JP7077871B2 - Internal combustion engine control device - Google Patents
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Description
本発明は、圧縮自着火式の内燃機関に適用される内燃機関の制御装置に関する。 The present invention relates to an internal combustion engine control device applied to a compression self-ignition type internal combustion engine.
特許文献1には、ピストンが圧縮上死点に達する前にパイロット噴射を燃料噴射弁に行わせ、その後にピストンが圧縮上死点の近傍に達したときにメイン噴射を燃料噴射弁に行わせる内燃機関の制御装置の一例が記載されている。この制御装置では、メイン噴射によって気筒内に噴射された燃料の着火遅れが目標着火遅れとなるように、パイロット噴射時における燃料噴射量が調整される。着火遅れとは、燃料噴射弁から燃料が噴射されてから当該燃料の燃焼が開始されるまでの期間の長さのことである。目標着火遅れとは、着火遅れの目標値である。 Patent Document 1 causes the fuel injection valve to perform pilot injection before the piston reaches the compression top dead center, and then causes the fuel injection valve to perform the main injection when the piston reaches the vicinity of the compression top dead center. An example of a control device for an internal combustion engine is described. In this control device, the fuel injection amount at the time of pilot injection is adjusted so that the ignition delay of the fuel injected into the cylinder by the main injection becomes the target ignition delay. The ignition delay is the length of the period from the injection of fuel from the fuel injection valve to the start of combustion of the fuel. The target ignition delay is the target value of the ignition delay.
なお、特許文献1に記載の制御装置では、以下に示す関係式(式1)を用い、メイン噴射によって気筒内に噴射された燃料の着火遅れτ1を推定演算するようにしている。なお、以下の関係式(式1)において、「P1」は、圧縮上死点での非燃焼時の気筒内の圧力であり、「T1」は、圧縮上死点での非燃焼時の気筒内の温度である。また、「NE1」は、機関回転速度であり、「CCLD」は、燃焼前における気筒内の酸素濃度である。また、「A1」、「B1」、「C1」、「D1」及び「E1」は、それぞれ定数である。 In the control device described in Patent Document 1, the relational expression (Equation 1) shown below is used to estimate and calculate the ignition delay τ1 of the fuel injected into the cylinder by the main injection. In the following relational expression (Equation 1), "P1" is the pressure in the cylinder at the compression top dead center at the time of non-combustion, and "T1" is the cylinder at the compression top dead center at the time of non-combustion. The temperature inside. Further, "NE1" is the engine rotation speed, and "CCLD" is the oxygen concentration in the cylinder before combustion. Further, "A1", "B1", "C1", "D1" and "E1" are constants, respectively.
ここで、気筒内に噴射された燃料の実際の着火遅れは、気筒内の発熱量(すなわち、温度)や気筒内の酸素量などによって変わる。
メイン噴射は、パイロット噴射の後に行われる。そのため、パイロット噴射によって気筒内に噴射された燃料の燃焼に起因する、気筒内での発熱や酸素の消費を考慮しないと、メイン噴射によって気筒内に噴射された燃料の着火遅れを正確に算出することができない。
Here, the actual ignition delay of the fuel injected into the cylinder changes depending on the amount of heat generated in the cylinder (that is, the temperature), the amount of oxygen in the cylinder, and the like.
The main injection is done after the pilot injection. Therefore, the ignition delay of the fuel injected into the cylinder by the main injection is accurately calculated without considering the heat generation and oxygen consumption in the cylinder caused by the combustion of the fuel injected into the cylinder by the pilot injection. Can't.
上記の関係式(式1)には、パイロット噴射によって気筒内に噴射された燃料の燃焼に起因する、気筒内での発熱や酸素の消費に関するパラメータが含まれていない。そのため、関係式(式1)を用いてメイン噴射によって気筒内に噴射された燃料の着火遅れを算出しても、その精度が高いとは言い難い。 The above relational expression (Equation 1) does not include parameters related to heat generation and oxygen consumption in the cylinder due to combustion of fuel injected into the cylinder by pilot injection. Therefore, even if the ignition delay of the fuel injected into the cylinder by the main injection is calculated using the relational expression (Equation 1), it cannot be said that the accuracy is high.
したがって、気筒内に噴射された燃料の燃焼に伴う、気筒内における熱発生率の推移をモデル化する技術が希求されている。 Therefore, there is a need for a technique for modeling the transition of the heat generation rate in the cylinder due to the combustion of the fuel injected into the cylinder.
上記課題を解決するための内燃機関の制御装置は、気筒内に燃料を噴射する燃料噴射弁を備えた圧縮自着火式の内燃機関に適用される。この制御装置は、前記燃料噴射弁から噴射された燃料の噴霧内の空燃比である噴霧内空燃比を算出する噴霧内空燃比算出部と、前記噴霧内における当量比の分布を正規分布としたとき、当量比の分布の中央値である第1の当量比を、理論空燃比を前記噴霧内空燃比で割った値とし、前記第1の当量比よりも大きく、且つ、当該第1の当量比の2倍の値よりも小さい値を第2の当量比とし、前記第1の当量比よりも小さく、且つ、「0」よりも大きい値を第3の当量比とする当量比算出部と、前記燃料噴射弁から噴射された燃料の着火遅れである第1の着火遅れを前記第1の当量比を用いて算出し、第2の着火遅れを前記第2の当量比を用いて算出し、第3の着火遅れを前記第3の当量比を用いて算出する着火遅れ算出部と、前記燃料噴射弁の燃料噴射の開始時期から前記第1の着火遅れが経過した時期を第1の時期とし、前記開始時期から前記第2の着火遅れが経過した時期を第2の時期とし、前記開始時期から前記第3の着火遅れが経過した時期を第3の時期とした場合、前記第2の時期における熱発生率及び前記第3の時期における熱発生率をそれぞれ「0」とし、前記第2の時期から前記第1の時期に向かうにつれて熱発生率が高くなり、前記第1の時期から前記第3の時期に向かうにつれて熱発生率が低くなるように、前記燃料噴射後の熱発生率の推移を推定する推定部と、を備えている。そして、前記推定部は、前記第3の時期と前記第2の時期との差と、前記燃料噴射弁から噴射される燃料の燃焼に起因して前記気筒内で生じる熱量とを基に、前記第1の時期における熱発生率を算出する。 The control device for an internal combustion engine for solving the above problems is applied to a compression self-ignition type internal combustion engine provided with a fuel injection valve for injecting fuel into a cylinder. This control device has an air-fuel ratio calculation unit in the spray that calculates the air-fuel ratio in the spray, which is the air-fuel ratio in the spray of the fuel injected from the fuel injection valve, and an equivalent ratio distribution in the spray as a normal distribution. When, the first equivalent ratio, which is the median value of the distribution of the equivalent ratio, is defined as the value obtained by dividing the theoretical air-fuel ratio by the air-fuel ratio in the spray, which is larger than the first equivalent ratio and the first equivalent. An equivalent ratio calculation unit in which a value smaller than twice the ratio is used as the second equivalent ratio, and a value smaller than the first equivalent ratio and larger than "0" is used as the third equivalent ratio. The first ignition delay, which is the ignition delay of the fuel injected from the fuel injection valve, is calculated using the first equivalent ratio, and the second ignition delay is calculated using the second equivalent ratio. , The ignition delay calculation unit that calculates the third ignition delay using the third equivalent ratio, and the time when the first ignition delay elapses from the start time of fuel injection of the fuel injection valve is the first time. When the time when the second ignition delay elapses from the start time is set as the second time, and the time when the third ignition delay elapses from the start time is set as the third time, the second time is set. The heat generation rate in the period and the heat generation rate in the third period are set to "0", respectively, and the heat generation rate increases from the second period to the first period, and from the first period to the first period. It is provided with an estimation unit for estimating the transition of the heat generation rate after the fuel injection so that the heat generation rate decreases toward the third period. Then, the estimation unit is based on the difference between the third period and the second period and the amount of heat generated in the cylinder due to the combustion of the fuel injected from the fuel injection valve. The heat generation rate in the first period is calculated.
燃料噴射弁から噴射された燃料の噴霧内では、当量比にばらつきがある。上記構成によれば、こうした噴霧内の当量比の分布を正規分布と仮定し、当量比の分布の中央値である第1の当量比が、理論空燃比を噴霧内空燃比で割った値として算出される。また、第1の当量比よりも大きい第2の当量比、及び、第1の当量比よりも小さい第3の当量比もまたそれぞれ算出される。そして、第1の当量比、第2の当量比及び第3の当量比を用いることにより、第1の着火遅れ、第2の着火遅れ及び第3の着火遅れがそれぞれ算出される。 Within the spray of fuel injected from the fuel injection valve, there are variations in the equivalent ratio. According to the above configuration, assuming that the distribution of the equivalent ratio in the spray is a normal distribution, the first equivalent ratio, which is the median value of the distribution of the equivalent ratio, is the value obtained by dividing the stoichiometric air-fuel ratio by the air-fuel ratio in the spray. It is calculated. In addition, a second equivalent ratio larger than the first equivalent ratio and a third equivalent ratio smaller than the first equivalent ratio are also calculated. Then, by using the first equivalent ratio, the second equivalent ratio, and the third equivalent ratio, the first ignition delay, the second ignition delay, and the third ignition delay are calculated, respectively.
すると、燃料噴射弁の燃料噴射の開始時期から第1の着火遅れが経過した時期である第1の時期と、開始時期から第2の着火遅れが経過した時期である第2の時期と、開始時期から第3の着火遅れが経過した時期である第3の時期とが特定される。そして、第1の時期の熱発生率、第2の時期の熱発生率及び第3の時期の熱発生率を頂点とする、燃料噴射後の熱発生率の推移を推定することができる。このとき、第2の時期の熱発生率及び第3の時期の熱発生率をそれぞれ「0」とし、第1の時期の熱発生率を、第3の着火遅れと第2の着火遅れとの差と、燃料噴射弁から噴射される燃料の熱量とを基に算出する。 Then, the first time, which is the time when the first ignition delay has passed from the start time of the fuel injection of the fuel injection valve, and the second time, which is the time when the second ignition delay has passed from the start time, and the start. The third time, which is the time when the third ignition delay has passed from the time, is specified. Then, it is possible to estimate the transition of the heat generation rate after fuel injection, with the heat generation rate in the first period, the heat generation rate in the second period, and the heat generation rate in the third period at the vertices. At this time, the heat generation rate in the second period and the heat generation rate in the third period are set to "0", respectively, and the heat generation rate in the first period is defined as the third ignition delay and the second ignition delay. It is calculated based on the difference and the amount of heat of the fuel injected from the fuel injection valve.
上記のような各種の推定演算を行うことにより、気筒内に噴射された燃料の燃焼に伴う、気筒内における熱発生率の推移をモデル化することが可能となる。 By performing various estimation calculations as described above, it is possible to model the transition of the heat generation rate in the cylinder due to the combustion of the fuel injected into the cylinder.
以下、内燃機関の制御装置の一実施形態を図1~図7に従って説明する。
図1には、本実施形態の制御装置60と、制御装置60によって制御される内燃機関10とが図示されている。内燃機関10は、圧縮自着火式の内燃機関である。内燃機関10は、複数の気筒11と、排気駆動式の過給器12とを備えている。内燃機関10の吸気通路21には、空気の流れ方向における上流から順に、エアクリーナ22、過給器12のコンプレッサ13、インタークーラ23及びスロットルバルブ24が配置されている。吸気通路21では、エアクリーナ22によって濾過された空気がコンプレッサ13に内蔵されているコンプレッサホイール13aによって圧縮された状態で送り出される。このように圧縮された空気は、インタークーラ23によって冷却される。そして、吸気通路21を介して気筒11内に導入される空気の量である吸入空気量は、スロットルバルブ24の開度の制御を通じて調整される。
Hereinafter, an embodiment of the control device for an internal combustion engine will be described with reference to FIGS. 1 to 7.
FIG. 1 illustrates the
内燃機関10は、気筒11の数と同数の燃料噴射弁26を備えている。各燃料噴射弁26は、対応する気筒11内に燃料を直接噴射する。各燃料噴射弁26には、燃料供給装置27によって燃料が供給される。燃料供給装置27は、燃料タンクに貯留されている燃料を供給通路28を介して汲み上げるサプライポンプ29と、サプライポンプ29によって加圧された燃料が一時的に貯留されるコモンレール30とを有している。コモンレール30内の燃料が各燃料噴射弁26に供給される。そして、燃料噴射弁26から気筒11内に燃料が噴射されると、圧縮された空気に燃料が触れて着火及び燃焼する。
The
各気筒11内での燃料の燃焼によって生じた排気は、排気通路36に排出される。排気通路36には、排気の流れ方向における上流から順に、過給器12のタービン14、排気浄化装置37が配置されている。排気浄化装置37は、排気中の粒子状物質を捕集し、排気を浄化する。
The exhaust gas generated by the combustion of fuel in each cylinder 11 is discharged to the
タービン14に内蔵されているタービンホイール14aは、連結軸15を介してコンプレッサホイール13aに連結されている。そのため、排気の流勢によってタービンホイール14aが回転すると、タービンホイール14aの回転に同期してコンプレッサホイール13aが回転する。その結果、コンプレッサ13により空気が加圧される。なお、タービン14におけるタービンホイール14aへの排気吹付口には、ノズル開度の変更に応じて同排気吹付口の開口面積を変化させる可変ノズル16が設けられている。可変ノズル16のノズル開度を調整することにより、タービンホイール14aに吹き付けられる排気の流勢を調整することができる。
The
内燃機関10には、排気通路36を流れる排気の一部をEGRガスとして吸気通路21に還流させるEGR装置40が設けられている。EGR装置40は、排気通路36のうち、タービン14よりも上流側の部分から排気を取り出すEGR通路41と、EGR通路41を介した吸気通路21へのEGRガスの流量を調整するEGR流量調整装置42とを有している。EGR通路41は、吸気通路21においてスロットルバルブ24よりも下流側の部分と、排気通路36においてタービン14よりも上流側の部分とを接続する。こうしたEGR通路41には、EGR通路41を流れるEGRガスを冷却するEGRクーラ43が設けられている。そして、EGR流量調整装置42のバルブが開弁している場合、排気通路36からEGR通路41に流入したEGRガスは、EGRクーラ43によって冷却されてからEGR流量調整装置42を介して吸気通路21に導入される。
The
制御装置60には、吸気圧センサ101、吸気温センサ102、エアフロメータ103、水温センサ104、過給圧センサ105、クランク角センサ106及び燃料圧センサ107などの各種のセンサから信号が入力される。
Signals are input to the
吸気圧センサ101は、吸気通路21におけるスロットルバルブ24よりも下流の部分における空気の圧力である吸気圧Pimを検出し、検出した吸気圧Pimに応じた信号を出力する。吸気温センサ102は、吸気通路21におけるインタークーラ23よりも下流の部分における空気の温度である吸気温Thimを検出し、検出した吸気温Thimに応じた信号を出力する。エアフロメータ103は、吸気通路21におけるコンプレッサ13よりも上流の部分における空気の流量である吸入空気量GAを検出し、検出した吸入空気量GAに応じた信号を出力する。水温センサ104は、内燃機関10のシリンダブロック内を流れる機関冷却水の温度である水温Thwを検出し、検出した水温Thwに応じた信号を出力する。過給圧センサ105は、過給器12による過給圧BPを検出し、検出した過給圧BPに応じた信号を出力する。過給圧センサ105は、大気圧を基準とするゲージ圧を過給圧BPとして検出する。クランク角センサ106は、内燃機関10の出力軸の回転速度である機関回転速度NEを検出し、検出した機関回転速度NEに応じた信号を出力する。燃料圧センサ107は、コモンレール30内の燃料の圧力であるコモンレール圧Pcrを検出し、検出したコモンレール圧Pcrに応じた信号を出力する。
The
そして、制御装置60は、各種のセンサ101~107の出力信号を基に、機関運転を制御する。
制御装置60は、機能部として、弁制御部61、噴霧内空燃比算出部62、当量比算出部63、着火遅れ算出部64、推定部65及びメイン着火遅れ算出部66を有している。
Then, the
The
弁制御部61は、燃料噴射弁26の駆動を制御する。具体的には、気筒11内で燃料を燃焼させるときに、パイロット噴射及びメイン噴射を燃料噴射弁26に行わせる。パイロット噴射とは、気筒11内で往復動するピストンが圧縮上死点に達する前に行われる燃料噴射である。メイン噴射とは、パイロット噴射の後に実行する燃料噴射であり、ピストンが圧縮上死点の近傍に達したときに行われる燃料噴射である。パイロット噴射によって気筒11内に燃料が噴射されると、気筒11内では予混合燃焼が行われ、気筒11内の温度が上昇する。このように気筒11内の温度が高くなった状態でメイン噴射が行われる。すると、気筒11内では拡散燃焼が行われる。この場合、先に開始された予混合燃焼が未だ行われている状態で拡散燃焼が開始されることがある。このように予混合燃焼が未だ行われている状態で拡散燃焼が開始されるような領域のことを、予混合燃焼と拡散燃焼とが混在する領域という。
The
予混合燃焼と拡散燃焼とが混在する領域で機関運転が行われる場合、弁制御部61は、メイン噴射によって気筒11内に噴射された燃料の着火遅れであるメイン着火遅れτmが着火遅れ目標値τtrgに近づくように、燃料噴射弁26を制御する。着火遅れとは、燃料噴射弁26の燃料噴射の開始時点から当該燃料の燃焼が実際に開始されるまでの期間の長さである。着火遅れ目標値τtrgとは、メイン着火遅れτmの目標のことである。
When engine operation is performed in a region where premixed combustion and diffusion combustion coexist, the
例えば、弁制御部61は、パイロット噴射における燃料噴射量及びパイロット噴射の開始時期の少なくとも一方を調整することにより、メイン着火遅れτmの長さを制御することができる。本実施形態では、パイロット噴射における燃料噴射量の調整を通じ、メイン着火遅れτmの長さを制御する。
For example, the
噴霧内空燃比算出部62は、パイロット噴射によって気筒11内に噴射された燃料の噴霧内の空燃比である噴霧内空燃比AFspを算出する。噴霧内空燃比AFspとは、燃料噴射弁26から気筒11内に噴射された燃料の噴霧内における空燃比のことである。噴霧内空燃比AFspは、噴霧内の空気量を噴霧内の燃料量で割ることにより導出することができる。噴霧内の空気量は、パイロット噴射の終了時点における噴霧の体積Vと、気筒11内における酸素濃度Coxとなどを基に算出する。
The air-fuel
ここで、図2を参照し、噴霧の体積Vの算出方法について説明する。図2に示すように、燃料噴射弁26から気筒11内に噴射された燃料の噴霧を円錐形状として仮定する。この場合、公知の広安の式を用いることにより、噴霧の体積Vを算出することができる。すなわち、以下の関係式(式2)又は(式3)は、噴霧ペネトレーションSの算出式である。関係式(式2)は、燃料の噴射時間「t」が分裂時間「tc」未満であるときに用いられる式であり、関係式(式3)は、燃料の噴射時間「t」が分裂時間「tc」以上であるときに用いられる式である。分裂時間「tc」とは、燃料噴射弁26から噴射された燃料が液体から気体に状態変化するのに要する時間のことである。 Here, a method of calculating the volume V of the spray will be described with reference to FIG. As shown in FIG. 2, the spray of fuel injected into the cylinder 11 from the fuel injection valve 26 is assumed to have a conical shape. In this case, the volume V of the spray can be calculated by using the known Guang'an formula. That is, the following relational expression (Equation 2) or (Equation 3) is a calculation expression of the spray penetration S. The relational expression (Equation 2) is an expression used when the fuel injection time "t" is less than the splitting time "tk", and the relational expression (Equation 3) is the equation in which the fuel injection time "t" is the splitting time. It is an equation used when it is "tc" or more. The split time "ct" is the time required for the fuel injected from the fuel injection valve 26 to change state from a liquid to a gas.
関係式(式2)及び(式3)において、「ΔP」はコモンレール圧Pcrと筒内圧力Pcyとの差である。筒内圧力Pcyは、気筒11内への充填空気量と気筒11内におけるピストンの位置を基に推定することができる。もちろん、気筒11内の圧力を検出するセンサが設けられている場合、このセンサの検出値を筒内圧力Pcyとして採用してもよい。また、関係式(式2)及び(式3)において、「ρf」は燃料密度であり、「ρa」は空気密度である。「d0」は、燃料噴射弁26の噴孔の直径である。 In the relational expressions (Equation 2) and (Equation 3), "ΔP" is the difference between the common rail pressure Pcr and the in-cylinder pressure Pcy. The in-cylinder pressure Pcy can be estimated based on the amount of air filled in the cylinder 11 and the position of the piston in the cylinder 11. Of course, when a sensor for detecting the pressure in the cylinder 11 is provided, the detected value of this sensor may be adopted as the in-cylinder pressure Pcy. Further, in the relational expressions (Equation 2) and (Equation 3), "ρf" is the fuel density and "ρa" is the air density. “D0” is the diameter of the injection hole of the fuel injection valve 26.
なお、EGR流量調整装置42のバルブ開度及び排気通路36における排気の流量が一定で保持されている場合、EGR装置40を介して吸気通路21に還流するEGRガスの量である還流量は、排気通路36における排気の流量と、EGR流量調整装置42のバルブ開度とを基に算出することができる。排気の流量は、吸入空気量GAと機関回転速度NEとに応じた値となる。
When the valve opening of the EGR flow
一方、EGR流量調整装置42のバルブ開度及び排気の流量のうちの少なくとも一方が変化した場合、当該変化に対してEGRガスの還流量の変化に応答遅れが生じる。本実施形態では、バルブ開度及び排気の流量のうちの少なくとも一方が変化したときに、還流量の変化がどの程度遅れるかを推定するマップが用意されている。そのため、バルブ開度及び排気の流量のうちの少なくとも一方が変化したときには、当該マップを用い、還流量を推定するようにしている。
On the other hand, when at least one of the valve opening degree of the EGR flow
当量比算出部63は、第1の当量比Φpt1、第2の当量比Φpt2及び第3の当量比Φpt3を算出する。すなわち、当量比算出部63は、図3に示すように噴霧内における当量比の分布を正規分布としたとき、当量比の分布の中央値である第1の当量比Φpt1を、理論空燃比AFstを噴霧内空燃比算出部62によって算出された噴霧内空燃比AFspで割った値として算出する。また、当量比算出部63は、第1の当量比Φpt1よりも大きく、且つ、第1の当量比Φpt1の2倍の値よりも小さい値を第2の当量比Φpt2とする。また、当量比算出部63は、第1の当量比Φpt1よりも小さく、且つ、「0」よりも大きい値を第3の当量比Φpt3とする。例えば、第1の当量比Φpt1と第2の当量比Φpt2との差分が第1の当量比Φpt1と第3の当量比Φpt3との差分よりも大きくなるように、第2の当量比Φpt2及び第3の当量比Φpt3はそれぞれ算出される。
The equivalent
着火遅れ算出部64は、パイロット噴射によって気筒11内に噴射された燃料の着火遅れである第1の着火遅れτp1を第1の当量比Φpt1を用いて算出する。また、着火遅れ算出部64は、パイロット噴射によって燃料噴射弁26から噴射された燃料の着火遅れである第2の着火遅れτp2を第2の当量比Φpt2を用いて算出する。また、着火遅れ算出部64は、パイロット噴射によって燃料噴射弁26から噴射された燃料の着火遅れである第3の着火遅れτp3を第3の当量比Φpt3を用いて算出する。
The ignition
着火遅れτは、以下のアレニウスの式(式6)を用いて算出する。式(式6)において、「Fuel」はパイロット噴射の終了時点の気筒11内の燃料分圧であり、「O2」はパイロット噴射の終了時点の気筒11内の酸素分圧であり、「T」はパイロット噴射の開始時における気筒11内の温度である。また、「A」、「B」、「C」及び「D」はモデル定数であり、実験及びシミュレーションを通じて予め設定された値である。具体的には、モデル定数「B」は、燃料分圧「Fuel」が高いほど着火遅れτを小さくできるような値に設定されている。モデル定数「C」は、酸素分圧「O2」が高いほど着火遅れτを小さくできるような値に設定されている。モデル定数「D」は、気筒11内の温度「T」が高いほど着火遅れτを小さくできるような値に設定されている。例えば、モデル定数「B」、「C」は正の値に設定されるとともに、モデル定数「D」は負の値に設定されている。そして、モデル定数「A」は、燃料分圧「Fuel」の「B」乗と、酸素分圧「O2」の「C」乗と、「exp(D/T)」との積が大きいほど着火遅れτを小さくできるような値に設定されている。例えば、モデル定数「A」は正の値に設定されている。 The ignition delay τ is calculated using the following Arrhenius equation (Equation 6). In the formula (formula 6), "Fuel" is the partial pressure of fuel in the cylinder 11 at the end of the pilot injection, "O2" is the partial pressure of oxygen in the cylinder 11 at the end of the pilot injection, and "T". Is the temperature in the cylinder 11 at the start of pilot injection. Further, "A", "B", "C" and "D" are model constants, which are preset values through experiments and simulations. Specifically, the model constant "B" is set to a value such that the higher the fuel partial pressure "Fuel", the smaller the ignition delay τ. The model constant "C" is set to a value such that the higher the oxygen partial pressure "O2", the smaller the ignition delay τ. The model constant "D" is set to a value such that the higher the temperature "T" in the cylinder 11, the smaller the ignition delay τ can be. For example, the model constants "B" and "C" are set to positive values, and the model constants "D" are set to negative values. The model constant "A" is ignited as the product of the fuel partial pressure "Fuel" to the "B" power, the oxygen partial pressure "O2" to the "C" power, and "exp (D / T)" is larger. It is set to a value that can reduce the delay τ. For example, the model constant "A" is set to a positive value.
気筒11内の酸素分圧「O2」は、気筒11内における酸素濃度Coxと筒内圧力Pcyとの積として算出される。
また、パイロット噴射の開始時における気筒11内の温度「T」は、吸気温Thimや水温Thwを基に推定することができる。もちろん、気筒11内の温度を検出するセンサが設けられている場合、当該センサの検出値を気筒11内の温度「T」として採用してもよい。
The oxygen partial pressure "O2" in the cylinder 11 is calculated as the product of the oxygen concentration Cox in the cylinder 11 and the in-cylinder pressure Pcy.
Further, the temperature "T" in the cylinder 11 at the start of the pilot injection can be estimated based on the intake air temperature Tim and the water temperature Thw. Of course, when a sensor for detecting the temperature in the cylinder 11 is provided, the detected value of the sensor may be adopted as the temperature "T" in the cylinder 11.
そして、第1の着火遅れτp1を算出する場合、着火遅れ算出部64は、第1の当量比Φpt1を噴霧内当量比Φaとして燃料濃度Cfuelを算出し、この燃料濃度Cfuelと筒内圧力Pcyとの積として燃料分圧「Fuel」を算出する。そして、着火遅れ算出部64は、このように算出した燃料分圧「Fuel」を上記式(式6)に代入することにより、第1の着火遅れτp1を算出する。
Then, when calculating the first ignition delay τp1, the ignition
第2の着火遅れτp2を算出する場合、着火遅れ算出部64は、第2の当量比Φpt2を噴霧内当量比Φaとして燃料濃度Cfuelを算出し、この燃料濃度Cfuelと筒内圧力Pcyとの積として燃料分圧「Fuel」を算出する。そして、着火遅れ算出部64は、このように算出した燃料分圧「Fuel」を上記式(式6)に代入することにより、第2の着火遅れτp2を算出する。
When calculating the second ignition delay τp2, the ignition
第3の着火遅れτp3を算出する場合、着火遅れ算出部64は、第3の当量比Φpt3を噴霧内当量比Φaとして燃料濃度Cfuelを算出し、この燃料濃度Cfuelと筒内圧力Pcyとの積として燃料分圧「Fuel」を算出する。そして、着火遅れ算出部64は、このように算出した燃料分圧「Fuel」を上記式(式6)に代入することにより、第3の着火遅れτp3を算出する。
When calculating the third ignition delay τp3, the ignition
各当量比Φpt1,Φpt2,Φpt3のうち、第2の当量比Φpt2が最も大きく、第1の当量比Φpt1が2番目に大きく、第3の当量比Φpt3が最も小さい。そのため、着火遅れτp1,τp2,τp3のうち、第2の着火遅れτp2が最も短く、第1の着火遅れτp1が2番目に短く、第3の着火遅れτp3が最も長い。 Of the respective equivalent ratios Φpt1, Φpt2, Φpt3, the second equivalent ratio Φpt2 is the largest, the first equivalent ratio Φpt1 is the second largest, and the third equivalent ratio Φpt3 is the smallest. Therefore, of the ignition delays τp1, τp2, τp3, the second ignition delay τp2 is the shortest, the first ignition delay τp1 is the second shortest, and the third ignition delay τp3 is the longest.
推定部65は、パイロット噴射後における気筒11内での熱発生率Hgrの推移である熱発生率モデルMDhgrを作成する。すなわち、図4に示すように、パイロット噴射の開始時期t0から第1の着火遅れτp1が経過した時期を第1の時期t1とし、開始時期t0から第2の着火遅れτp2が経過した時期を第2の時期t2とし、開始時期t0から第3の着火遅れτp3が経過した時期を第3の時期t3とする。各時期t1,t2,t3のうち、第2の時期t2が開始時期t0に最も近く、第1の時期t1が2番目に開始時期t0に近く、第3の時期t3が開始時期t0から最も離れている。この場合、推定部65は、第2の時期t2における熱発生率Hgr及び第3の時期t3における熱発生率Hgrをそれぞれ「0」とする。また、推定部65は、第2の時期t2から第1の時期t1に向かうにつれて熱発生率Hgrが高くなり、第1の時期t1から第3の時期t3に向かうにつれて熱発生率Hgrが低くなるように、パイロット噴射後の熱発生率Hgrの推移を推定する、すなわち熱発生率モデルMDhgrを作成する。
The
なお、推定部65は、パイロット噴射によって噴射される燃料の量を基に、燃料の燃焼に起因して気筒11内で発生する熱量Qを算出する。すなわち、熱量Qは、燃料噴射量が多いほど多くなる。そして、推定部65は、第3の時期t3と第2の時期t2との差と、パイロット噴射によって噴射される燃料の燃焼に起因して気筒11内で生じる熱量Qとを基に、第1の時期t1における熱発生率Hgrを算出する。熱量Qは、図4における3点を繋ぐことで形成される三角形の面積に相当する。そのため、推定部65は、以下に示す関係式(式7)を用いて第1の時期t1における熱発生率Hgrを算出する。
The
そこで、本実施形態では、メイン着火遅れ算出部66は、上記熱発生率モデルMDhgrを用い、パイロット噴射が行われてからメイン噴射の開始時期tmまでに気筒11内で発生した熱量Q1を算出する。すなわち、メイン着火遅れ算出部66は、メイン噴射の開始時期tmが第2の時期t2と第3の時期t3との間の時期である場合、開始時期tmが第2の時期t2に近いほど熱量Q1が少なくなるように、熱量Q1を算出する。また、メイン着火遅れ算出部66は、開始時期tmが第3の時期t3に近いほど熱量Q1が多くなるように、熱量Q1を算出する。すなわち、図5においてハッチングが施されている領域の面積が熱量Q1となるように、熱量Q1が算出される。
Therefore, in the present embodiment, the main ignition
メイン着火遅れ算出部66は、公知のエネルギ保存則及び理想気体の状態方程式を利用して、算出した熱量Q1を基に、メイン噴射の開始時期における気筒11内の温度や圧力を算出する。そして、メイン着火遅れ算出部66は、このように算出したメイン噴射の開始時期における気筒11内の温度や圧力を用いることにより、メイン着火遅れτmを算出する。これにより、パイロット噴射によって気筒11内に噴射された燃料の燃焼の影響を考慮したメイン着火遅れτmを算出することができる。
The main ignition
次に、図6及び図7を参照し、燃料噴射弁26から燃料を噴射させる際における処理手順について説明する。
図6に示すように、まずはじめのステップS11では、熱発生率モデルMDhgrを作成するためのモデル作成処理が実行される。
Next, with reference to FIGS. 6 and 7, a processing procedure for injecting fuel from the fuel injection valve 26 will be described.
As shown in FIG. 6, in the first step S11, a model creation process for creating a heat generation rate model MDhgr is executed.
具体的には、図7に示すように、ステップS111において、噴霧内空燃比算出部62によって、噴霧内空燃比AFspが算出される。次のステップS112では、当量比算出部63によって、第1の当量比Φpt1、第2の当量比Φpt2及び第3の当量比Φpt3が算出される。続いて、ステップS113において、着火遅れ算出部64によって、第1の着火遅れτp1、第2の着火遅れτp2及び第3の着火遅れτp3が算出される。次のステップS114において、推定部65によって、熱発生率モデルMDhgrが作成される。このように熱発生率モデルMDhgrが作成されると、図6に示したステップS11のモデル作成処理が完了し、処理が次のステップS12に移行される。
Specifically, as shown in FIG. 7, in step S111, the air-fuel ratio in the spray AFsp is calculated by the air-fuel
ステップS12において、作成された熱発生率モデルMDhgrを用い、メイン着火遅れ算出部66によってメイン着火遅れτmが算出される。続いて、ステップS13において、算出されたメイン着火遅れτmと着火遅れ目標値τtrgとを基に、弁制御部61によってパイロット噴射における燃料噴射量が補正される。すなわち、熱発生率モデルMDhgrの算出に際して想定していた燃料噴射量を基準噴射量とした場合、メイン着火遅れτmが着火遅れ目標値τtrgよりも長いときには、燃料噴射量が基準噴射量よりも増大される。これにより、実際のメイン着火遅れを短くすることができる。一方、メイン着火遅れτmが着火遅れ目標値τtrgよりも短いときには、燃料噴射量が基準噴射量よりも減少される。これにより、実際のメイン着火遅れを長くすることができる。
In step S12, the main ignition delay τm is calculated by the main ignition
パイロット噴射の開始時期t0に達すると、処理がステップS14に移行される。このステップS14では、補正された燃料噴射量を基に、弁制御部61によってパイロット噴射が実行される。そして、メイン噴射の開始時期tmに達すると、処理がステップS15に移行される。このステップS15では、弁制御部61によってメイン噴射が実行される。その後、一連の処理が一旦終了される。
When the start time t0 of the pilot injection is reached, the process shifts to step S14. In this step S14, pilot injection is executed by the
本実施形態の作用及び効果について説明する。
パイロット噴射によって気筒11内に噴射された燃料の噴霧内では、当量比Φにばらつきがある。本実施形態では、こうした噴霧内の当量比Φの分布を正規分布と仮定し、当量比Φの分布の中央値である第1の当量比Φpt1が算出される。また、第1の当量比Φpt1よりも大きい第2の当量比Φpt2、及び、第1の当量比Φpt1よりも小さい第3の当量比Φpt3もまたそれぞれ算出される。そして、第1の当量比Φpt1、第2の当量比Φpt2及び第3の当量比Φpt3を用いることにより、第1の着火遅れτp1、第2の着火遅れτp2及び第3の着火遅れτp3がそれぞれ算出される。
The operation and effect of this embodiment will be described.
Within the spray of fuel injected into the cylinder 11 by pilot injection, the equivalent ratio Φ varies. In the present embodiment, the distribution of the equivalent ratio Φ in the spray is assumed to be a normal distribution, and the first equivalent ratio Φpt1, which is the median value of the distribution of the equivalent ratio Φ, is calculated. Further, a second equivalent ratio Φpt2 larger than the first equivalent ratio Φpt1 and a third equivalent ratio Φpt3 smaller than the first equivalent ratio Φpt1 are also calculated. Then, by using the first equivalent ratio Φpt1, the second equivalent ratio Φpt2, and the third equivalent ratio Φpt3, the first ignition delay τp1, the second ignition delay τp2, and the third ignition delay τp3 are calculated, respectively. Will be done.
すると、パイロット噴射の開始時期t0と、第1の着火遅れτp1、第2の着火遅れτp2及び第3の着火遅れτp3とを基に、第1の時期t1、第2の時期t2及び第3の時期t3を求めることができる。そして、第1の時期t1の熱発生率Hgrと、第2の時期t2の熱発生率Hgrと、第3の時期t3の熱発生率Hgrとを頂点とする、パイロット噴射後の熱発生率Hgrの推移を推定することができる。すなわち、熱発生率モデルMDhgrを作成することができる。したがって、パイロット噴射によって気筒11内に噴射された燃料の燃焼に伴う、気筒11内における熱発生率Hgrの推移をモデル化することができる。 Then, based on the start time t0 of the pilot injection and the first ignition delay τp1, the second ignition delay τp2, and the third ignition delay τp3, the first period t1, the second period t2, and the third period The time t3 can be obtained. Then, the heat generation rate Hgr after the pilot injection is peaked at the heat generation rate Hgr of the first period t1, the heat generation rate Hgr of the second period t2, and the heat generation rate Hgr of the third period t3. It is possible to estimate the transition of. That is, the heat generation rate model MDhgr can be created. Therefore, it is possible to model the transition of the heat generation rate Hgr in the cylinder 11 due to the combustion of the fuel injected into the cylinder 11 by the pilot injection.
このように作成した熱発生率モデルMDhgrを用いることにより、パイロット噴射によって気筒11内に噴射された燃料の燃焼の影響を考慮したメイン着火遅れτmを算出することができる。パイロット噴射によって気筒11内に噴射された燃料の燃焼の影響を考慮することなくメイン着火遅れを算出する場合と比較し、メイン着火遅れτmを、メイン噴射によって気筒11内に噴射された燃料の実際のメイン着火遅れに近づけることができる。 By using the heat generation rate model MDhgr created in this way, it is possible to calculate the main ignition delay τm in consideration of the influence of the combustion of the fuel injected into the cylinder 11 by the pilot injection. Compared with the case where the main ignition delay is calculated without considering the influence of the combustion of the fuel injected into the cylinder 11 by the pilot injection, the main ignition delay τm is actually the fuel injected into the cylinder 11 by the main injection. It is possible to approach the main ignition delay of.
その結果、実際のメイン着火遅れを着火遅れ目標値τtrgに近づけるための燃料噴射制御を適切に行うことができる。
上記実施形態は、以下のように変更して実施することができる。上記実施形態及び以下の変更例は、技術的に矛盾しない範囲で互いに組み合わせて実施することができる。
As a result, fuel injection control for bringing the actual main ignition delay closer to the ignition delay target value τtrg can be appropriately performed.
The above embodiment can be modified and implemented as follows. The above embodiment and the following modified examples can be implemented in combination with each other within a technically consistent range.
・ステップS12で算出したメイン着火遅れτmが着火遅れ目標値τtrgと乖離しているときには、パイロット噴射の開始時期t0を調整することにより、実際のメイン着火遅れを着火遅れ目標値τtrgに近づけるようにしてもよい。 When the main ignition delay τm calculated in step S12 deviates from the ignition delay target value τtrg, the actual main ignition delay is adjusted to approach the ignition delay target value τtrg by adjusting the pilot injection start time t0. You may.
・上記実施形態では、作成した熱発生率モデルMDhgrを、メイン着火遅れτmの算出以外に用いることもできる。例えば、熱発生率モデルMDhgrを基に、燃料の燃焼に起因する気筒11内の圧力の推移を予測することができる。こうした気筒11内の圧力の推移を用いることにより、気筒11内での燃焼騒音の大きさの推移を予測することもできる。 -In the above embodiment, the created heat generation rate model MDhgr can be used for other than the calculation of the main ignition delay τm. For example, based on the heat generation rate model MDhgr, it is possible to predict the transition of the pressure in the cylinder 11 due to the combustion of fuel. By using such a transition of the pressure in the cylinder 11, it is possible to predict the transition of the magnitude of the combustion noise in the cylinder 11.
なお、熱発生率モデルMDhgrをこのように利用する場合、メイン噴射が行われるときでも、メイン噴射によって気筒11内に噴射された燃料の燃焼に起因する熱発生率モデルを作成するようにしてもよい。 When the heat generation rate model MDhgr is used in this way, even when the main injection is performed, the heat generation rate model due to the combustion of the fuel injected into the cylinder 11 by the main injection may be created. good.
また、多段噴射ではなく、シングル噴射が行われるときでも、当該噴射によって気筒11内に噴射された燃料の燃焼に起因する熱発生率モデルを作成するようにしてもよい。 Further, even when single injection is performed instead of multi-stage injection, a heat generation rate model due to combustion of fuel injected into the cylinder 11 by the injection may be created.
10…内燃機関、11…気筒、26…燃料噴射弁、60…制御装置、62…噴霧内空燃比算出部、63…当量比算出部、64…着火遅れ算出部、65…推定部、66…メイン着火遅れ算出部。 10 ... Internal combustion engine, 11 ... Cylinder, 26 ... Fuel injection valve, 60 ... Control device, 62 ... Air-fuel ratio calculation unit in spray, 63 ... Equivalent ratio calculation unit, 64 ... Ignition delay calculation unit, 65 ... Estimating unit, 66 ... Main ignition delay calculation unit.
Claims (1)
前記燃料噴射弁から噴射された燃料の噴霧内の空燃比である噴霧内空燃比を算出する噴霧内空燃比算出部と、
前記噴霧内における当量比の分布を正規分布としたとき、当量比の分布の中央値である第1の当量比を、理論空燃比を前記噴霧内空燃比で割った値とし、前記第1の当量比よりも大きく、且つ、当該第1の当量比の2倍の値よりも小さい値を第2の当量比とし、前記第1の当量比よりも小さく、且つ、「0」よりも大きい値を第3の当量比とする当量比算出部と、
前記燃料噴射弁から噴射された燃料の着火遅れである第1の着火遅れを前記第1の当量比を用いて算出し、第2の着火遅れを前記第2の当量比を用いて算出し、第3の着火遅れを前記第3の当量比を用いて算出する着火遅れ算出部と、
前記燃料噴射弁の燃料噴射の開始時期から前記第1の着火遅れが経過した時期を第1の時期とし、前記開始時期から前記第2の着火遅れが経過した時期を第2の時期とし、前記開始時期から前記第3の着火遅れが経過した時期を第3の時期とした場合、前記第2の時期における熱発生率及び前記第3の時期における熱発生率をそれぞれ「0」とし、前記第2の時期から前記第1の時期に向かうにつれて熱発生率が高くなり、前記第1の時期から前記第3の時期に向かうにつれて熱発生率が低くなるように、前記燃料噴射後の熱発生率の推移を推定する推定部と、を備え、
前記推定部は、前記第3の時期と前記第2の時期との差と、前記燃料噴射弁から噴射される燃料の燃焼に起因して前記気筒内で生じる熱量とを基に、前記第1の時期における熱発生率を算出する
内燃機関の制御装置。 It is applied to a compression self-ignition type internal combustion engine equipped with a fuel injection valve that injects fuel into the cylinder.
An air-fuel ratio calculation unit in the spray that calculates the air-fuel ratio in the spray, which is the air-fuel ratio in the spray of the fuel injected from the fuel injection valve, and
When the distribution of the equivalent ratio in the spray is a normal distribution, the first equivalent ratio, which is the median value of the distribution of the equivalent ratio, is defined as the theoretical air fuel ratio divided by the air fuel ratio in the spray, and the first A value that is larger than the equivalent ratio and smaller than twice the value of the first equivalent ratio is defined as the second equivalent ratio, and is smaller than the first equivalent ratio and larger than "0". Equivalent ratio calculation unit with the third equivalent ratio,
The first ignition delay, which is the ignition delay of the fuel injected from the fuel injection valve, is calculated using the first equivalent ratio, and the second ignition delay is calculated using the second equivalent ratio. An ignition delay calculation unit that calculates the third ignition delay using the third equivalent ratio, and an ignition delay calculation unit.
The time when the first ignition delay has elapsed from the start time of fuel injection of the fuel injection valve is defined as the first period, and the period when the second ignition delay has elapsed from the start time is defined as the second period. When the time when the third ignition delay has elapsed from the start time is set as the third time, the heat generation rate in the second time and the heat generation rate in the third time are set to "0", respectively, and the first time. The heat generation rate after fuel injection increases so that the heat generation rate increases from the second period to the first period, and the heat generation rate decreases from the first period to the third period. Equipped with an estimation unit that estimates the transition of
The estimation unit is based on the difference between the third period and the second period and the amount of heat generated in the cylinder due to the combustion of the fuel injected from the fuel injection valve. A control device for an internal combustion engine that calculates the heat generation rate at the time of.
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