WO2009107372A1 - 内燃機関の燃料噴射量を制御するための装置 - Google Patents
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Definitions
- the present invention relates to a device for controlling a fuel injection amount of an internal combustion engine.
- Intake pressure may be used in determining the fuel injection amount. Since there is a time delay between the fuel injection timing and the detection of the intake pipe pressure, conventionally, the relationship between the rotational speed of the internal combustion engine and the estimated value of the intake pipe pressure in the steady state is stored in advance in a map The estimated value of the intake pipe pressure is determined with reference to the map based on the rotational speed of the engine speed, and the fuel injection amount is determined based on the estimated value. Further, in Patent Document 1 below, the target suction negative pressure is calculated based on the valve timing, the throttle opening, and the rotational speed of the internal combustion engine under transient operating conditions in which the valve timing of the intake valve changes. The fuel injection amount is adjusted based on the difference between the target suction negative pressure and the actual suction negative pressure. Thus, the fuel injection amount is determined to compensate for the fluctuation of the suction negative pressure. JP 2003-83116 A
- the estimated value of the intake pipe pressure as described above may cause a discrepancy with the actual value, and the actual intake pressure to the target intake negative pressure. There is a risk that the follow-up speed of suction negative pressure may vary. As described above, when the accuracy of the prediction of the intake pipe pressure decreases, the desired amount of fuel is not supplied, and the air-fuel ratio may deviate from the target value. This can lead to reduced acceleration performance and reduced emissions.
- control of a fuel injection amount is proposed in an internal combustion engine provided with a throttle valve actuator that controls the opening degree of a throttle valve.
- the actual throttle opening of the throttle valve is detected.
- the detected actual throttle opening degree is feedback-controlled at a predetermined control cycle so as to converge toward the target throttle opening degree at a predetermined time constant.
- the predicted value of the throttle opening degree of the next control cycle is calculated.
- a predicted value of the intake pipe pressure is determined.
- the fuel injection amount is calculated based on the predicted value of the intake pipe pressure.
- the gain is calculated based on the length of the control cycle and the time constant.
- the intake pipe pressure varies with the throttle opening.
- the throttle opening degree of the next control cycle is predicted, the predicted value of the intake pipe pressure is calculated based on the predicted value, and the fuel injection amount is determined based on the predicted value of the intake pipe pressure. . Therefore, in the control cycle for injecting the fuel, the actual throttle opening degree reaches the predicted throttle opening degree, and the actual intake pipe pressure reaches the predicted value of the intake pipe pressure, thus the actual intake pipe pressure The appropriate amount of fuel can be injected.
- the time constant is an index that represents the speed at which the actual throttle opening converges to the target throttle opening, but since the predicted throttle opening is calculated based on the time constant, the predicted throttle opening can be obtained. The accuracy of the predicted value of the intake pipe pressure can be improved.
- the throttle valve is passed Calculate the amount of air.
- Actual intake pipe pressure is detected.
- a correlation coefficient representing the correlation between the intake pipe pressure and the intake air amount is calculated.
- a time constant when the actual intake pipe pressure converges to the target intake pipe pressure is determined as a second time constant.
- the predicted value of the intake pipe pressure is calculated by adding a value obtained by multiplying the difference between the target intake pipe pressure and the actual intake pipe pressure by a predetermined second gain to the actual intake pipe pressure.
- the second gain is calculated based on the length of the control cycle for calculating the predicted value of the intake pipe pressure and the second time constant.
- the intake pipe pressure is not a control amount directly driven by, for example, a motor, it has conventionally been difficult to calculate a time constant for control of the intake pipe pressure, but in the present invention, a method of estimating this time constant is used.
- the actual throttle opening degree is the predicted throttle opening degree based on the finding that the speed at which the actual intake pipe pressure goes to the target intake pipe pressure can be determined based on the amount of air passing through the throttle valve.
- the time constant of intake pipe pressure is estimated based on the amount of air passing through the throttle valve until it reaches it.
- the accuracy of the time constant can be increased by determining the time constant in consideration of the operating condition as well. . By determining the time constant, the intake pipe pressure in the next control cycle can be predicted.
- the correlation among the rotational speed of the internal combustion engine, the lift amount of the intake valve, the phase of the intake valve, and the correlation coefficient is defined in the map.
- the corresponding correlation coefficient is determined with reference to the map based on the current rotation number, phase and lift amount.
- the target throttle opening degree of the control cycle p times before is determined.
- the value of p is determined based on the ineffective time until the throttle valve transitions from the stationary state to the operative state. If it is determined that the throttle valve has transitioned from the stationary state to the operating state, the target lift amount of the control cycle p times before is used to calculate the predicted value of the throttle opening.
- the target throttle opening degree used for calculating the predicted value is determined based on the ineffective time of the throttle valve, so that the predicted value when the throttle valve transitions from the stationary state to the operating state is better. It can be calculated with accuracy.
- the target throttle opening degree determined in the current control cycle is used to calculate the predicted value of the throttle opening degree.
- the target throttle opening degree determined in the current control cycle is used to calculate the predicted value of the throttle opening degree.
- the operating speed of the throttle valve is detected. According to the detected operating speed, it is determined whether the throttle valve has transitioned from the stationary state to the operating state or the throttle valve is operating. Thus, it can be determined whether an invalid time should be considered to calculate the predicted value.
- the difference between the actual throttle opening and the predicted value of the throttle opening is calculated.
- a map is provided that represents the relationship between the throttle opening and the amount of air passing through the throttle valve at predetermined reference atmospheric pressure and reference intake temperature reference conditions. By referring to the map based on the difference, the amount of air passing through the throttle valve in the reference state is calculated. The amount of air passing through the throttle valve in the reference state is converted into the amount of air passing at the current atmospheric pressure and the current intake air temperature.
- the present invention in order to determine the amount of air passing through the throttle valve at the current atmospheric pressure and the current intake air temperature, it is only necessary to store the map for the reference state, and for the other atmospheric pressure and intake air temperature There is no need to remember. Therefore, it is possible to reduce the number of map setting steps and the number of data to be stored.
- the above-mentioned conversion is further performed based on a parameter representing the viscosity of intake air of the internal combustion engine and a ratio of an opening area corresponding to a predicted value of the throttle valve to an opening area of the intake pipe. Correct the amount of passing air.
- the amount of air passing through can be determined with better accuracy because the correction is further made based on the viscosity of the intake air and the opening area ratio.
- the parameter representing the viscosity is a Reynolds number, and based on the detected amount of intake air, the opening area of the intake pipe, the inner diameter of the intake pipe, and the viscosity coefficient of the intake, Calculate the number.
- the viscosity coefficient is calculated based on the current intake air temperature.
- the intake air amount of the internal combustion engine is determined based on the predicted value of the intake pipe and the detected rotational speed of the internal combustion engine, and the fuel injection amount is determined based on the determined intake air amount.
- the predicted value of the intake pipe it is possible to obtain the intake air amount corresponding to the predicted value, and therefore, it is possible to obtain the fuel injection amount with better accuracy.
- FIG. 1 schematically shows an internal combustion engine and its control device according to one embodiment of the present invention.
- FIG. 1 schematically shows a configuration of a throttle mechanism and a throttle controller according to an embodiment of the present invention.
- FIG. 2 is a functional block diagram of a control device that calculates a fuel injection amount according to one embodiment of the present invention. The figure for demonstrating the principle which calculates prediction throttle-opening according to one Example of this invention.
- FIG. 2 is a functional block diagram of a throttle controller according to an embodiment of the present invention.
- FIG. 5 shows a transfer function of a throttle controller and a plant according to one embodiment of the present invention.
- FIG. 6 is a diagram for explaining a method of determining a combined transfer function of a throttle controller and a plant according to one embodiment of the present invention.
- FIG. 4 is a functional block diagram of a predicted throttle opening degree calculation unit according to one embodiment of the present invention.
- FIG. 4 is a functional block diagram of a passing air amount difference calculation unit according to one embodiment of the present invention.
- 5 is a correlation map showing the relationship between the amount of intake air and the throttle opening area under a reference condition according to one embodiment of the present invention.
- FIG. 7 shows various parameters for the intake manifold, in accordance with one embodiment of the present invention.
- Figure 5 is a map for determining viscosity coefficients, in accordance with an embodiment of the present invention.
- Fig. 5 is a map for determining a correction factor, in accordance with an embodiment of the present invention.
- Fig. 6 is a map for determining a time constant ⁇ _PB according to an embodiment of the present invention.
- 5 is a map for determining a fuel injection amount according to an embodiment of the present invention.
- 4 is a main flow for calculating a fuel injection amount according to one embodiment of the present invention.
- Fig. 5 is a flow chart of a process of calculating predicted throttle opening according to one embodiment of the present invention.
- FIG. 5 is a flow chart of a process of calculating a passing air quantity difference, in accordance with an embodiment of the present invention.
- Fig. 5 is a flowchart of a process of calculating a correlation coefficient according to an embodiment of the present invention.
- Fig. 5 is a map for determining a correlation coefficient according to an embodiment of the present invention.
- FIG. 5 illustrates interpolation calculations for correlation coefficient calculation, in accordance with one embodiment of the present invention.
- 5 is a flowchart of a process of calculating a fuel injection amount according to an embodiment of the present invention.
- FIG. 1 is an overall configuration diagram of an internal combustion engine (hereinafter referred to as an engine) and its control device according to one embodiment of the present invention.
- An electronic control unit (hereinafter referred to as "ECU") 1 is a computer provided with a central processing unit (CPU) and a memory.
- the memory can store a computer program for realizing various control of the vehicle and data (including a map) necessary for the execution of the program.
- the ECU 1 receives signals from each part of the vehicle and performs calculations in accordance with data and programs stored in the memory to generate a control signal for controlling each part of the vehicle.
- Engine 2 is, for example, an engine having four cylinders.
- An intake pipe 3 and an exhaust pipe 4 are connected to the engine 2.
- the intake pipe 4 is provided with a throttle valve 5.
- the throttle valve 5 is a drive by wire (DBW) type throttle valve driven by an actuator (not shown) in accordance with a control signal from the ECU 1.
- the throttle valve 5 is connected to a throttle valve opening ( ⁇ TH) sensor 6 that detects the opening of the throttle valve, and the detected value is sent to the ECU 1.
- DBW drive by wire
- ⁇ TH throttle valve opening
- a fuel injection valve 7 is provided for each cylinder between the engine 2 and the throttle valve 5 and slightly upstream of an intake valve (not shown) of the engine 2.
- the fuel injection valve 7 is connected to a fuel pump (not shown).
- the fuel injection timing and fuel injection amount of the fuel injection valve 7 are changed in accordance with the control signal from the ECU 1.
- the fuel injection valve may be mounted to face the cylinder of the engine 2.
- An air flow meter (AFM) 8 for detecting the amount of air flowing through the intake pipe 3 is provided upstream of the throttle valve.
- An intake pipe absolute pressure (PBA) sensor 10 is provided downstream of the throttle valve 5 to detect the pressure in the intake pipe. Further, an intake air temperature (TA) sensor 11 is provided downstream of the intake pipe absolute pressure sensor 10 to detect the temperature in the intake pipe. These detected values are sent to the ECU 1. Further, the engine 2 is provided with an engine water temperature sensor 12 for detecting the water temperature TW of the engine, and a detection value of the sensor is sent to the ECU 1.
- PBA intake pipe absolute pressure
- TA intake air temperature
- the engine 2 includes a variable lift mechanism capable of continuously changing the lift amount of the intake valve and the exhaust valve, and a variable phase mechanism continuously changing the phase based on the crankshaft of the cam driving the intake valve. And a variable valve operating characteristic device 20.
- variable lift mechanism can be realized by any known method.
- a method of controlling the maximum lift amount of the valve by changing the angle of the lower link by an actuator or the like, which is composed of a cam, a lift variable link, an upper link, and a lower link has been proposed (for example, See 036 560)).
- variable phase mechanism can be realized by any known method.
- a method of electromagnetically controlling the phase of the intake valve to an advance angle or a retard angle has been proposed (see, for example, Japanese Patent Laid-Open No. 2000-227033).
- variable lift mechanism and the variable phase mechanism may be integrally configured.
- present invention is not limited to these mechanisms capable of continuously changing the lift amount and the phase, and is also applicable to a mechanism capable of stepwise changing the lift amount and the phase.
- crank angle sensor 13 for detecting a rotation angle of a crankshaft of the engine 1 and a cam angle sensor 14 for detecting a rotation angle of a cam shaft connected with a cam for driving an intake valve of the engine 1.
- the detected values of these sensors are supplied to the ECU 1.
- the crank angle sensor 13 generates one pulse (CRK signal) for each predetermined crank angle (for example, 30 degrees), and the pulse can specify the rotational angle position of the crankshaft.
- the cam angle sensor 14 generates a pulse (CYL signal) at a predetermined crank angle position of a specific cylinder of the engine 2 and a pulse (TDC signal) at a top dead center (TDC) at the start of the intake stroke of each cylinder. .
- These pulses are used to detect various control timings such as fuel injection timing and ignition timing, and to detect the engine speed NE. From the relative relationship between the TDC signal output from the cam angle sensor 14 and the CRK signal output from the crank angle sensor 13, the actual phase CAIN of the camshaft of the intake valve is detected.
- variable valve actuation characteristic device 20 is provided with a control shaft rotation angle sensor (CSA) sensor 15 for detecting the rotation angle position of a control shaft that controls the lift amount of the intake valve. From the detection value of the sensor 15, the lift amount of the intake valve can be detected.
- CSA control shaft rotation angle sensor
- the ECU 1 detects the operating state of the engine 2 in accordance with the programs and data (including the map) stored in the memory according to the input signals from the various sensors, and also detects the throttle valve 5, the fuel injection valve 7, and the valve operation. A control signal for controlling the characteristic variable device 20 is generated.
- a throttle mechanism 21 including the throttle valve 5 and its actuator 22 is shown, which is a control target (plant) of the ECU 1.
- An output shaft 24 of a motor 23 provided in the actuator 22 is connected to the control shaft 26 of the throttle valve 5 via a gear 25.
- the motor 23 rotates the control shaft 26 in accordance with the control signal from the ECU 1, thereby changing the opening degree (opening area) of the throttle valve 5.
- FIG. 2 (b) is a block diagram corresponding to FIG. 2 (a), and the throttle controller 51 realized by the ECU 1 controls the throttle mechanism 21 which is a plant according to the control method described later.
- An operation amount for causing the actual throttle opening degree to converge to the target throttle opening degree is calculated.
- the motor 23 of the throttle actuator 22 changes the opening degree of the throttle valve 5 according to the operation amount.
- the changed throttle opening degree is detected by the throttle valve opening degree sensor 6 as an actual throttle opening degree, and is fed back to the throttle controller 51.
- FIG. 3 is a functional block diagram of a control device according to an embodiment of the present invention.
- the ultimate object of the present invention is to calculate the fuel injection amount, for which the predicted value of the intake pipe pressure is used.
- the predicted value represents the intake pipe pressure of the next control cycle.
- the fuel injection amount is calculated based on the predicted value calculated in a certain control cycle. In the next control cycle, the actual intake pipe pressure has reached the predicted value, so that it is possible to inject a suitable amount of fuel.
- the predicted throttle opening degree calculation unit 41 obtains a predicted value HTH of the throttle opening degree based on the actual throttle opening degree detected by the throttle valve opening degree sensor 6 and the target throttle opening degree.
- the passing air amount difference calculating unit 42 indicates, based on the predicted throttle opening HTH, how much the amount of air passing through the throttle valve 5 changes between the current control cycle and the next control cycle.
- the amount difference ⁇ DBW is calculated.
- the correlation coefficient calculation unit 43 calculates the coefficient A representing the correlation based on the operating state of the engine.
- the engine speed, the lift amount of the intake valve, and the phase of the intake valve are used as parameters representing the operating state.
- the predicted intake pipe pressure calculation unit 44 obtains a predicted value HPB of the intake pipe pressure based on the passing air amount difference ⁇ DBW and the correlation coefficient A.
- the fuel injection amount calculation unit 45 obtains the fuel injection amount based on the predicted intake pipe pressure HPB.
- HTH Predicted Throttle Opening
- control period may be synchronized to the TDC signal and control may be performed in response to the TDC signal.
- control period length Stime can be calculated based on the engine speed. For example, when the TDC signal is output at the top dead center of the suction stroke and the engine rotational speed detected in the current control cycle n is NE (rpm), the length of the control cycle n is calculated as follows: It can be done.
- the throttle controller 51 controls the throttle valve 5 such that the actual throttle opening degree is directed to the target throttle opening degree.
- the target throttle opening degree is X (degrees)
- the actual throttle opening degree is Z (degrees).
- the predicted throttle opening degree calculated based on the target throttle opening degree and the actual throttle opening degree is Y (degrees).
- the fuel injection amount to be injected in the next control cycle (n + 1) in the control cycle n is determined based on the predicted throttle opening.
- the actual throttle opening substantially reaches the value Y of the predicted throttle opening calculated in the control cycle n, so the amount suitable for the actual throttle opening realized in the cycle (n + 1)
- the amount of fuel injection will be injected.
- the fuel injection amount is calculated one control cycle before the injection timing, if the fuel injection amount is calculated based on the actual throttle opening detected in the control cycle n, the control cycle in which the actual injection is performed An amount of fuel suitable for the actual throttle opening degree of (n + 1) may not be injected. This may lead to an air-fuel ratio deviation.
- the throttle opening degree after one control cycle is predicted and the fuel injection amount is calculated based on the predicted throttle opening degree, an amount suitable for the actual throttle opening degree when actual injection is performed Fuel can be supplied.
- the predicted throttle opening can be calculated according to the following equation.
- HTH (n) C (THCMD (n) -TH (n)) + TH (n)
- C length of control period Stime / (time constant ⁇ p + length of control period Stime) (1)
- TH (n) indicates the actual throttle opening detected in the control cycle n.
- THCMD (n) indicates the target throttle opening degree determined in the control cycle n.
- C is a gain, which is calculated based on the length Stime of the control cycle and the time constant ⁇ p of the throttle opening control by the throttle controller 51.
- HTH (n) represents the predicted throttle opening degree calculated in the control cycle n. The predicted throttle opening degree is calculated by adding a value obtained by multiplying the deviation between the target throttle opening degree and the actual throttle opening degree by a gain to the actual throttle opening degree.
- the predicted throttle opening HTH (n) is calculated in the control cycle n according to the above equation (1), and the fuel injection amount to be supplied is determined in the next control cycle according to the predicted throttle opening.
- FIG. 5 is a detailed block diagram of the throttle controller 51 shown in FIG.
- the throttle controller 51 adopts PD control for position control of the throttle valve, that is, control of the throttle opening, and speed control, that is, PI control for the speed of moving the throttle valve, and calculates the operation amount.
- the PD control block is represented by 54 and the PI control block is represented by 55.
- Kpp indicates a proportional gain
- Kpd indicates a differential gain
- Kvp indicates proportional gain
- Kvi indicates integral gain.
- 1 / z indicates a delay element.
- Stime indicates the length of the control cycle as described above.
- the difference between the target throttle opening and the actual throttle opening is multiplied by the proportional gain Kpp, and the difference is differentiated to obtain the reciprocal of the control period length (1 / Stime) and the differential gain Kpd.
- the term multiplied by is added.
- the difference between the current value of the actual throttle opening and the previous value (indicating the amount of change in the throttle opening per control cycle) and the output of block 54 is taken, and the difference is proportional to the difference A term multiplied by the gain Kvp and a term obtained by integrating the difference and multiplying the control period length Stime and the integral gain Kvi are added.
- Jall represents an inertia element of a system from the motor 23 to the control shaft 26, and includes the inertia of the motor 23 and the inertia of the control shaft 26.
- Ball indicates the viscous resistance of the system from the motor 23 to the control shaft 26, and includes the viscous resistance of the motor 23, the viscous resistance and torque constant of the control shaft 26, the resistance of the motor, the reduction ratio, the gear efficiency and the like.
- FIG. 6A is a block diagram showing the lift controller 51 (FIG. 5) and the throttle mechanism 21 which is a plant by a transfer function using a Laplace operator s.
- Block 71 represents a PD control block and block 72 represents a PI control block.
- Block 73 shows the plant 21 and the above equation (2) is shown.
- each gain of PD and PI control is set using a time constant as follows.
- the time constant ⁇ p is a time constant of position control (PD control), and the time constant ⁇ indicates a time constant of speed control (PI control).
- Kpp 1 / ⁇ p
- Kpd ⁇ / ⁇ p
- the time constants ⁇ p and ⁇ can be set to desired values.
- the gains Kpp to Kvi are set such that the combined transfer function of the blocks 71 to 73 is a first-order lag system of a single time constant ⁇ p.
- the time constant ⁇ p is constant means that the time required for the actual throttle opening to reach about 63% of the target throttle opening is constant.
- the transfer functions of PI control block 72 and plant 73 of FIG. 6 (b) are then combined to obtain the transfer function indicated by block 75 of FIG. 6 (c).
- the feedback of the Laplace operator s (represented by block 74) is combined at block 75 to obtain the transfer function represented by block 76 of FIG. 7 (a).
- combining blocks 71 and 76 results in the transfer function indicated by block 77 in FIG. 7 (b).
- Further combining the actual lift amount and the target lift amount feedback line results in the transfer function indicated by block 78 in FIG. 7 (c).
- the combined transfer function H of the throttle controller 51 and the plant 21 is expressed as the following equation (3).
- This combined transfer function represents a first-order lag system of time constant ⁇ p.
- Block 78 of FIG. 8A represents the transfer function H of equation (3).
- the block 78 is decomposed to obtain the blocks 81 and 82 shown in (b).
- the discrete representation of the integral (1 / s) is 1 / (1 ⁇ z ⁇ 1 ), and therefore, as indicated by a code 83, the delay element z It can be expressed using Stime of block 84 represents the integration time.
- the combination of blocks 81, 83 and 84 is represented by block 85 shown in (d). Assuming that Stime / ⁇ p is k, loop transfer function H ′ (z) is obtained (represented by z expression).
- Equation (5) is expressed as shown in (d) of FIG. 8.
- Equation (5) is expressed as shown in (d) of FIG. 8.
- Equation (6) Let Y (n) in equation (6) be the predicted throttle opening HTH (n), Y (n-1) be the actual lift amount TH (n), and U (n) be the target lift amount THCMD (n).
- HTH the predicted throttle opening
- Y (n-1) the actual lift amount TH
- U (n) the target lift amount THCMD (n).
- position control is realized by PD control and speed control is realized by PI control.
- the control method of the throttle opening may be any control method that can be expressed by a transfer function, and for example, PI control, PD control, PID control, and H ⁇ ⁇ control can be used.
- control by a disturbance observer that controls the plant to estimate the disturbance to the plant and remove the influence of the disturbance may be included. Since these controls can determine the frequency characteristics (gain characteristics and phase characteristics) of the control according to the control parameters, they can be said to be control methods capable of implementing frequency shaping.
- the gain characteristics and phase characteristics of PI control can be determined by control parameters such as proportional gain and integral gain.
- the control parameter used to control the throttle opening is set using the time constant, whereby the combined transfer function is represented by a first-order lag system of the time constant, whereby the time constant is constant. It is applicable to the control form which can control throttle-opening as it is.
- FIG. 9 is a more detailed functional block diagram of the predicted throttle opening (HTH) calculator 41 according to an embodiment of the present invention.
- a target throttle opening decimation unit 91 which obtains the value p by dividing the ineffective time of the throttle valve by the length Stime of the control cycle.
- the past value of the target throttle opening (the target throttle opening calculated in the previous control cycle) is stored in the memory of the ECU 1.
- the control cycle Stime is constant in this embodiment, and is stored in the memory of the ECU 1.
- the decimation unit 91 outputs the target throttle opening degree calculated in the control cycle (n ⁇ p) before p times.
- an invalid time occurs for the throttle valve to transition from the stationary state to the operative state. That is, although the throttle controller 51 outputs an operation amount for controlling the opening degree of the throttle valve to the actuator 22 of FIG. 2 according to the target throttle opening degree, by the time the throttle valve actually starts to move according to the operation amount. There is a delay for the ineffective time. Therefore, the above-described decimation process is performed to accurately associate the actual throttle opening degree with the target throttle opening degree.
- the invalidation time is 30 ms and the control cycle is 10 ms
- the target throttle opening degree calculated in the control cycle (n ⁇ 3) three previous times is output.
- the operation start of the current control cycle of the throttle valve is based on the target value of the control cycle three cycles before.
- the invalid time can be calculated in advance by simulation or the like depending on the throttle mechanism and stored in the memory of the ECU 1.
- the actuation determination unit 92 determines whether or not the throttle valve has transitioned from the stationary state to the actuation state in the current control cycle n. More specifically, the operation determination unit 92 determines the difference between the actual throttle opening of the current control cycle n detected via the throttle sensor 6 and the actual throttle opening of the previous control cycle (n-1). Calculate and divide the difference by the control period length Stime. The value obtained by the division represents the operating speed of the throttle valve. If the operation speed is equal to or higher than a predetermined value, it is determined that the throttle valve is in operation, and an operation flag of value 1 is output. If the operation speed is smaller than the predetermined value, it is determined that the throttle valve has stopped in the previous control cycle, and it is determined that the throttle valve has started operation in the current control cycle, and an operation flag of zero value is output.
- the switching unit 93 checks the value of the operation flag, and if the value of the operation flag is 1, adopts the value of the target throttle opening determined in the current control cycle n as the target throttle opening THCMD (n). .
- the target throttle opening can be determined by any known method according to the operating state of the engine, as described above. If the value of the operation flag is zero, the value of the target throttle opening degree of p times passed from the decimation unit 91 is adopted as the target throttle opening degree THCMD (n). In this way, when the throttle valve is not in operation and transits from the rest state to the operation state, it indicates that the ineffective time has occurred, so that the target throttle opening degree p times before is used.
- the ineffective time may occur slightly. For example, since an operation amount calculated by the throttle controller 51 reaches the actuator 22 of the throttle mechanism 21 via the communication line, such an invalid time may occur. Therefore, the dead time may be taken into consideration also when the throttle valve is in operation. In that case, the ineffective time is measured in advance through simulation or the like and stored in the memory of the ECU 1, and the decimation unit 91 calculates a value p 'obtained by dividing the ineffective time by the control period, p' times The target throttle opening determined in the previous control cycle is output.
- the switching unit 93 sets the target throttle opening degree of the control cycle p 'times before or the target throttle opening degree of the control cycle time p times before according to the value of the operation flag, the target throttle opening degree THCMD (n) of the control cycle this time. Choose as.
- the gain calculation unit 94 calculates the gain C in accordance with the above-mentioned equation (1) based on the length Stime of the control cycle and the time constant ⁇ p.
- the time constant ⁇ p can be set to a desired value, and can be stored in advance in the memory of the ECU 1.
- the predicted throttle opening degree calculation unit 95 calculates the gain C, the actual throttle opening degree TH (n) detected by the throttle sensor 6 in the control cycle n at this time, and the target selected by the switching unit 93 in the above equation (1).
- the throttle opening degree THCMD (n) is substituted to calculate the predicted throttle opening degree HTH (n).
- the decimation unit 91 determines how many control cycles the ineffective time corresponds to. For example, when the invalidation time is 30 ms, the length of the control period (n-1) is 9 ms, the length of (n-2) is 11 ms, and the length of (n-3) is 12 ms, the invalidation is ineffective.
- p 3 can be obtained.
- the past value of the engine speed may be stored.
- the length of the control period n can be obtained from the engine rotational speed detected in the control period n.
- the operation determination unit 92 calculates the operating speed.
- the length of the previous control cycle n-1 is used.
- the gain C is a value for predicting how much the actual throttle opening detected according to the current TDC signal will change by the time of detection of the throttle opening according to the next TDC signal.
- the gain calculation unit 94 preferably calculates the gain C using the length Stime of the control period n of this time.
- FIG. 9 is a detailed functional block diagram of the passing air amount difference calculating unit 42 of FIG. 3.
- the reference passing air amount difference calculation unit 101 receives the predicted throttle opening degree HTH described with reference to FIG. 9, and between the predicted throttle opening degree HTH and the actual throttle opening degree TH detected by the throttle sensor 6. Calculate the difference.
- the calculation unit 101 refers to a map representing a relationship between a throttle opening area and a predetermined reference state, that is, a gauge pressure serving as a reference, an atmospheric pressure, and an intake air temperature at an intake temperature based on the calculated difference. Then, the intake air amount ⁇ GAIRTH_BASE under the reference condition is determined.
- the intake air amount ⁇ GAIRTH_BASE represents the amount of change in the amount of air passing through the throttle valve 5 in response to the change of the throttle opening from TH to HTH under the reference condition. Since there is a one-to-one relationship between the throttle opening (deg) and the throttle opening area (mm 2 ), reference to the above map is performed by converting the difference (deg) to the opening area. It will be.
- FIG. 11 shows an example of such a correlation map.
- the gauge pressure indicates the differential pressure of the absolute pressure in the intake pipe to the atmospheric pressure.
- the correlation map can be stored in the memory of the ECU 1.
- the reference state is not limited to the numerical values as described above, and may be set to a state having other values of gauge pressure, atmospheric pressure and intake air temperature.
- the passing air amount difference calculation unit 102 corrects the reference passing air amount difference ⁇ GAIRTH_BASE under the reference state based on the current gauge pressure PBGA, the current intake air temperature TA, and the current atmospheric pressure PA, and passes under the current state. Convert to air amount difference ⁇ GAIRTH. This correction is performed as follows using a correction equation derived from Bernoulli's theorem.
- PBGA_STD is a reference gauge pressure under the above reference condition
- TA_STD is a reference intake air temperature under the reference condition
- PA_STD is a reference atmospheric pressure under the reference condition, and as described above, this embodiment In form, they are 50 mmHg (6.666 kPa), 25 ° C., and 760 mmHg (101.32 kPa), respectively. Since Kelvin is used as the unit of temperature in the equation, 273 is added to TA and TA_STD.
- the flow passage opening area and bore diameter (inner diameter) of the intake pipe 3 are predetermined, and are represented by AD and D, respectively.
- the area where the throttle valve 5 is disposed, that is, the throttle opening area is represented by A.
- the pressure upstream of the throttle valve 5 is represented by the atmospheric pressure PA, and the pressure downstream is detected by the intake pipe pressure sensor 10 (FIG. 1) and represented by PB.
- the gauge pressure PBGA is calculated by PA-PB.
- the air density is represented by ⁇ .
- the drawing shows that the intake air amount at the flow rate of ⁇ GAIRTH passes through the throttle valve 5.
- C is a flow coefficient (sometimes called an outflow coefficient).
- flow rate ⁇ GAIRTH_BASE flows through the path of cross-sectional area A under the reference conditions of reference gauge pressure PBGA_STD, reference intake air temperature TA_STD, and reference atmospheric pressure PA_STD
- flow rate ⁇ GAIRTH_BASE is expressed as the following equation .
- ⁇ ′ is the air density under this condition.
- the passing air amount difference ⁇ DBW calculated above is based on the assumption that the flow coefficient C is constant.
- the flow coefficient C may vary depending on the Reynolds number and the opening area ratio.
- the viscosity coefficient calculation unit 104 of FIG. 10 determines the viscosity coefficient ⁇ of the intake based on the intake temperature TA detected by the intake temperature sensor 11 (FIG. 1). More specifically, the viscosity coefficient calculation unit 104 obtains the corresponding viscosity coefficient ⁇ by referring to a map as shown in FIG. 14 based on the intake air temperature TA.
- the map can be stored in the memory of the ECU 1.
- the viscosity coefficient of gas has a characteristic that varies with temperature, and the higher the temperature, the larger the viscosity coefficient.
- the Reynolds number calculation unit 105 calculates the Reynolds number Re D for intake.
- the Reynolds number is the product of fluid density, velocity, and length divided by the fluid's viscosity coefficient, and is an indicator for fluid viscosity and inertia. The smaller the Reynolds number, the relatively viscous flow is shown, and the larger the Reynolds number, the relatively inertial flow is shown.
- the Reynolds number Re D of the intake can be calculated based on the density ⁇ , the velocity V and the length of the air flow, and the viscosity coefficient ⁇ .
- the inner diameter of the pipe that is, the inner diameter D of the intake pipe is used. Therefore, Reynolds number Re D can be calculated according to the following equation (13).
- the intake air amount GAIR detected by the AFM 8 represents the air amount per unit time
- the air density ((kg / m 3 ) ⁇ velocity V (m / s) in the equation (13) is It can be replaced by kg / s) / A D (m 2 ). Therefore, the Reynolds number Re D for the intake air amount GAIR is determined by the viscosity coefficient calculation unit 104, as shown in equation (14), the intake air amount GAIR, the opening area A D and the inner diameter D of the intake pipe, and It can be calculated based on the viscosity coefficient ⁇ .
- the flow coefficient corresponding to the opening area ratio and the Reynolds number refers to, for example, a map as shown in FIG. It can be determined by According to the flow coefficient C thus determined, a correction coefficient Kc for correcting the passing air amount difference ⁇ GAIRTH based on the opening area of the predicted throttle opening HTH is determined. As described above, the correction coefficient Kc is a coefficient for correcting the deviation of the flow coefficient C determined above from the flow coefficient Cbase under the reference state. Thus, the correction coefficient Kc according to the opening area ratio and the Reynolds number can be defined in advance in a map and stored in the memory of the ECU 1.
- FIG. 1 An example of such a map is shown in FIG.
- the map shows the relationship between the Reynolds number Re for each opening area ratio m and the correction coefficient Kc.
- the correction coefficient Kc is smaller as the aperture area ratio m is smaller. This is because, as the opening area ratio m is smaller, the flow coefficient C is smaller, and the air flow is less likely to pass through the throttle valve, so that the passing air amount difference ⁇ GAIRTH is corrected to be smaller.
- the correction coefficient Kc is made smaller as the Reynolds number is larger. This is because, as the Reynolds number is larger, the flow coefficient C is smaller, and thus the passing air amount difference is corrected to be smaller.
- the correction coefficient calculation unit 107 refers to a map as shown in FIG. 15 based on the Reynolds number Re D and the opening area ratio m calculated by the Reynolds number calculation unit 105 and the opening area ratio calculation unit 106, and the corresponding correction coefficient Find Kc.
- the map shown in the figure is an example and only three Reynolds numbers are defined, it is of course not limited to this, and a large number of Reynolds numbers may be defined.
- the correction coefficient Kc corresponding to the calculated Reynolds number is calculated by known interpolation calculation. can do.
- the correction unit 109 calculates the corrected passing air amount difference ⁇ DBW by multiplying the passing air amount difference ⁇ GAIRTH calculated by the passing air amount difference calculating unit 102 by the correction coefficient Kc thus calculated.
- the correction coefficient Kc is a value based on the viscosity of the intake air and the throttle opening area ratio m, the correction coefficient Kc is between the actual throttle opening TH and the predicted throttle opening HTH under the current condition. The difference in the amount of air passing through the throttle valve can be calculated with better accuracy.
- Correlation Coefficient Calculation Unit Predicted Intake Pipe Pressure Calculation Unit, and Fuel Injection Amount Calculation Unit
- the correlation coefficient calculation unit 43, the predicted intake pipe pressure calculation unit 44, and the fuel injection amount calculation unit 45 of FIG. 3 will be described.
- a certain engine speed, lift amount of intake valve, and intake pipe pressure PB and intake air amount GAIR at the phase of intake valve have a correlation, and in general, by the following equation (16) It can be approximated.
- B is a constant and A is called a correlation coefficient.
- PB A ⁇ GAIR + B (16)
- Correlation coefficient calculation unit 43 detects the engine speed detected through CRK sensor 13, the lift amount of the intake valve detected by CSA sensor 15, and the intake valve detected through CRK sensor 13 and CAM sensor 14.
- the correlation coefficient A is calculated based on the phase of. More specifically, a map in which the correlation coefficient A is defined for each of the engine rotational speed, the lift amount and the phase is created in advance by simulation or the like and stored in the memory of the ECU 1.
- the correlation coefficient calculation unit 43 refers to the map based on the detected engine rotational speed, lift amount and phase, and obtains the corresponding correlation coefficient A.
- the predicted intake pipe pressure calculation unit 44 calculates the predicted value HPB of the intake pipe pressure based on the passing air amount difference ⁇ DBW and the correlation coefficient A.
- PB (n) represents the actual intake pipe pressure detected in the control cycle n.
- PBCMD (n) is the target intake manifold pressure determined in the control cycle n, and can be determined by any known method according to the operating state.
- C_PB is a gain, which is calculated based on the control period length Stime and the time constant ⁇ _PB.
- HPB (n) represents a predicted value calculated in control period n. The predicted value is a value obtained by multiplying the deviation between the target intake pipe pressure and the actual intake pipe pressure by a gain (indicating the amount of change in the intake pipe pressure from the control cycle n to (n + 1)) to the actual intake pipe pressure Calculated by
- the purpose is to find the time constant ⁇ _PB.
- the time constant ⁇ _PB can be determined based on the passing air amount difference ⁇ DBW and the correlation coefficient A.
- the passing air amount difference ⁇ DBW is the amount of air passing through the throttle valve between the actual throttle opening TH (n) in the current control cycle n and the predicted value HTH of the actual throttle opening in the next control cycle (n + 1). Represents Therefore, there is a correlation between the passing air amount difference ⁇ DBW and the speed at which the actual intake pipe pressure approaches the target intake pipe pressure. As the passing air amount difference ⁇ DBW is larger, the change in the intake pipe pressure is larger, which indicates that the speed is higher.
- the relationship between the intake pipe pressure and the intake air amount changes depending on the operating condition. Even if the passing air amount difference ⁇ DBW is the same, the degree to which the passing air amount difference ⁇ DBW is reflected in the intake pipe pressure differs according to the operating state.
- the larger the correlation coefficient A the larger the change in intake pipe pressure, and thus, the higher the speed.
- the relationship between the passing air amount difference ⁇ DBW, the correlation coefficient A, and the time constant ⁇ _PB can be checked in advance through simulation and the like, and this can be defined in a map and stored in the memory of the ECU 1.
- the predicted intake pipe pressure calculation unit 44 refers to the map based on the passing air amount difference ⁇ DBW and the correlation coefficient A to obtain a corresponding time constant ⁇ _PB.
- the calculation unit 44 calculates the predicted intake pipe pressure HPB according to the above equation (17) using the obtained time constant ⁇ _PB.
- the time constant ⁇ _PB is determined based on the correlation coefficient A.
- GAIR in the above-mentioned equation (16) represents the amount of air flowing into the cylinder, and considering the transient state of the engine, The GAIR may not match the air amount ⁇ DBW passing through the throttle valve. Therefore, even if ⁇ DBW is substituted for GAIR in equation (16), it is difficult to determine the intake pipe pressure with good accuracy. Therefore, in the present invention, the time constant ⁇ _PB is calculated from the passing air amount difference ⁇ DBW and the correlation coefficient A calculated this time based on the previously determined correlation among the correlation coefficient A, time constant ⁇ _PB and passing air amount difference ⁇ DBW. The estimated value HPB of the intake pipe pressure is determined through the time constant ⁇ _PB.
- the fuel injection amount calculation unit 45 calculates the fuel injection amount based on the predicted intake pipe pressure HPB. More specifically, a map in which the intake air amount corresponding to the engine rotational speed is defined for each intake pipe pressure can be created beforehand through simulation or the like and stored in the memory of the ECU 1.
- the fuel injection amount calculation unit 45 refers to the map based on the predicted intake pipe pressure HPB, and obtains an intake air amount corresponding to the detected engine rotational speed.
- the intake air amount represents the amount of air taken in when the predicted intake pipe pressure HPB is realized.
- An example of the map is shown in FIG. 17 (a). As the rotational speed is higher and the intake pipe pressure is higher, the amount of intake air increases.
- a map that defines the fuel injection amount corresponding to the intake air amount can be created in advance through simulation and the like and stored in the memory of the ECU 1.
- the fuel injection amount calculation unit 45 calculates the corresponding fuel injection amount with reference to the map based on the obtained intake air amount. An example of the map is shown in FIG. As the intake air amount increases, the fuel injection amount is increased.
- the fuel injection amount calculation unit 45 calculates the fuel injection amount based on the predicted intake pipe pressure HPB (n) in the current control cycle n.
- the fuel injection amount is passed to a fuel controller (not shown) realized in the ECU 1, and the controller drives the fuel injection valve so that the fuel injection amount is injected in the next control cycle (n + 1). Ru.
- the length of the control cycle for calculating the predicted value of the intake pipe pressure according to the equation (17) is controlled to the throttle opening degree described in the above "1."
- the length Stime of the control cycle to calculate the predicted value of the throttle opening degree the lengths of both control cycles may be different.
- the length Stime_PB of the control period for calculating the predicted value of the intake pipe pressure is set to Stime in the above equation (17).
- Control flow Referring to FIGS. 18-24, the control flow will be described in accordance with one embodiment of the present invention.
- FIG. 18 shows a main flow, and the process shown in the flow is executed by the ECU 1 in accordance with the control cycle Stime described above, and more specifically, is realized by the functional blocks shown in FIG.
- step S1 a process of calculating the predicted throttle opening degree HTH is performed.
- step S2 a process of calculating the passing air amount difference ⁇ DBW is performed.
- step S3 a process of calculating the correlation coefficient A is performed.
- step S4 a process of calculating a predicted intake pipe pressure HPB and calculating a fuel injection amount is performed.
- control period length Stime_PB (see Equation 17) for calculating the predicted value of the intake pipe pressure is different from the control period length Stime (see Equation 1) for calculating the predicted value of the throttle opening. It is also good.
- step S1 the process of calculating the predicted throttle opening
- step S2 the process of calculating the passing air amount difference ⁇ DBW
- step S3 the process of calculating the correlation coefficient A
- step S4 the process of calculating the predicted intake pipe pressure and calculating the fuel injection amount is performed in the cycle of Stime_PB.
- FIG. 19 shows a flowchart of the process performed in step S1 of FIG.
- step S11 a target throttle opening degree p times before is obtained based on the ineffective time.
- step S12 when it is determined that the throttle valve has transitioned from the stationary state to the operating state in the current control cycle by calculating the operating speed of the throttle valve, the operating flag is set to zero and the current control cycle is maintained. If it is determined that the throttle valve is operating, the operation flag is set to 1.
- step S13 if the operation flag is the value 1 indicating that the throttle valve is in operation, the target throttle opening degree determined in the current control cycle is set to the target throttle opening degree THCMD (n) (S14). If the operation flag is a value zero indicating that the throttle valve has transitioned from the stationary state to the operating state, the target throttle opening degree determined in the control cycle p times before is set to the target throttle opening degree THCMD (n) To do (S15).
- step S16 the gain C is calculated according to the aforementioned equation (1) based on the length Stime of the control cycle and the time constant ⁇ p.
- step S17 using the gain C, the actual throttle opening TH (n) detected by the throttle valve opening sensor 6, and the target throttle opening THCMD (n), the predicted throttle opening is made according to the above equation (1). Degree HTH is calculated.
- FIG. 20 shows the flow of the process performed in step S2 of FIG.
- step S21 the difference between the predicted throttle opening degree HTH and the actual throttle opening degree TH is calculated.
- step S22 a reference passing air amount difference ⁇ GAIRTH_BASE is calculated by referring to a map as shown in FIG. 11 based on the difference.
- step S23 the passing air amount difference ⁇ GAIRTH is calculated according to the aforementioned equation (7).
- step S24 based on the intake air temperature TA detected by the intake air temperature sensor 11, the viscosity coefficient ⁇ is calculated with reference to a map as shown in FIG.
- step S25 using the intake air amount GAIR detected by the AFM 8 and the viscosity coefficient ⁇ obtained in step S24, the Reynolds number Re D is calculated according to equation (14).
- step S26 using the opening area of the predicted throttle opening HTH, the opening area ratio m is calculated according to the equation (15).
- step S27 a correction coefficient Kc is determined with reference to a map as shown in FIG. 15 based on the Reynolds number Re D and the aperture area ratio m calculated in steps S25 and S26.
- step S28 the correction coefficient Kc is multiplied by the passing air amount difference ⁇ GAIRTH calculated in step S23 to calculate a corrected passing air amount difference ⁇ DBW.
- FIG. 21 is a flowchart of the process performed in step S3 of FIG.
- the correlation coefficient A is set for each of the engine speed, the phase of the intake valve, and the lift amount of the intake valve.
- FIG. 22 (a) shows a map corresponding to the first phase CAIN1
- FIG. 22 (b) shows a map corresponding to the second phase CAIN2
- FIG. 22 (c) corresponds to the third phase CAIN3. Show the map to be There is a relationship of first phase ⁇ second phase ⁇ third phase.
- step S31 a map corresponding to the first phase CAIN1 as shown in (a) is selected, and the map is referred to based on the detected number of rotations and the detected lift amount, and the corresponding phase is determined.
- the relation number A_L is calculated.
- step S32 a map corresponding to the second phase CAIN2 as shown in (b) is selected, and the map is referred to based on the detected number of rotations and the detected lift amount, and the corresponding correlation coefficient Calculate A_M.
- step S33 a map corresponding to the third phase CAIN3 as shown in (c) is selected, and the map is referred to based on the detected number of rotations and the detected lift amount, and the corresponding correlation coefficient Calculate A_H.
- the coefficient A_L corresponding to the first phase CAIN1, the coefficient A_M corresponding to the second phase CAIN2, and the coefficient A_H corresponding to the third phase CAIN3 are obtained. If these are plotted, interpolation calculation is performed to obtain a correlation coefficient A according to the current phase CAIN, as shown in FIG. 23, for example. For example, as shown in the figure, if there is the current phase CAIN between the first phase CAIN1 and the second phase CAIN2, by linear interpolation, it corresponds to the current phase CAIN by the following equation (18) The correlation coefficient A can be determined.
- FIG. 24 is a flowchart of the process performed in step S4 of FIG.
- step S41 a time constant ⁇ _PB is determined with reference to a map as shown in FIG. 16 based on the passing air amount difference ⁇ DBW and the correlation coefficient A.
- step S42 the gain C_PB is calculated according to the equation (17) based on the length Stime of the control cycle and the time constant ⁇ _PB, and the gain C_PB and the target intake manifold pressure PBCMD and the actual detected by the PB sensor 10 are further calculated.
- the predicted intake pipe pressure HPB is calculated according to the above equation (17) using the intake pipe pressure PB.
- step S43 a map as shown in FIG. 17A is referred to based on the detected engine rotational speed and the estimated intake pipe pressure HPB to determine the corresponding intake air amount.
- step S44 the fuel injection amount is calculated by referring to a map as shown in FIG. 17B based on the intake air amount obtained in step S43.
- the above embodiment is applicable to a general-purpose (for example, an outboard motor) internal combustion engine.
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Abstract
より良好な精度で燃料噴射量を決定する。スロットル弁の開度を制御するスロットル弁アクチュエータを備える内燃機関において、燃料噴射量を制御するための制御装置は、スロットル弁の実スロットル開度(TH)を検出する手段を備え、該検出された実スロットル開度を、所定の時定数(τp)で目標スロットル開度(THCMD)に向けて収束するように所定の制御周期でフィードバック制御する。目標スロットル開度および実スロットル開度の差に所定のゲイン(C)を乗算した値を該実スロットル開度に加算することにより、次の制御周期のスロットル開度の予測値(HTH)を算出する。該スロットル開度の予測値に基づいて、吸気管圧力の予測値(HPB)を求め、該吸気管圧力の予測値に基づいて、燃料噴射量を算出する。該ゲインは、該制御周期の長さおよび上記時定数に基づいて算出される。
Description
この発明は、内燃機関の燃料噴射量を制御するための装置に関する。
燃料噴射量を決定する際に、吸気管圧力が用いられることがある。燃料噴射時期と吸気管圧力の検出との間には時間的な遅れがあるので、従来は、定常状態における内燃機関の回転数と吸気管圧力の推定値の関係を予めマップに記憶し、現在の回転数に基づいて該マップを参照して吸気管圧力の推定値を求め、該推定値に基づいて燃料噴射量を決定していた。また、下記の特許文献1では、吸気バルブのバルブタイミングが変化する過渡的な運転条件で、バルブタイミングとスロットル開度と内燃機関の回転速度とに基づいて目標吸入負圧を算出し、算出した目標吸入負圧と実際の吸入負圧との差に基づいて燃料噴射量を調整する。これにより、吸入負圧の変動分を補償するよう燃料噴射量が決定される。
特開2003-83116号公報
スロットル弁の作動速度のばらつき等により吸気管圧力の挙動は変化するので、上記のような吸気管圧力の推定値が実際値と不一致を起こすおそれがあり、また、目標吸入負圧への実際の吸入負圧の追従速度がばらつくおそれがある。このように、吸気管圧力の予測の精度が低くなると、所望の量の燃料が供給されず、空燃比が目標値からずれるおそれがある。これは、加速性能の低下およびエミッションの低下を招くおそれがある。
したがって、より良好な精度で吸気管圧力を予測することにより燃料噴射量を制御する手法が望まれている。
本願発明の一つの側面によると、スロットル弁の開度を制御するスロットル弁アクチュエータを備える内燃機関において、燃料噴射量の制御が提案される。該制御において、スロットル弁の実スロットル開度を検出する。該検出された実スロットル開度を、所定の時定数で目標スロットル開度に向けて収束するように所定の制御周期でフィードバック制御する。目標スロットル開度および実スロットル開度の差に所定のゲインを乗算した値を該実スロットル開度に加算することにより、次の制御周期のスロットル開度の予測値を算出する。該スロットル開度の予測値に基づいて、吸気管圧力の予測値を求める。該吸気管圧力の予測値に基づいて、燃料噴射量を算出する。ここで、該ゲインは、該制御周期の長さおよび上記時定数に基づいて算出される。
吸気管圧力はスロットル開度によって変動する。この発明によれば、次の制御周期のスロットル開度が予測され、該予測値に基づいて吸気管圧力の予測値が算出され、該吸気管圧力の予測値に基づいて燃料噴射量を決定する。したがって、燃料を噴射する制御周期においては、実スロットル開度が予測スロットル開度に到達すると共に、実吸気管圧力が該吸気管圧力の予測値に到達することとなり、よって、該実吸気管圧力に適した量の燃料を噴射することができる。また、時定数は、実スロットル開度が目標スロットル開度に収束する速度を表す指標であるが、該時定数に基づいてスロットル開度の予測値が算出されるので、スロットル開度の予測値の精度を向上させることができ、よって吸気管圧力の予測値の精度を向上させることができる。
この発明の一実施形態によると、実スロットル開度とスロットル開度の予測値とに基づいて、該実スロットル開度から該予測値にスロットル弁の開度が変化した時に該スロットル弁を通過する空気量を算出する。実吸気管圧力が検出される。内燃機関の運転状態に基づいて、吸気管圧力と吸入空気量の間の相関を表す相関係数を算出する。該通過空気量および該相関係数に基づいて、実吸気管圧力が目標吸気管圧力に収束する時の時定数を、第2の時定数として求める。目標吸気管圧力および実吸気管圧力の差に所定の第2のゲインを乗算した値を該実吸気管圧力に加算することにより、上記吸気管圧力の予測値を算出する。ここで、該第2のゲインは、吸気管圧力の予測値を算出する制御周期の長さおよび上記第2の時定数に基づいて算出される。一実施例では、通過空気量、相関係数、第2の時定数の間の相関を規定したマップを、上記算出された通過空気量および相関係数に基づいて参照することにより、該第2の時定数を求める。
吸気管圧力は、たとえばモータによって直接駆動される制御量ではないので、吸気管圧力の制御について時定数を算出することが従来困難であったが、本願発明では、この時定数を推定する手法を提案する。すなわち、本願発明では、実際の吸気管圧力が目標吸気管圧力に向かう速度は、スロットル弁を通過する空気量に基づいて決めることができるという知見に基づき、実スロットル開度が予測スロットル開度に達するまでに該スロットル弁を通過する空気量に基づいて、吸気管圧力の時定数を推定する。また、吸気管圧力と吸入空気量の間の相関は、運転状態に応じて変化することがあるので、該運転状態をも考慮して該時定数を決定することにより、時定数の精度を上げる。時定数が決まることにより、次の制御周期の吸気管圧力を予測することができる。
この発明の一実施例によると、内燃機関の回転数、吸気バルブのリフト量、該吸気バルブの位相、および相関係数の相関がマップに規定される。上記相関係数の算出は、現在の回転数、位相およびリフト量に基づいて該マップを参照して、対応する相関係数を求める。こうして、内燃機関の運転状態に応じた相関係数を求めることができる。
この発明の一実施形態によると、p回前の制御周期の目標スロットル開度を求める。スロットル弁が静止状態から作動状態に遷移するまでの無効時間に基づいて該pの値を求める。スロットル弁が静止状態から作動状態に遷移したことが判定されたならば、スロットル開度の予測値算出には、該p回前の制御周期の目標リフト量を用いる。
この発明によれば、スロットル弁の無効時間に基づいて、予測値算出に用いる目標スロットル開度が決定されるので、スロットル弁が静止状態から作動状態に遷移した時の予測値を、より良好な精度で算出することができる。
この発明の一実施形態によると、スロットル弁が作動していることが判定されたならば、スロットル開度の予測値算出には、今回の制御周期で決定された目標スロットル開度を用いる。こうして、スロットル弁が作動している最中には、スロットル弁の無効時間を考慮しなくてもよいようにする。
この発明の一実施形態によると、スロットル弁の作動速度を検出する。該検出された作動速度に従って、スロットル弁が静止状態から作動状態に遷移したか、またはスロットル弁が作動しているか、を判定する。こうして、予測値を算出するのに無効時間を考慮すべきかどうかを判断することができる。
この発明の一実施形態によると、実スロットル開度と上記スロットル開度の予測値の差を算出する。所定の基準大気圧および基準吸気温度の基準状態におけるスロットル開度とスロットル弁の通過空気量との間の関係を表すマップが設けられる。上記差に基づいて該マップを参照することにより、基準状態におけるスロットル弁の通過空気量を算出する。該基準状態におけるスロットル弁の通過空気量を、現在の大気圧および現在の吸気温度における上記通過空気量に換算する。
この発明によれば、現在の大気圧および現在の吸気温度におけるスロットル弁の通過空気量を求めるのに、基準状態についてのマップを記憶するだけでよく、他の大気圧および吸気温度についてのマップを記憶する必要がない。したがって、マップの設定工数および記憶すべきデータ数を削減することができる。
この発明の一実施形態によると、さらに、内燃機関の吸気の粘性を表すパラメータ、および、吸気管の開口面積に対する、スロットル弁の予測値に相当する開口面積の比に基づいて、上記換算された通過空気量を補正する。こうして、吸気の粘性および開口面積比に基づいてさらに補正されるので、より良好な精度で通過空気量を求めることができる。
この発明の一実施形態によると、上記粘性を表すパラメータは、レイノルズ数であり、検出された吸入空気量、吸気管の開口面積、該吸気管の内径および該吸気の粘性係数に基づいて、レイノルズ数を算出する。一実施形態では、現在の吸気温度に基づいて、該粘性係数を算出する。
この発明の一実施形態によると、上記吸気管の予測値および検出された内燃機関の回転数に基づいて、内燃機関の吸入空気量を求め、該求めた吸入空気量に基づいて、燃料噴射量を求める。こうして、吸気管の予測値を用いることにより、該予測値に対応する吸入空気量を求めることができ、よって、より良好な精度で燃料噴射量を求めることができる。
次に図面を参照してこの発明の実施の形態を説明する。図1は、この発明の一実施形態に従う、内燃機関(以下、エンジンと呼ぶ)およびその制御装置の全体的な構成図である。
電子制御ユニット(以下、「ECU」)という)1は、中央演算処理装置(CPU)およびメモリを備えるコンピュータである。メモリには、車両の様々な制御を実現するためのコンピュータ・プログラムおよび該プログラムの実施に必要なデータ(マップを含む)を格納することができる。ECU1は、車両の各部から信号を受取ると共に、該メモリに記憶されたデータおよびプログラムに従って演算を行い、車両の各部を制御するための制御信号を生成する。
エンジン2は、たとえば4気筒を有するエンジンである。エンジン2には、吸気管3および排気管4が連結されている。吸気管4には、スロットル弁5が設けられている。スロットル弁5は、ECU1からの制御信号に応じてアクチュエータ(図示せず)によって駆動されるドライブバイワイヤ(drive by wire:DBW)式のスロットル弁である。スロットル弁5には、スロットル弁の開度を検出するスロットル弁開度(θTH)センサ6が連結されており、この検出値は、ECU1に送られる。
燃料噴射弁7が、エンジン2とスロットル弁5との間であって、エンジン2の吸気バルブ(図示せず)の少し上流側に、気筒ごとに設けられている。燃料噴射弁7は、図示しない燃料ポンプに接続されている。燃料噴射弁7の燃料噴射時期および燃料噴射量は、ECU1からの制御信号に従って変更される。代替的に、燃料噴射弁を、エンジン2の気筒内に臨むように取り付けてもよい。
スロットル弁の上流には、吸気管3を流れる空気の量を検出するエアフローメータ(AFM)8が設けられている。
スロットル弁5の下流には、吸気管内絶対圧(PBA)センサ10が設けられており、吸気管内の圧力を検出する。また、吸気管内絶対圧センサ10の下流には吸気温(TA)センサ11が設けられており、吸気管内の温度を検出する。これらの検出値は、ECU1に送られる。また、エンジン2には、エンジンの水温TWを検出するためのエンジン水温センサ12が設けられており、該センサの検出値は、ECU1に送られる。
エンジン2には、吸気バルブおよび排気弁のリフト量を連続的に変更することができる可変リフト機構と、吸気バルブを駆動するカムのクランク軸を基準とした位相を連続的に変更する可変位相機構とを有する弁作動特性可変装置20を備える。
可変リフト機構は、任意の既知の手法により実現することができる。例えば、カム、リフト可変リンク、アッパーリンク、ロアリンクから構成され、ロアリンクの角度をアクチュエータなどで変更して、バルブの最大リフト量を制御する手法が提案されている(たとえば、特開2004-036560号を参照)。
可変位相機構は、任意の既知の手法により実現することができる。たとえば、電磁的に吸気バルブの位相を進角または遅角に制御する手法が提案されている(たとえば、特開2000―227033号を参照)。
なお、代替的に、可変リフト機構および可変位相機構を一体的に構成してもよい。また、本願発明は、リフト量および位相を連続的に変更可能なこれら機構に限定されるわけではなく、リフト量および位相を段階状に変更可能な機構にも適用可能である。
ECU1には、エンジン1のクランク軸の回転角度を検出するクランク角センサ13およびエンジン1の吸気バルブを駆動するカムが連結されたカム軸の回転角度を検出するカム角センサ14が接続されており、これらのセンサの検出値はECU1に供給される。クランク角センサ13は、所定のクランク角度(たとえば30度)毎に1パルス(CRK信号)を発生し、該パルスにより、クランク軸の回転角度位置を特定することができる。また、カム角センサ14は、エンジン2の特定の気筒の所定クランク角度位置でパルス(CYL信号)と、各気筒の吸入行程開始時の上死点(TDC)でパルス(TDC信号)を発生する。これらのパルスは、燃料噴射時期、点火時期等の各種の制御タイミングおよびエンジン回転数NEの検出に使用される。なお、カム角センサ14より出力されるTDC信号と、クランク角センサ13より出力されるCRK信号との相対関係から、吸気バルブのカム軸の実際の位相CAINが検出される。
弁作動特性可変装置20には、吸気バルブのリフト量を制御する制御軸の回転角度位置を検出するための制御軸回転角度センサ(CSA)センサ15が設けられている。該センサ15の検出値から、吸気バルブのリフト量を検出することができる。
ECU1は、上記各種センサからの入力信号に応じて、メモリに記憶されたプログラムおよびデータ(マップを含む)に従い、エンジン2の運転状態を検出すると共に、スロットル弁5、燃料噴射弁7、弁作動特性可変装置20を制御するための制御信号を生成する。
図2を参照して、スロットル弁5の制御について説明する。図2(a)を参照すると、スロットル弁5およびそのアクチュエータ22を備えるスロットル機構21が示されており、これが、ECU1の制御対象(プラント)となる。スロットル弁5の制御軸26には、ギア25を介して、アクチュエータ22に設けられたモータ23の出力軸24が連結される。ECU1からの制御信号に従って、モータ23は、該制御軸26を回転させ、これにより、スロットル弁5の開度(開口面積)を変更する。
図2(b)は、図2(a)に対応するブロック図であり、ECU1に実現されるスロットルコントローラ51は、プラントであるスロットル機構21に対し、後述される制御手法に従い、スロットル弁5の実スロットル開度を目標スロットル開度に収束させるための操作量を算出する。スロットルアクチュエータ22のモータ23は、該操作量に従って、スロットル弁5の開度を変更する。変更されたスロットル開度は、実スロットル開度としてスロットル弁開度センサ6によって検出され、スロットルコントローラ51にフィードバックされる。
図3は、本願発明の一実施形態に従う制御装置の機能ブロック図である。本願発明の最終的な目的は、燃料噴射量を算出することであり、そのために、吸気管圧力の予測値を用いる。予測値は、次の制御周期の吸気管圧力を表している。或る制御周期において算出された該予測値に基づいて燃料噴射量を算出する。次の制御周期には、実際の吸気管圧力が該予測値に達しており、よって、それに適した量の燃料を噴射させることができる。
吸気管圧力はスロットル開度によって変化するので、吸気管圧力の予測値を求めるため、次の制御周期のスロットル開度を予測する。そのため、予測スロットル開度算出部41は、スロットル弁開度センサ6によって検出された実スロットル開度と目標スロットル開度に基づいて、スロットル開度の予測値HTHを求める。
通過空気量差分算出部42は、予測スロットル開度HTHに基づいて、今回の制御周期と次の制御周期との間で、スロットル弁5を通過する空気量がどの程度変化するかを表す通過空気量差分ΔDBWを算出する。他方、吸気管圧力と吸入空気量の間には相関関係があり、相関係数算出部43により、エンジンの運転状態に基づいて、該相関を表す係数Aが算出される。この実施例では、運転状態を表すパラメータとして、エンジンの回転数、吸気バルブのリフト量、および吸気バルブの位相が用いられる。
予測吸気管圧力算出部44は、通過空気量差分ΔDBWと相関係数Aに基づいて、吸気管圧力の予測値HPBを求める。燃料噴射量算出部45は、該予測吸気管圧力HPBに基づいて、燃料噴射量を求める。
以下、図3に示す各機能ブロックを詳細に説明する。
1.予測スロットル開度(HTH)算出部
図4を参照して、予測スロットル開度の算出についての原理を説明する。スロットル開度、吸気管圧力および燃料噴射量の制御は、所定の制御周期に従って実行される。各制御周期において、エンジンの運転状態(たとえば、アクセルペダルの開度等)に応じて目標スロットル開度が決定される。図には、或る気筒について、3個の制御周期n~(n+2)にわたる目標スロットル開度、実スロットル開度、および本願発明の手法に従って算出される予測スロットル開度の挙動が示されている。1制御周期の長さは、この図ではStimeで表されている。以下の実施例では、制御周期は、固定した時間間隔で実現され、よって制御周期の長さStimeは一定である(たとえば、10ミリ秒)。
図4を参照して、予測スロットル開度の算出についての原理を説明する。スロットル開度、吸気管圧力および燃料噴射量の制御は、所定の制御周期に従って実行される。各制御周期において、エンジンの運転状態(たとえば、アクセルペダルの開度等)に応じて目標スロットル開度が決定される。図には、或る気筒について、3個の制御周期n~(n+2)にわたる目標スロットル開度、実スロットル開度、および本願発明の手法に従って算出される予測スロットル開度の挙動が示されている。1制御周期の長さは、この図ではStimeで表されている。以下の実施例では、制御周期は、固定した時間間隔で実現され、よって制御周期の長さStimeは一定である(たとえば、10ミリ秒)。
代替的に、制御周期をTDC信号に同期させ、TDC信号に応じて制御が実行されるようにしてもよい。この場合、制御周期の長さStimeは、エンジン回転数に基づいて算出されることができる。たとえば、TDC信号が吸入行程の上死点で出力され、今回の制御周期nにおいて検出されたエンジン回転数がNE(rpm)である場合、該制御周期nの長さは、以下のように算出されることができる。
各制御周期において、スロットルコントローラ51は、実スロットル開度を目標スロットル開度に向けてスロットル弁5を制御する。制御周期nを参照すると、目標スロットル開度はX(度)であり、実スロットル開度はZ(度)である。目標スロットル開度および実スロットル開度に基づいて算出される予測スロットル開度はY(度)である。制御周期nにおいて、次の制御周期(n+1)で噴射すべき燃料噴射量は、該予測スロットル開度に基づいて決定される。制御周期(n+1)において、実スロットル開度は、制御周期nで算出された予測スロットル開度の値Yにほぼ到達するので、当該周期(n+1)で実現された実スロットル開度に適した量の燃料噴射量が噴射されることとなる。
このように、燃料噴射量は、噴射時期よりも1制御周期前に算出されるので、制御周期nにおいて検出された実スロットル開度で燃料噴射量を算出すると、実際の噴射が行われる制御周期(n+1)の実スロットル開度に適した量の燃料が噴射されないおそれがある。これは、空燃比のずれを招くおそれがある。本願発明によれば、1制御周期後のスロットル開度を予測し、該予測スロットル開度に基づいて燃料噴射量を算出するので、実際の噴射が行われる時の実スロットル開度に適した量の燃料を供給することができる。
予測スロットル開度は、以下の式に従って算出されることができる。
HTH(n)=C(THCMD(n)―TH(n))+TH(n)
C=制御周期の長さStime/(時定数τp+制御周期の長さStime)
(1)
HTH(n)=C(THCMD(n)―TH(n))+TH(n)
C=制御周期の長さStime/(時定数τp+制御周期の長さStime)
(1)
ここで、TH(n)は、制御周期nにおいて検出された実スロットル開度を示す。THCMD(n)は、制御周期nにおいて決定された目標スロットル開度を示す。Cはゲインであり、制御周期の長さStimeおよびスロットルコントローラ51によるスロットル開度制御の時定数τpに基づいて算出される。HTH(n)は、制御周期nにおいて算出された予測スロットル開度を示す。予測スロットル開度は、目標スロットル開度と実スロットル開度の偏差にゲインを乗じた値を、実スロットル開度に加算することにより算出される。
本願発明では、上記式(1)に従い、制御周期nにおいて予測スロットル開度HTH(n)を算出し、該予測スロットル開度に従って、次の制御周期で供給すべき燃料噴射量を決定する。
以下、上記式(1)の根拠を説明する。
図5は、図3に示すスロットルコントローラ51の詳細なブロック図である。この実施例では、スロットルコントローラ51は、スロットル弁の位置制御すなわちスロットル開度の制御にPD制御を採用し、速度制御すなわちスロットル弁を動かす速度にPI制御を採用し、操作量を算出する。PD制御ブロックが符号54により表され、PI制御ブロックが符号55により表されている。Kppは比例ゲインを示し、Kpdは微分ゲインを示す。Kvpは比例ゲインを示し、Kviは積分ゲインを示す。1/zは遅延要素を示す。Stimeは、前述したように、制御周期の長さを示す。
ブロック54では、目標スロットル開度と実スロットル開度の差に対して比例ゲインKppが乗算された項と、該差を微分して制御周期の長さの逆数(1/Stime)および微分ゲインKpdを乗算した項とが加算される。ブロック55では、実スロットル開度の今回値と前回値との差(1制御周期あたりのスロットル開度の変化量を示す)と、ブロック54の出力との差をとり、該差に対して比例ゲインKvpが乗算された項と、該差を積分して制御周期の長さStimeおよび積分ゲインKviを乗算した項とが加算される。
他方、本願発明者の知見によれば、スロットル機構21(プラント)について、モータ23に印加される電圧Uを入力とし、結果として生じる制御軸26の角度θcsを出力とすると、プラント21の運動方程式は、ラプラス演算子sを用いて式(2)のような伝達関数で表現されることができる。
ここで、Jallは、モータ23から制御軸26に至る系のイナーシャ要素を示し、モータ23のイナーシャおよび制御軸26のイナーシャを含む。Ballは、モータ23から制御軸26に至る系の粘性抵抗を示し、モータ23の粘性抵抗、制御軸26の粘性抵抗およびトルク定数、モータの抵抗、減速比およびギア効率等を含む。
図6(a)は、リフトコントローラ51(図5)およびプラントであるスロットル機構21を、ラプラス演算子sを用いた伝達関数で表したブロック図である。ブロック71はPD制御ブロックを示し、ブロック72はPI制御ブロックを示す。ブロック73は、プラント21を示し、上記式(2)が示されている。
ここで、PDおよびPI制御の各ゲインは、以下のように、時定数を用いて設定される。時定数τpは、位置制御(PD制御)の時定数であり、時定数τωは、速度制御(PI制御)の時定数を示す。
Kpp=1/τp
Kpd=τω/τp
Kvp=Jall/τω
Kvi=Ball/τω
Kpp=1/τp
Kpd=τω/τp
Kvp=Jall/τω
Kvi=Ball/τω
時定数τpおよびτωは、所望の値に設定されることができる。時定数τpが一定となる位置制御を実現するため、ブロック71~73の合成伝達関数が、単一の時定数τpの一次遅れ系となるように、上記ゲインKpp~Kviは設定される。ここで、時定数τpが一定であるとは、実スロットル開度が、目標スロットル開度の約63%に達するのに要する時間が一定、ということを示す。
ブロック71~73の合成伝達関数を求める。上記時定数τpおよびτωの定義を用いると、図6の(a)は、図6(b)のように表される。
次に、図6(b)のPI制御ブロック72とプラント73の伝達関数を合成すると、図6(c)のブロック75により示される伝達関数が得られる。ブロック75に、ラプラス演算子sのフィードバック(ブロック74で表される)を合成すると、図7(a)のブロック76により示される伝達関数が得られる。さらに、ブロック71とブロック76を合成すると、図7(b)のブロック77により示される伝達関数が得られる。実リフト量から目標リフト量のフィードバックラインをさらに合成すると、図7(c)のブロック78により示される伝達関数が得られる。こうして、スロットルコントローラ51とプラント21の合成伝達関数Hは、以下の式(3)のように表される。この合成伝達関数は、時定数τpの一次遅れ系を表している。こうして、上記のようにゲインKpp~Kviを決めることにより、合成伝達関数Hからは、速度制御の時定数τωは消去され、位置制御の時定数τpのみが残る。前述したように、時定数τpは所望の値に設定され、該τpに基づいてゲインKppおよびKpdが設定されるので、時定数τpが一定であるようリフト量を制御することができる。
合成伝達関数H=1/(τp・s+1) (3)
合成伝達関数H=1/(τp・s+1) (3)
次に、図8を参照して、式(3)の合成伝達関数Hから上記式(1)が導出される根拠を説明する。
図8の(a)のブロック78は、式(3)の伝達関数Hを表している。離散化を行うため、ブロック78を分解すると、(b)に示されるブロック81および82が得られる。
伝達関数が実行される制御周期の長さをStimeとすると、積分(1/s)の離散表現は、1/(1-z―1)であるから、符号83に示すように、遅延要素zを用いて表すことができる。ブロック84のStimeは、積分時間を表している。ブロック81、83、および84を合成すると、(d)に示されるブロック85により表される。Stime/τpをkとおいて、一巡伝達関数(Loop Transfer Function)H’(z)を求める(z表現で表される)。
伝達関数が実行される制御周期の長さをStimeとすると、積分(1/s)の離散表現は、1/(1-z―1)であるから、符号83に示すように、遅延要素zを用いて表すことができる。ブロック84のStimeは、積分時間を表している。ブロック81、83、および84を合成すると、(d)に示されるブロック85により表される。Stime/τpをkとおいて、一巡伝達関数(Loop Transfer Function)H’(z)を求める(z表現で表される)。
式(6)のY(n)を予測スロットル開度HTH(n)とし、Y(n-1)を実リフト量TH(n)とし、U(n)を目標リフト量THCMD(n)とおけば、上記の式(1)が導出される。
なお、この実施例では、位置制御をPD制御で実現し、速度制御をPI制御で実現しているが、このような制御形態に限定されず、また、速度制御は必ずしも必要とされない。本願発明では、スロットル開度の制御について、伝達関数で表現可能な制御手法であればよく、たとえば、PI制御、PD制御、PID制御、H∞制御を用いることができる。また、プラントへの外乱を推定して外乱の影響を除去するようプラントを制御する外乱オブザーバによる制御を含めてもよい。これらの制御は、制御パラメータによって、制御の周波数特性(ゲイン特性および位相特性)を決定することができるので、周波数整形(frequency shaping)を実施することのできる制御手法といえる。たとえば、PI制御では、比例ゲインおよび積分ゲインという制御パラメータにより、該PI制御のゲイン特性および位相特性を決定することができる。こうして、本願発明は、スロットル開度の制御に用いる制御パラメータが時定数を用いて設定されることにより、合成伝達関数が該時定数の一次遅れ系で表され、これにより、該時定数が一定であるようスロットル開度を制御可能な制御形態に適用されうる。
図9は、この発明の一実施形態に従う、予測スロットル開度(HTH)算出部41のより詳細な機能ブロック図である。
好ましくは、目標スロットル開度デシメーション部91が設けられ、これは、スロットル弁の無効時間を制御周期の長さStimeで除算することにより、値pを得る。目標スロットル開度の過去値(以前の制御周期で算出された目標スロットル開度)は、ECU1のメモリに記憶されている。制御周期Stimeは、この実施例では一定であり、ECU1のメモリに記憶されている。デシメーション部91は、p回前の制御周期(n-p)において算出された目標スロットル開度を出力する。
スロットル機構21において、スロットル弁が静止状態から作動状態に遷移するのに無効時間が発生する。すなわち、スロットルコントローラ51は、目標スロットル開度に応じてスロットル弁の開度を制御するための操作量を図2のアクチュエータ22に出力するが、該操作量に従って実際にスロットル弁が動き出すまでには、無効時間分の遅れがある。したがって、実スロットル開度と目標スロットル開度の正確な対応づけを行うため、上記のようなデシメーション処理を行う。
たとえば、無効時間が30msであり、制御周期が10msであるとすると、3個前の制御周期(n-3)において算出された目標スロットル開度が出力される。この場合、スロットル弁の今回の制御周期の作動開始は、3個前の制御周期の目標値に基づいている、ということを表している。無効時間は、スロットル機構に依存して、シミュレーション等によって予め算出し、ECU1のメモリに記憶しておくことができる。
作動判定部92は、今回の制御周期nにおいて、スロットル弁が静止状態から作動状態に遷移したかどうかを判定する。より具体的には、作動判定部92は、スロットルセンサ6を介して検出された今回の制御周期nの実スロットル開度と前回の制御周期(n-1)の実スロットル開度との差を算出し、該差を、制御周期の長さStimeで除算する。該除算により得た値は、スロットル弁の作動速度を表している。該作動速度が所定値以上ならば、スロットル弁が作動している最中であると判定し、値1の作動フラグを出力する。該作動速度が該所定値より小さければ、前回の制御周期ではスロットル弁が静止しており、今回の制御周期においてスロットル弁が作動を開始したと判定し、ゼロ値の作動フラグを出力する。
切換え部93は、作動フラグの値を調べ、該作動フラグの値が1ならば、目標スロットル開度THCMD(n)として、今回の制御周期nで決定された目標スロットル開度の値を採用する。目標スロットル開度は、前述したように、エンジンの運転状態に応じて、既知の任意の手法で決定されることができる。該作動フラグの値がゼロならば、目標スロットル開度THCMD(n)として、デシメーション部91から渡されたp回前の目標スロットル開度の値を採用する。こうして、スロットル弁が作動中ではなく、静止状態から作動状態に遷移した時には、無効時間が生じていることを示すので、p回前の目標スロットル開度を用いるようにする。
このように、スロットル弁が作動中であるときには、無効時間は実質的に発生しないと考えることができる。代替的に、スロットル弁が作動中であるとき、より厳格な意味においては無効時間がわずかながら生じることがある。たとえば、スロットルコントローラ51が算出した操作量がスロットル機構21のアクチュエータ22に到達するまでには、通信ラインを介しているので、このような無効時間が生じるおそれがある。したがって、スロットル弁が作動中であるときにも無駄時間を考慮するようにしてもよい。その場合には、無効時間を予めシミュレーション等を介して計測してECU1のメモリに記憶しておき、デシメーション部91は、該無効時間を制御周期で除算した値p’を算出し、p’回前の制御周期で決定された目標スロットル開度を出力する。切換部93は、作動フラグの値に従い、p’回前の制御周期の目標スロットル開度またはp回前の制御周期の目標スロットル開度を、今回の制御周期の目標スロットル開度THCMD(n)として選択する。
ゲイン算出部94は、制御周期の長さStimeおよび時定数τpに基づいて、前述した式(1)に従い、ゲインCを算出する。時定数τpは、前述したように、所望の値に設定されることができ、ECU1のメモリに予め記憶しておくことができる。
予測スロットル開度算出部95は、上記の式(1)に、ゲインC、今回の制御周期nにおいてスロットルセンサ6によって検出された実スロットル開度TH(n)、切換え部93により選択された目標スロットル開度THCMD(n)を代入し、予測スロットル開度HTH(n)を算出する。
なお、制御がTDC信号に応じて実行される場合のように、制御周期の長さStimeが一定でない場合について補足する。まず、前記pの値の算出についてであるが、この場合、制御周期の時間長の過去値をECU1のメモリに記憶しておく。デシメーション部91は、無効時間が、何個の制御周期に相当するかを見極める。たとえば、無効時間が30msであり、制御周期(n-1)の長さが9ms、(n-2)の長さが11ms、(n-3)の長さが12msである場合には、無効時間30ms遡った所が制御周期(n-3)に相当するので(30-9-11-12がゼロ以下になる)、p=3を得ることができる。制御周期の長さの過去値を記憶する代わりに、エンジン回転数の過去値を記憶してもよい。前述したように、制御周期nで検出されたエンジン回転数から、該制御周期nの長さを求めることができる。
また、前回の実スロットル開度は前回のTDC信号に応じて検出され、今回の実スロットル開度は今回のTDC信号に応じて検出されるので、作動判定部92は、作動速度を算出するのに、前回の制御周期n-1の長さを用いるのが好ましい。また、ゲインCは、今回のTDC信号に応じて検出された実スロットル開度が、次のTDC信号に応じたスロットル開度検出時までにどれほど変化するかを予測するための値であるので、ゲイン算出部94は、今回の制御周期nの長さStimeを用いてゲインCを算出するのが好ましい。
2.スロットル通過空気量差分(ΔDBW)算出部
図9は、図3の通過空気量差分算出部42の詳細な機能ブロック図である。基準通過空気量差分算出部101は、図9を参照して説明した予測スロットル開度HTHを受け取り、該予測スロットル開度HTHと、スロットルセンサ6により検出された実スロットル開度THとの間の差分を算出する。該算出部101は、所定の基準状態、すなわち基準となるゲージ圧、大気圧、および吸気温度における吸入空気量と、スロットル開口面積との関係を表すマップを、該算出した差分に基づいて参照し、該基準状態下における吸入空気量ΔGAIRTH_BASEを求める。吸入空気量ΔGAIRTH_BASEは、基準状態下において、スロットル開度がTHからHTHに変化したことに応じて、スロットル弁5を通過する空気量の変化量を表している。なお、スロットル開度(deg)とスロットル開口面積(mm2)との間には、1対1の関係があるので、上記マップの参照は、上記差分(deg)を開口面積に換算して行われる。
図9は、図3の通過空気量差分算出部42の詳細な機能ブロック図である。基準通過空気量差分算出部101は、図9を参照して説明した予測スロットル開度HTHを受け取り、該予測スロットル開度HTHと、スロットルセンサ6により検出された実スロットル開度THとの間の差分を算出する。該算出部101は、所定の基準状態、すなわち基準となるゲージ圧、大気圧、および吸気温度における吸入空気量と、スロットル開口面積との関係を表すマップを、該算出した差分に基づいて参照し、該基準状態下における吸入空気量ΔGAIRTH_BASEを求める。吸入空気量ΔGAIRTH_BASEは、基準状態下において、スロットル開度がTHからHTHに変化したことに応じて、スロットル弁5を通過する空気量の変化量を表している。なお、スロットル開度(deg)とスロットル開口面積(mm2)との間には、1対1の関係があるので、上記マップの参照は、上記差分(deg)を開口面積に換算して行われる。
図11に、このような相関マップの一例を示す。この例では、ゲージ圧が50mmhg(6.666kPa)、大気圧が1気圧(760mmHgすなわち101.32kPa)、吸気温度が25度である基準状態下における吸入空気量とスロットル開口面積との関係を表している。ゲージ圧は、吸気管内絶対圧の大気圧に対する差圧を示す。該相関マップは、ECU1のメモリに記憶されることができる。基準状態は、上記のような数値に限定されず、他の値のゲージ圧、大気圧および吸気温度を持つ状態を基準状態に設定してもよい。
通過空気量差分算出部102は、現在のゲージ圧PBGA、現在の吸気温度TA、現在の大気圧PAに基づいて、基準状態下の基準通過空気量差分ΔGAIRTH_BASEを補正し、現在の状態下の通過空気量差分ΔGAIRTHに換算する。この補正は、ベルヌーイの定理から導出された補正式を用いて次式のように行なわれる。
ここで、PBGA_STDは、上記基準状態下の基準ゲージ圧であり、TA_STDは、基準状態下の基準吸気温度であり、PA_STDは、基準状態下の基準大気圧であり、前述したように、本実施形態では、それぞれ、50mmHg(6.666kPa)、25℃、および760mmHg(101.32kPa)である。なお、式において、温度の単位としてケルビンを用いるので、TAおよびTA_STDに273が加算されている。
ここで、図12を参照して、上記式の導出根拠を説明する。図には、スロットル弁5が配置された吸気管3に関する各種パラメータが表されている。吸気管3の流路開口面積およびボア径(内径)は予め決められており、それぞれ、ADおよびDによって表される。スロットル弁5が配置された所の面積すなわちスロットル開口面積は、Aで表される。スロットル弁5の上流の圧力は大気圧PAで表され、下流の圧力は、吸気管圧力センサ10(図1)により検出され、PBで表される。ゲージ圧PBGAは、PA-PBにより算出される。空気密度は、ρで表される。図では、ΔGAIRTHの流量の吸入空気量が、スロットル弁5を通過している様子を示している。
一般に、圧力(ここでは、大気圧)PAの領域から、断面積Aの経路を介して圧力PBの領域へ、流量ΔGAIRTHの空気が流入する場合、流量ΔGAIRTHは、ベルヌーイの定理に基づいて、次式のように表される。
ここで、Cは、流量係数(流出係数と呼ばれることもある)である。
同様に、基準ゲージ圧PBGA_STD、基準吸気温度TA_STD、基準大気圧PA_STDの基準状態下において、断面積Aの経路を介して流量ΔGAIRTH_BASEの空気が流れるとき、流量ΔGAIRTH_BASEは次式のように表される。ここで、ρ’は、この状態下における空気密度である。
式(12)を式(11)に代入すると、現在のゲージ圧PBGA、吸気温度TA、大気圧PAにおける通過空気量差分ΔGAIRTHを求めるための(7)式が導出される。
上で算出した通過空気量差分ΔDBWは、流量係数Cが一定であることを前提としている。しかしながら、たとえばJIS等の規格で定められた標準のオリフィス流量計について図13のような関係が周知されているように、流量係数Cは、レイノルズ数および開口面積比に依存して変動しうる。
たとえば、基準状態下すなわち式(9)中の流量係数CをCbaseで表すとする。現在の状態下すなわち式(8)中の流量係数CがCbaseに等しくない場合には、式(10)および(11)から明らかなように、補正式(7)で求めた通過空気量差分ΔGAIRTHには誤差が含まれるおそれがある。C=Cbase×Kcと表すと、ΔDBWは、補正式(7)にKcを乗算したものとなる。たとえばCがCbaseより小さいとき(Kc<1)、現在の状態は、基準状態に比べて、スロットル弁を介して空気が流れにくくなっていることを示しているので、式(7)で算出される通過空気量差分を小さくするよう補正するのが好ましい。以下、この補正手法を述べる。
図10の粘性係数算出部104は、吸気温センサ11(図1)により検出される吸気温TAに基づいて、吸気の粘性係数μを決定する。より具体的には、粘性係数算出部104は、吸気温TAに基づいて図14に示すようにマップを参照することにより、対応する粘性係数μを求める。該マップは、ECU1のメモリに記憶されることができる。気体の粘性係数は、温度によって変動する特性を有しており、温度が高くなるほど、粘性係数は大きくなる。
レイノルズ数算出部105は、吸気についてのレイノルズ数ReDを算出する。周知の如く、レイノルズ数は、流体の密度、速度、および長さの積を、流体の粘性係数で除した値であり、流体の粘性および慣性についての指標となる。レイノルズ数が小さいほど、相対的に粘性作用が強い流れを示し、レイノルズ数が大きいほど、相対的に慣性作用が強い流れを示す。
ここで、再び図12を参照し、レイノルズ数の算出について説明する。ここでは、スロットル弁5を、AFM8(図1)で検出される吸入空気量GAIRが流れているとする。
前述したように、吸気のレイノルズ数ReDは、空気流の密度ρ、速度Vおよび長さと、粘性係数μに基づいて算出されることができる。ここで、管内を流れる流体についての「長さ」には、該管の内径すなわち上記吸気管の内径Dが用いられる。したがって、レイノルズ数ReDは、以下の式(13)に従って算出されることができる。
AFM8により検出される吸入空気量GAIRは、単位時間あたりの空気量を表しているので、式(13)中の空気密度ρ(kg/m3)×速度V(m/s)は、GAIR(kg/s)/AD(m2)で置き換えることができる。したがって、吸入空気量GAIRについてのレイノルズ数ReDは、式(14)に示すように、吸入空気量GAIRと、吸気管の開口面積ADおよび内径Dと、粘性係数算出部104により求められた粘性係数μとに基づいて算出されることができる。
開口面積比算出部106は、式(15)に従い、吸気管の開口面積ADに対する予測スロットル開度HTHの開口面積の比mを算出する。
m=予測スロットル開度HTHの開口面積/AD (15)
m=予測スロットル開度HTHの開口面積/AD (15)
上で述べたように、流量係数は、開口面積比およびレイノルズ数と相関を有しているので、開口面積比およびレイノルズ数に対応する流量係数は、たとえば図13に示すようなマップを参照することにより、決定されることができる。こうして決められた流量係数Cに応じて、予測スロットル開度HTHの開口面積に基づく通過空気量差分ΔGAIRTHを補正する補正係数Kcが決定される。補正係数Kcは、前述したように、上記求めた流量係数Cの、基準状態下の流量係数Cbaseに対するずれを補正するための係数である。こうして、開口面積比およびレイノルズ数に応じた補正係数Kcを、予めマップに規定してECU1のメモリに記憶しておくことができる。
このようなマップの一例を、図15に示す。該マップには、開口面積比m毎のレイノルズ数Reと補正係数Kcとの関係が表されている。
補正係数Kcが1の状態は、現在のレイノルズ数ReDおよび開口面積比mに基づく流量係数Cが、基準状態下の流量係数Cbaseに等しく、よって、予測スロットル開度HTHに基づく通過空気量差分ΔGAIRTHの補正は行われないことを示す。
開口面積比mが小さくなるほど、補正係数Kcは小さくされる。これは、開口面積比mが小さくなるほど、流量係数Cは小さくなり、空気流がスロットル弁を通過しにくくなるので、通過空気量差分ΔGAIRTHを小さくするよう補正するためである。
また、同じ開口面積比の下では、レイノルズ数が大きくなるほど、補正係数Kcは小さくされる。これは、レイノルズ数が大きくなるほど、流量係数Cは小さくなるので、よって、通過空気量差分を小さくなるよう補正するためである。
補正係数算出部107は、レイノルズ数算出部105および開口面積比算出部106により算出されたレイノルズ数ReDおよび開口面積比mに基づいて図15に示すようなマップを参照し、対応する補正係数Kcを求める。
なお、図に示すマップは一例であり、レイノルズ数について3個の値のみ規定しているが、当然ながらこれに限定されず、さらに多数のレイノルズ数の値について規定してよい。また、レイノルズ数算出部105により算出されたレイノルズ数が、或る値と他の値の間にある場合には、周知の補間計算により、該算出されたレイノルズ数に対応する補正係数Kcを算出することができる。
補正部109は、こうして算出された補正係数Kcを、通過空気量差分算出部102により算出された通過空気量差分ΔGAIRTHに乗算することにより、補正済み通過空気量差分ΔDBWを算出する。補正係数Kcは、前述したように、吸気の粘性およびスロットル開口面積比mに基づく値であるので、この補正により、現在の状態下において、実スロットル開度THと予測スロットル開度HTHの間におけるスロットル弁を通過する空気量の差分を、より良好な精度で算出することができる。
3.相関係数算出部、予測吸気管圧力算出部および燃料噴射量算出部
図3の相関係数算出部43、予測吸気管圧力算出部44および燃料噴射量算出部45について説明する。
図3の相関係数算出部43、予測吸気管圧力算出部44および燃料噴射量算出部45について説明する。
或るエンジン回転数、吸気バルブのリフト量、および吸気バルブの位相における吸気管圧力PBと吸入空気量GAIRとは、相関関係を有しており、一般に、以下のような関係式(16)で近似することができる。ここで、Bは定数であり、Aは、相関係数と呼ばれる。
PB=A×GAIR+B (16)
PB=A×GAIR+B (16)
相関係数算出部43は、CRKセンサ13を介して検出されたエンジン回転数、CSAセンサ15により検出された吸気バルブのリフト量、およびCRKセンサ13およびCAMセンサ14を介して検出された吸気バルブの位相に基づいて、相関係数Aを算出する。より具体的には、エンジン回転数、リフト量および位相ごとに相関係数Aを規定したマップが、シミュレーション等によって予め作成されECU1のメモリに記憶されている。相関係数算出部43は、検出されたエンジン回転数、リフト量および位相に基づいて該マップを参照し、対応する相関係数Aを求める。
現在の運転状態における相関係数Aが求められたので、予測吸気管圧力算出部44は、通過空気量差分ΔDBWおよび相関係数Aに基づいて、吸気管圧力の予測値HPBを算出する。
吸気管圧力はスロットル開度に応じて変化するので、スロットル開度の目標スロットル開度に向かう挙動と同様の挙動を呈する。したがって、吸気管圧力の予測値についても、スロットル開度に関する式(1)と同様に、以下のように表すことができる。
HPB(n)=C_PB×(PBCMD(n)-PB(n))+PB(n)
C_PB=Stime/(時定数τ_PB+Stime) (17)
HPB(n)=C_PB×(PBCMD(n)-PB(n))+PB(n)
C_PB=Stime/(時定数τ_PB+Stime) (17)
ここで、PB(n)は、制御周期nにおいて検出された実吸気管圧力を示す。PBCMD(n)は、制御周期nにおいて決定された目標吸気管圧力であり、運転状態に応じて、既知の任意の手法で決められることができる。C_PBはゲインであり、制御周期の長さStimeおよび時定数τ_PBに基づいて算出される。HPB(n)は、制御周期nにおいて算出された予測値を示す。予測値は、目標吸気管圧力と実吸気管圧力の偏差にゲインを乗じた値(制御周期nから(n+1)への吸気管圧力度の変化量を示す)を、実吸気管圧力に加算することにより算出される。
目的は、時定数τ_PBを求めることである。時定数τ_PBは、通過空気量差分ΔDBWおよび相関係数Aに基づいて決定することができる。通過空気量差分ΔDBWは、今回の制御周期nにおける実スロットル開度TH(n)と、次の制御周期(n+1)の実スロットル開度の予測値HTHとの間にスロットル弁を通過する空気量を表している。したがって、通過空気量差分ΔDBWと、実吸気管圧力が目標吸気管圧力に向かう速度との間には相関がある。通過空気量差分ΔDBWが大きいほど、吸気管圧力の変化は大きくなり、よって該速度が速くなることを示す。
また、吸気管圧力と吸入空気量の関係は運転状態に依存して変化する。同じ通過空気量差分ΔDBWであっても、運転状態に応じて、該通過空気量差分ΔDBWが吸気管圧力に反映される度合いが異なる。相関係数Aが大きいほど、吸気管圧力の変化は大きくなり、よって、上記速度が速くなることを示す。このように、予めシミュレーション等を介して、通過空気量差分ΔDBW、相関係数Aおよび時定数τ_PBの関係を調べ、これをマップに規定してECU1のメモリに記憶しておくことができる。
該マップの一例を、図16に示す。通過空気量ΔDBWが大きくなるほど、実吸気管圧力の目標吸気管圧力に向かう速度が大きくなるので、時定数τ_PBは小さくなる。相関係数Aが大きくなるほど、該速度が大きくなるので、時定数τ_PBは小さくなる。予測吸気管圧力算出部44は、通過空気量差分ΔDBWおよび相関係数Aに基づいて該マップを参照し、対応する時定数τ_PBを求める。該算出部44は、該求めた時定数τ_PBを用い、上記式(17)に従って予測吸気管圧力HPBを算出する。
なお、時定数τ_PBを相関係数Aに基づいて求める理由を簡単に説明すると、前述した式(16)中のGAIRは気筒に流入する空気量を表しており、エンジンの過渡状態を考慮すると、該GAIRは、スロットル弁を通過する空気量ΔDBWに一致しないことがある。したがって、ΔDBWを式(16)のGAIRに代入しても、良好な精度で吸気管圧力を求めることは難しい。そこで、本願発明では、相関係数A、時定数τ_PBおよび通過空気量差分ΔDBWの間の予め求められた相関に基づき、今回算出された通過空気量差分ΔDBWおよび相関係数Aから時定数τ_PBを求め、該時定数τ_PBを介して吸気管圧力の予測値HPBを求めるようにしたものである。
燃料噴射量算出部45は、予測吸気管圧力HPBに基づいて、燃料噴射量を算出する。より具体的には、エンジン回転数に対応する吸入空気量を、吸気管圧力毎に規定したマップを、予めシミュレーション等を介して作成してECU1のメモリに記憶することができる。燃料噴射量算出部45は、予測吸気管圧力HPBに基づいて該マップを参照し、検出されたエンジン回転数に対応する吸入空気量を求める。該吸入空気量は、予測吸気管圧力HPBが実現された場合に吸入される空気量を表している。該マップの一例を、図17(a)に示す。回転数が高いほど、また吸気管圧力が高いほど、吸入空気量が増加する。
さらに、吸入空気量に対応する燃料噴射量を規定したマップを、予めシミュレーション等を介して作成してECU1のメモリに記憶することができる。燃料噴射量算出部45は、上記求めた吸入空気量に基づいて該マップを参照し、対応する燃料噴射量を算出する。該マップの一例を、図17(b)に示す。吸入空気量が増えるほど、燃料噴射量は増やされる。
こうして、燃料噴射量算出部45は、今回の制御周期nにおいて、予測吸気管圧力HPB(n)に基づいて燃料噴射量を算出する。該燃料噴射量は、ECU1に実現される燃料コントローラ(図示せず)に渡され、該コントローラにより、次の制御周期(n+1)において該燃料噴射量が噴射されるように燃料噴射弁が駆動される。
なお、この実施例では、簡略化のため、式(17)に従って吸気管圧力の予測値を算出する制御周期の長さを、上記「1.」で述べたスロットル開度を制御する(よって、スロットル開度の予測値を算出する)制御周期の長さStimeと同じとしているが、両者の制御周期の長さは異なっていてもよい。この場合、上記の式(17)のStimeには、吸気管圧力の予測値を算出する制御周期の長さStime_PBが設定されることとなる。
4.制御フロー
図18~図24を参照して、本願発明の一実施例に従う、制御フローを説明する。
図18~図24を参照して、本願発明の一実施例に従う、制御フローを説明する。
図18は、メインフローを示し、該フローに示されるプロセスは、前述した制御周期Stimeに従ってECU1により実行され、より具体的には、図3に示される機能ブロックによって実現される。
ステップS1において、予測スロットル開度HTHを算出するプロセスを実行する。ステップS2において、通過空気量差分ΔDBWを算出するプロセスを実行する。ステップS3において、相関係数Aを算出するプロセスを実行する。ステップS4において、予測吸気管圧力HPBを算出し、燃料噴射量を算出するプロセスを実行する。
前述したように、吸気管圧力の予測値を算出する制御周期の長さStime_PB(式17参照)は、スロットル開度の予測値を算出する制御周期の長さStime(式1参照)と異なってもよい。この場合、ステップS1(予測スロットル開度の算出プロセス)およびステップS2(通過空気量差分ΔDBWの算出プロセス)は、Stimeの周期で実行され、ステップS3(相関係数Aの算出プロセス)およびステップS4(予測吸気管圧力の算出および燃料噴射量の算出プロセス)は、Stime_PBの周期で実行される。
図19は、図18のステップS1で実行されるプロセスのフローチャートを示す。ステップS11において、無効時間に基づいて、p回前の目標スロットル開度を求める。ステップS12において、スロットル弁の作動速度を算出することにより、今回の制御周期においてスロットル弁が静止状態から作動状態に遷移したと判定したならば、作動フラグにゼロを設定し、今回の制御周期にわたってスロットル弁が作動していると判定したならば、作動フラグに1を設定する。
ステップS13において、作動フラグが、スロットル弁の作動中を示す値1であれば、今回の制御周期で決定された目標スロットル開度を、目標スロットル開度THCMD(n)に設定する(S14)。作動フラグが、スロットル弁が静止状態から作動状態に遷移したことを示す値ゼロであれば、p回前の制御周期で決定された目標スロットル開度を、目標スロットル開度THCMD(n)に設定する(S15)。
ステップS16において、制御周期の長さStimeおよび時定数τpに基づいて、前述した式(1)に従い、ゲインCを算出する。ステップS17おいて、該ゲインCと、スロットル弁開度センサ6によって検出された実スロットル開度TH(n)、および目標スロットル開度THCMD(n)を用い、上記式(1)に従って予測スロットル開度HTHを算出する。
図20は、図18のステップS2において実行されるプロセスのフローを示す。ステップS21において、予測スロットル開度HTHと実スロットル開度THの差を算出する。ステップS22において、該差に基づいて、図11に示すようなマップを参照し、基準通過空気量差分ΔGAIRTH_BASEを算出する。ステップS23において、前述した式(7)に従って、通過空気量差分ΔGAIRTHを算出する。
ステップS24において、吸気温センサ11により検出された吸気温度TAに基づき、図14に示すようなマップを参照して、粘性係数μを算出する。ステップS25において、AFM8により検出された吸入空気量GAIRおよびステップS24で求めた粘性係数μを用い、式(14)に従ってレイノルズ数ReDを算出する。ステップS26において、予測スロットル開度HTHの開口面積を用い、式(15)に従って開口面積比mを算出する。
ステップS27において、ステップS25および26で算出したレイノルズ数ReDおよび開口面積比mに基づいて図15に示すようなマップを参照し、補正係数Kcを求める。ステップS28において、該補正係数Kcを、ステップS23で算出した通過空気量差分ΔGAIRTHに乗算することにより、補正済み通過空気量差分ΔDBWを算出する。
図21は、図18のステップS3で実行されるプロセスのフローチャートである。前述したように、相関係数Aを求めるためのマップには、エンジン回転数、吸気バルブの位相、および吸気バルブのリフト量ごとに、相関係数Aが設定されている。このようなマップの一例を、図22に示す。図22(a)は、第1の位相CAIN1に対応するマップを示し、図22(b)は第2の位相CAIN2に対応するマップを示し、図22(c)は第3の位相CAIN3に対応するマップを示す。第1の位相<第2の位相<第3の位相の関係にある。
まず、ステップS31において、(a)に示すような第1の位相CAIN1に対応するマップを選択し、該マップを、検出された回転数および検出されたリフト量に基づいて参照し、対応する相関係数A_Lを算出する。ステップS32において、(b)に示すような第2の位相CAIN2に対応するマップを選択し、該マップを、検出された回転数および検出されたリフト量に基づいて参照し、対応する相関係数A_Mを算出する。ステップS33において、(c)に示すような第3の位相CAIN3に対応するマップを選択し、該マップを、検出された回転数および検出されたリフト量に基づいて参照し、対応する相関係数A_Hを算出する。
こうして、第1の位相CAIN1に対応する係数A_L、第2の位相CAIN2に対応する係数A_M、第3の位相CAIN3に対応する係数A_Hが得られる。これらをプロットすると、例えば図23に示されるようになる、現在の位相CAINに応じた相関係数Aを求めるために、補間計算を行う。たとえば、図に示すように、第1の位相CAIN1と第2の位相CAIN2との間に現在の位相CAINがあれば、線形補間により、以下の式(18)によって、現在の位相CAINに対応する相関係数Aを求めることができる。
この例では、3個の位相を用いているが、用いる位相の数は、これに限定されず、任意の数の位相をマップ上に規定しておくことができる。
図24は、図18のステップS4において実行されるプロセスのフローチャートである。
ステップS41において、通過空気量差分ΔDBWおよび相関係数Aに基づいて、図16のようなマップを参照し、時定数τ_PBを求める。ステップS42において、制御周期の長さStimeおよび時定数τ_PBに基づいて、式(17)に従ってゲインC_PBを算出し、さらに、該ゲインC_PBと、目標吸気管圧力PBCMDおよびPBセンサ10によって検出された実吸気管圧力PBを用い、上記式(17)に従って予測吸気管圧力HPBを算出する。
なお、前述したように、吸気管予測値の算出がStimeとは異なるStime_PBの制御周期で実行される場合には、該式(17)には、Stime_PBが代入される。
ステップS43において、検出されたエンジン回転数および予測吸気管圧力HPBに基づいて図17(a)のようなマップを参照し、対応する吸入空気量を求める。ステップS44において、ステップS43で求めた吸入空気量に基づいて図17(b)のようなマップを参照し、燃料噴射量を算出する。
この発明は、上記の実施形態に限定されるものではなく、様々な変形が可能である。
上記実施形態は、汎用の(例えば、船外機等の)内燃機関に適用可能である。
Claims (24)
- スロットル弁の開度を制御するスロットル弁アクチュエータを備える内燃機関において、燃料噴射量を制御するための制御装置であって、
スロットル弁の実スロットル開度を検出する手段と、
前記検出された実スロットル開度を、所定の時定数で目標スロットル開度に向けて収束するように所定の制御周期でフィードバック制御する手段と、
前記目標スロットル開度および前記実スロットル開度の差に所定のゲインを乗算した値を、該実スロットル開度に加算することにより、次の制御周期のスロットル開度の予測値を算出する予測スロットル開度算出手段であって、該ゲインは前記制御周期の長さおよび前記時定数に基づいて算出される、予測スロットル開度算出手段と、
前記スロットル開度の予測値に基づいて、吸気管圧力の予測値を求める予測吸気管圧力算出手段と、
前記吸気管圧力の予測値に基づいて、燃料噴射量を算出する燃料噴射量算出手段と、
を備える、制御装置。 - 前記予測吸気管圧力算出手段は、
前記実スロットル開度および前記スロットル開度の予測値に基づいて、該実スロットル開度から該予測値に該スロットル弁の開度が変化した時に該スロットル弁を通過する空気量を算出する通過空気量算出手段と、
実吸気管圧力を検出する手段と、
前記内燃機関の運転状態に基づいて、吸気管圧力と吸入空気量の間の相関を表す相関係数を算出する相関係数算出手段と、
前記通過空気量および前記相関係数に基づいて、前記実吸気管圧力が目標吸気管圧力に収束する時の時定数を、第2の時定数として求める時定数算出手段と、
前記目標吸気管圧力および前記実吸気管圧力の差に所定の第2のゲインを乗算した値を、該実吸気管圧力に加算することにより、前記吸気管圧力の予測値を算出する手段であって、該第2のゲインは、該吸気管圧力の予測値を算出する制御周期の長さおよび前記第2の時定数に基づいて算出される、手段と、
を備える、請求項1に記載の制御装置。 - 前記時定数算出手段は、前記通過空気量、前記相関係数および前記第2の時定数の間の相関を規定したマップを、前記算出された通過空気量および前記算出された相関係数に基づいて参照することにより、前記第2の時定数を求める、請求項2に記載の制御装置。
- 内燃機関の回転数、吸気バルブのリフト量、該吸気バルブの位相、および前記相関係数の間の相関を規定したマップを記憶する手段を備え、
前記相関係数算出手段は、現在の回転数、該吸気バルブの現在の位相、および現在のリフト量に基づいて該マップを参照することにより、前記相関係数を求める、請求項2および3のいずれかに記載の制御装置。 - さらに、
p回前の制御周期の目標スロットル開度を求める手段であって、前記スロットル弁が静止状態から作動状態に遷移するまでの無効時間に基づいて、該pの値を求める手段と、を備え、
前記スロットル弁が静止状態から作動状態に遷移したことが判定されたならば、前記予測スロットル開度算出手段は、前記目標スロットル開度として、前記p回前の制御周期の目標スロットル開度を用いる、
請求項1に記載の制御装置。 - 前記スロットル弁が作動していることが判定されたならば、前記予測スロットル開度算出手段は、今回の制御周期で決定された目標スロットル開度を、前記目標スロットル開度に用いる、
請求項5に記載の制御装置。 - 前記スロットル弁の作動速度を検出する手段と、
前記検出された作動速度に従って、前記スロットル弁が静止状態から作動状態に遷移したか、またはスロットル弁が作動しているか、を判定する手段と、
を備える、請求項6に記載の制御装置。 - 前記通過空気量算出手段は、
前記実スロットル開度および前記スロットル開度の予測値の差を算出する手段と、
所定の基準大気圧および基準吸気温度の基準状態におけるスロットル開度およびスロットル弁の通過空気量との間の関係を表すマップを記憶する手段と、
前記差に基づいて前記マップを参照することにより、前記基準状態における前記通過空気量を算出する手段と、
前記基準状態における通過空気量を、現在の大気圧および現在の吸気温度における前記通過空気量に換算する手段と、を備える、
請求項2に記載の制御装置。 - さらに、
前記内燃機関の吸気の粘性を表すパラメータ、および、吸気管の開口面積に対する、前記スロットル開度の予測値に相当する開口面積の比に基づいて、前記換算された通過空気量を補正する手段を備える、
請求項8に記載の制御装置。 - 前記粘性を表すパラメータは、レイノルズ数であり、
検出された吸入空気量、前記吸気管の開口面積、該吸気管の内径、および前記吸気の粘性係数に基づいて、前記レイノルズ数を算出する手段を備える、
請求項9に記載の制御装置。 - さらに、現在の吸気温度に基づいて前記粘性係数を算出する手段を備える、請求項10に記載の制御装置。
- 前記燃料噴射量算出手段は、
前記吸気管圧力の予測値および現在の内燃機関の回転数に基づいて、吸入空気量を求める手段と、
前記求めた吸入空気量に基づいて、前記燃料噴射量を算出する手段と、
を備える、請求項1に記載の制御装置。
- スロットル弁の開度を制御するスロットル弁アクチュエータを備える内燃機関において、燃料噴射量を制御するための方法であって、
スロットル弁の実スロットル開度を検出するステップと、
前記検出された実スロットル開度を、所定の時定数で目標スロットル開度に向けて収束するように所定の制御周期でフィードバック制御するステップと、
前記目標スロットル開度および前記実スロットル開度の差に所定のゲインを乗算した値を、該実スロットル開度に加算することにより、次の制御周期のスロットル開度の予測値を算出するステップであって、該ゲインは前記制御周期の長さおよび前記時定数に基づいて算出される、ステップと、
前記スロットル開度の予測値に基づいて、吸気管圧力の予測値を求めるステップと、
前記吸気管圧力の予測値に基づいて、燃料噴射量を算出するステップと、
を含む、方法。 - 前記吸気管圧力の予測値を求めるステップは、
前記実スロットル開度および前記スロットル開度の予測値に基づいて、該実スロットル開度から該予測値に該スロットル弁の開度が変化した時に該スロットル弁を通過する空気量を算出するステップと、
実吸気管圧力を検出するステップと、
前記内燃機関の運転状態に基づいて、吸気管圧力と吸入空気量の間の相関を表す相関係数を算出するステップと、
前記通過空気量および前記相関係数に基づいて、前記実吸気管圧力が目標吸気管圧力に収束する時の時定数を、第2の時定数として求めるステップと、
前記目標吸気管圧力および前記実吸気管圧力の差に所定の第2のゲインを乗算した値を、該実吸気管圧力に加算することにより、前記吸気管圧力の予測値を算出するステップであって、該第2のゲインは、該吸気管圧力の予測値を算出する制御周期の長さおよび前記第2の時定数に基づいて算出される、ステップと、を含む、
請求項13に記載の方法。 - 前記時定数を求めるステップは、前記通過空気量、前記相関係数および前記第2の時定数の間の相関を規定したマップを、前記算出された通過空気量および前記算出された相関係数に基づいて参照することにより、前記第2の時定数を求める、請求項14に記載の方法。
- 内燃機関の回転数、吸気バルブのリフト量、該吸気バルブの位相、および前記相関係数の間の相関を規定したマップが記憶装置に記憶されており、
前記相関係数を算出するステップは、現在の回転数、該吸気バルブの現在の位相、および現在のリフト量に基づいて該マップを参照することにより、前記相関係数を求める、請求項14および15のいずれかに記載の方法。 - さらに、
p回前の制御周期の目標スロットル開度を求めるステップであって、前記スロットル弁が静止状態から作動状態に遷移するまでの無効時間に基づいて、該pの値を求めるステップを含み、
前記スロットル弁が静止状態から作動状態に遷移したことが判定されたならば、前記スロットル開度の予測値を算出するステップは、前記目標スロットル開度として、前記p回前の制御周期の目標スロットル開度を用いる、
請求項13に記載の方法。 - 前記スロットル弁が作動していることが判定されたならば、前記スロットル開度の予測値を算出するステップは、今回の制御周期で決定された目標スロットル開度を、前記目標スロットル開度に用いる、
請求項17に記載の方法。 - 前記スロットル弁の作動速度を検出するステップと、
前記検出された作動速度に従って、前記スロットル弁が静止状態から作動状態に遷移したか、またはスロットル弁が作動しているか、を判定するステップと、
を含む、請求項18に記載の方法。 - 前記スロットル弁を通過する空気量を算出するステップは、
前記実スロットル開度および前記スロットル開度の予測値の差を算出するステップと、
所定の基準大気圧および基準吸気温度の基準状態におけるスロットル開度およびスロットル弁の通過空気量との間の関係を表すマップを、前記差に基づいて参照することにより、前記基準状態における前記通過空気量を算出するステップと、
前記基準状態における通過空気量を、現在の大気圧および現在の吸気温度における前記通過空気量に換算するステップと、を含む、
請求項14に記載の方法。 - さらに、
前記内燃機関の吸気の粘性を表すパラメータ、および、吸気管の開口面積に対する、前記スロットル開度の予測値に相当する開口面積の比に基づいて、前記換算された通過空気量を補正するステップを含む、
請求項20に記載の方法。 - 前記粘性を表すパラメータは、レイノルズ数であり、
検出された吸入空気量、前記吸気管の開口面積、該吸気管の内径、および前記吸気の粘性係数に基づいて、前記レイノルズ数を算出するステップを含む、
請求項21に記載の方法。 - さらに、現在の吸気温度に基づいて前記粘性係数を算出するステップを含む、請求項22に記載の方法。
- 前記燃料噴射量を算出するステップは、
前記吸気管圧力の予測値および現在の内燃機関の回転数に基づいて、吸入空気量を求めるステップと、
前記求めた吸入空気量に基づいて、前記燃料噴射量を算出するステップと、
を含む、請求項13に記載の方法。
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Families Citing this family (5)
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JP2011127543A (ja) * | 2009-12-18 | 2011-06-30 | Yanmar Co Ltd | ガスエンジン制御装置 |
WO2011074598A1 (ja) * | 2009-12-18 | 2011-06-23 | ヤンマー株式会社 | ガスエンジン制御装置 |
JP5021045B2 (ja) * | 2010-01-12 | 2012-09-05 | 本田技研工業株式会社 | 大気圧推定装置 |
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JP6209466B2 (ja) * | 2014-03-04 | 2017-10-04 | アズビル株式会社 | 流量測定装置および流量制御バルブ |
Citations (4)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2000352334A (ja) * | 1994-10-06 | 2000-12-19 | Toyota Motor Corp | 内燃機関の燃料噴射制御装置 |
JP2005069134A (ja) * | 2003-08-26 | 2005-03-17 | Toyota Motor Corp | 内燃機関の制御装置 |
JP2006063802A (ja) * | 2004-08-24 | 2006-03-09 | Toyota Motor Corp | 内燃機関の空気量推定装置 |
JP2007092723A (ja) * | 2005-09-30 | 2007-04-12 | Toyota Motor Corp | 内燃機関の燃料噴射量制御装置 |
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Patent Citations (4)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2000352334A (ja) * | 1994-10-06 | 2000-12-19 | Toyota Motor Corp | 内燃機関の燃料噴射制御装置 |
JP2005069134A (ja) * | 2003-08-26 | 2005-03-17 | Toyota Motor Corp | 内燃機関の制御装置 |
JP2006063802A (ja) * | 2004-08-24 | 2006-03-09 | Toyota Motor Corp | 内燃機関の空気量推定装置 |
JP2007092723A (ja) * | 2005-09-30 | 2007-04-12 | Toyota Motor Corp | 内燃機関の燃料噴射量制御装置 |
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
WO2022093407A1 (en) * | 2020-10-30 | 2022-05-05 | Micro Motion, Inc. | Using a reynolds number to correct a mass flow rate measurement |
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