of the exhaust valve passage gas amount in the second half of the valve overlap period, based on a plurality of times in the second half of the valve overlap period and the exhaust valve passage gas amounts in each of the plurality of periods. While setting one approximate characteristic line,
A second approximate characteristic line, which is an approximate characteristic line for the change in the cylinder gas amount during the valve overlap period, based on the plurality of periods in the valve overlap period and the change in the cylinder gas amount at each of the plurality of periods. Set
2. The control device for a variable valve mechanism according to claim 1, wherein the timing of the intersection of the first and second approximate characteristic lines is calculated as the effective top dead center.
バルブオーバーラップ期間の前半における複数の時期及びこの複数の時期のそれぞれにおける排気弁通過ガス量に基づいて、バルブオーバーラップ期間前半の排気弁通過ガス量の近似特性線である第4近似特性線を設定し、
前記第1近似特性線と前記第4近似特性線との交点の時期における前記第3近似特性線上の値を、前記所定時期における吸気弁通過ガス量とすることを特徴とする請求項1又は請求項2記載の可変動弁機構の制御装置。 The control means is an approximate characteristic line of the intake valve passage gas amount in the first half of the valve overlap period based on the plurality of times in the first half of the valve overlap period and the intake valve passage gas amounts in each of the plurality of periods. While setting 3 approximate characteristic lines,
Based on the plurality of periods in the first half of the valve overlap period and the exhaust valve passage gas amount in each of the plurality of periods, a fourth approximate characteristic line that is an approximate characteristic line of the exhaust valve passage gas quantity in the first half of the valve overlap period is Set,
2. The intake valve passing gas amount at the predetermined time is defined as a value on the third approximate characteristic line at the time of the intersection of the first approximate characteristic line and the fourth approximate characteristic line. Item 3. The control device for a variable valve mechanism according to Item 2.
前記目標吸気圧力となったときの排気圧力を目標排気圧力として算出する目標排気圧力算出手段とを更に含んで構成され、
バルブオーバーラップ期間におけるシリンダ内圧力を、吸気弁開時期から排気弁閉時期にかけて、前記目標排気圧力から前記目標吸気圧力へと直線的に変化するものと近似することを特徴とする請求項4〜8のいずれか一つに記載の可変動弁機構の制御装置。 Target intake pressure setting means for setting a target intake pressure based on engine operating conditions;
Further comprising target exhaust pressure calculating means for calculating the exhaust pressure when the target intake pressure is reached as the target exhaust pressure,
5. The cylinder internal pressure during the valve overlap period is approximated to a linear change from the target exhaust pressure to the target intake pressure from the intake valve opening timing to the exhaust valve closing timing. The control apparatus for a variable valve mechanism according to any one of claims 8 to 10.
前記制御手段は、エンジン運転条件に基づいて設定される目標新気量に基づいて前記吸気弁の目標リフト特性を設定し、
前記目標開時期に基づいて前記中心位相可変機構を制御するとともに、前記目標リフト特性に基づいて前記リフト可変機構を制御することを特徴とする請求項1〜13のいずれか一つに記載の可変動弁機構の制御装置。 The variable valve mechanism includes a variable lift mechanism capable of continuously changing a lift characteristic of the intake valve, and a variable center phase mechanism capable of continuously changing the central phase of the operating angle of the intake valve;
The control means sets a target lift characteristic of the intake valve based on a target fresh air amount set based on engine operating conditions,
The variable center mechanism according to any one of claims 1 to 13, wherein the center phase variable mechanism is controlled based on the target opening timing, and the variable lift mechanism is controlled based on the target lift characteristic. Control device for variable valve mechanism.
算出した目標ソニック吸入空気量に基づいて、前記目標リフト特性を設定することを特徴とする請求項14記載の可変動弁機構の制御装置。 The control means uses the sonic intake air amount Q D as the cylinder intake air amount when sucked as a sonic flow with an opening area corresponding to the lift amount of the intake valve, and the stroke volume from the start to the end of the intake stroke as upstream of the intake valve. Between the (Q D / Q MAX ) and (Qcyl / Q MAX ) when the cylinder intake air amount when the cylinder is charged in the side state is the maximum intake air amount Q MAX and the actual cylinder intake air amount is Qcyl Based on the set relationship and the target fresh air amount, a target sonic intake air amount corresponding to the target fresh air amount is calculated,
The control device for a variable valve mechanism according to claim 14, wherein the target lift characteristic is set based on the calculated target sonic intake air amount.
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