CN110872988A - 米勒循环发动机的控制装置及米勒循环发动机的控制方法 - Google Patents

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Abstract

米勒循环发动机的控制装置包括电子控制单元。所述电子控制单元构成为，执行提前关闭米勒循环运转模式，所述提前关闭米勒循环运转模式控制可变气门机构，以使进气门在进气下止点以前关闭。所述电子控制单元构成为，执行减压模式，所述减压模式控制所述可变气门机构，以在发动机启动时使所述进气门比所述进气下止点延迟关闭。所述电子控制单元构成为，在所述减压模式结束后执行所述提前关闭米勒循环运转模式。所述减压模式下使用的所述进气门相对于所述进气下止点的延迟关闭量比利用所述可变气门机构使所述进气门的关闭正时最提前时的所述进气门相对于所述进气下止点的提前关闭量大。

Description

米勒循环发动机的控制装置及米勒循环发动机的控制方法
技术领域
本发明涉及米勒循环发动机，更详细而言，涉及使用在固定进气门的作用角的同时使该进气门的开闭正时可变的可变气门机构进行提前关闭米勒循环运转模式的米勒循环发动机的控制装置及米勒循环发动机的控制方法。
背景技术
例如，在日本特开2002-061522中公开了具备如下可变气门机构(以下，也简称为“作用角可变型的机构”)的内燃机的控制装置，该可变气门机构具有进气门的作用角(开阀期间)以及提升量的可变功能和提升的中心角的可变功能。在该内燃机的运转中，进行使用可变气门机构使进气门比进气下止点提前关闭的提前关闭米勒循环运转模式。并且，在发动机启动时，为了得到减压作用，进气门的关闭正时比进气下止点大幅提前。通过使用作用角可变型的机构，能够在将打开正时调整为期望的正时的同时使关闭正时提前。
发明内容
为了在实现气门系统的低成本化的同时进行提前关闭米勒循环运转模式，考虑使用在固定进气门的作用角的同时使该进气门的开闭正时可变的可变气门机构(也简称为“作用角固定型的机构”)。若为了使用这样的作用角固定型的机构来执行减压模式，使关闭正时提前，则伴随于此，打开正时也提前。其结果是，排气上止点附近的阀提升量增大，因此为了避免活塞与阀接触，需要加深活塞的阀凹槽。然而，阀凹槽的扩大例如有可能导致由缸内气体的紊乱的减少引起的燃烧恶化。
本发明提供一种米勒循环发动机的控制装置以及米勒循环发动机的控制方法，在使用作用角固定型的可变气门机构进行提前关闭米勒循环运转模式的米勒循环发动机中，无需扩大阀凹槽就能够实现减压模式。
本发明的第1形态是包括可变气门机构的米勒循环发动机的控制装置。所述可变气门机构包括可变气门机构，所述可变气门机构在固定进气门的作用角的同时使所述进气门的开闭正时可变。所述控制装置包括电子控制单元。所述电子控制单元构成为，执行提前关闭米勒循环运转模式，所述提前关闭米勒循环运转模式控制所述可变气门机构，以使所述进气门在进气下止点以前关闭。所述电子控制单元构成为，执行减压模式，所述减压模式控制所述可变气门机构，以在发动机启动时使所述进气门比所述进气下止点延迟关闭，在所述减压模式结束后，执行所述提前关闭米勒循环运转模式。所述减压模式下使用的所述进气门相对于所述进气下止点的延迟关闭量比利用所述可变气门机构使所述进气门的关闭正时最提前时的所述进气门相对于所述进气下止点的提前关闭量大。
在所述控制装置中，也可以构成为，所述电子控制单元构成为，仅在进行所述减压模式的情况下，以使所述进气门比所述进气下止点延迟关闭的方式控制所述可变气门机构。
在所述控制装置中，也可以是，所述电子控制单元构成为，在所述米勒循环发动机的高输出区域中，执行高吸入效率模式来代替所述提前关闭米勒循环运转模式。也可以是，所述高吸入效率模式是如下模式：在比所述进气下止点靠延迟侧且在同一发动机转速下进气的吸入效率最高的特定关闭正时、或比所述进气下止点延迟且比所述特定关闭正时提前的关闭正时，关闭所述进气门。也可以是，所述电子控制单元构成为，仅在进行所述减压模式的情况下，以使所述进气门比所述特定关闭正时延迟关闭的方式控制所述可变气门机构。
也可以是，所述米勒循环发动机包括配置于进气通路的节气门。在所述控制装置中，也可以是，所述电子控制单元构成为，在发动机启动完成后所述节气门的下游处的所述进气通路内的压力初次降低至阈值以下之后，执行从所述减压模式向所述提前关闭米勒循环运转模式的切换。
也可以是，所述可变气门机构是具备使相对于曲轴的旋转相位的凸轮轴的旋转相位变化的电动马达的电动可变气门正时机构。在所述控制装置中，也可以是，所述减压模式下使用的所述延迟关闭量以曲轴角度计为90°以上且小于180°。
在所述控制装置中，也可以是，所述进气门的作用角以曲轴角计为170～200°。
在所述控制装置中，也可以是，所述进气门的提升量为6～10mm。
本发明的第2形态是米勒循环发动机的控制方法。所述米勒循环发动机包括可变气门机构。所述可变气门机构包括在固定进气门的作用角的同时使所述进气门的开闭正时可变的可变气门机构。所述控制方法包括：利用电子控制单元执行提前关闭米勒循环运转模式，所述提前关闭米勒循环运转模式控制所述可变气门机构，以使所述进气门在进气下止点以前关闭；利用所述电子控制单元执行减压模式，所述减压模式控制所述可变气门机构，以在发动机启动时使所述进气门比所述进气下止点延迟关闭；以及在所述减压模式结束后，利用所述电子控制单元执行所述提前关闭米勒循环运转模式。所述减压模式下使用的所述进气门相对于所述进气下止点的延迟关闭量比利用所述可变气门机构使所述进气门的关闭正时最提前时的所述进气门相对于所述进气下止点的提前关闭量大。
根据上述结构，在使用作用角固定型的可变气门机构进行提前关闭米勒循环运转模式的米勒循环发动机中，利用进气门的延迟关闭来进行减压模式。该减压模式用的延迟关闭量比利用可变气门机构使进气门的关闭正时最提前时的提前关闭量大。通过以这样的延迟关闭量进行减压模式，无需扩大阀凹槽，就能够进行得到比使用最提前时的提前关闭量时高的减压效果的减压。由此，即使不具备作用角可变型的机构，也能够在不导致由阀凹槽的扩大引起的弊端的情况下兼顾提前关闭米勒循环运转模式和减压模式。
附图说明
以下将参照附图来说明本发明的示例性实施方式的特征、优点、以及技术和工业重要性，其中同样的附图标记表示同样的部件，并且附图中：
图1是用于说明本发明的实施方式1的系统的结构的图。
图2是用于说明进行减压的3个比较例1～3的图。
图3是示出进气行程及压缩行程中的滚流比与阀凹槽的深度的关系的图。
图4是示出缸内气体的紊乱与火花塞-活塞顶面间距离的关系的图。
图5是用于说明本发明的实施方式1的提前关闭米勒循环运转模式与减压模式的关系的图。
图6是示出在本发明的实施方式1的进气门正时控制中使用的关闭正时IVC的设定及控制范围的图。
图7是用于说明执行减压模式的发动机启动时的进气门正时控制的时间图。
图8是示出与本发明的实施方式1的进气门正时控制相关的处理的例程的流程图。
图9是示出在本发明的实施方式2的进气门正时控制中使用的关闭正时IVC的设定及控制范围的图。
图10是示出同一发动机转速NE下的内燃机的吸入效率与关闭正时IVC的关系的图。
图11是示出与本发明的实施方式2的进气门正时控制相关的处理的例程的流程图。
具体实施方式
在以下所示的实施方式中提及各要素的个数、数量、量、范围等数的情况下，除了特别明示的情况、原理上明显确定为该数的情况以外，本发明并不限定于该提及的数。另外，在以下所示的实施方式中说明的构造、步骤等除了特别明示的情况、原理上明显确定为其的情况以外，本发明并不是必须的。
1.实施方式1
首先，参照图1～图8对本发明的实施方式1进行说明。
1-1.系统结构
图1是用于说明实施方式1的系统的结构的图。作为一例，图1所示的系统具备火花点火式的内燃机(例如汽油发动机)10。作为一例，搭载内燃机10的车辆是具备内燃机10和电动发电机(MG)12作为动力源的混合动力车辆。
在内燃机10的各气缸14配置有活塞16。活塞16在气缸14的内部往复移动。作为一例，内燃机10是增压发动机，在该进气通路18配置有涡轮增压器20的压缩机20a。压缩机20a由配置于排气通路22的涡轮20b旋转驱动。在压缩机20a的下游配置有电子控制式的节气门24。在排气通路22连接有对涡轮20b进行旁通的排气旁通通路26。在排气旁通通路26配置有用于控制增压压力的废气旁通阀(WGV)28。
在位于节气门24的下游的进气歧管18a的集合部(稳压箱)配置有进气压力传感器30，所述进气压力传感器30输出与节气门24的下游的进气通路18内的压力(以下简称为“进气压力”)相应的信号。另外，内燃机10具备配置于各气缸14的燃料喷射阀32和点火装置34。作为一例，燃料喷射阀32向气缸14内直接喷射燃料。
对进气口18b进行开闭的进气门36由可变气门机构38驱动。可变气门机构38是能够使用电动马达(省略图示)来变更相对于曲轴的旋转相位的凸轮轴的旋转相位的电动可变气门正时机构(以下，简称为“电动VVT”)。根据电动VVT38，能够在将进气门36的作用角(开阀期间(更详细而言，进气门36打开的曲轴角度宽度))固定的同时在预定的控制范围内连续地变更该进气门36的开闭正时(开阀期间的相位)。在所述凸轮轴的周围配置有输出与凸轮轴的旋转相位(凸轮角)对应的信号的凸轮角传感器40。
而且，本实施方式的系统具备控制内燃机10及MG12的控制装置50。控制装置50是具有处理器50a和存储器50b的电子控制单元(ECU)。存储器50b存储用于控制内燃机10及MG12的程序。处理器50a从存储器50b读取程序并执行。此外，控制装置50也可以由多个ECU构成。
控制装置50从各种传感器取入传感器信号。除了上述的进气压力传感器30及凸轮角传感器40之外，各种传感器还包括例如曲轴角传感器52及空气流传感器54。曲轴角传感器52及空气流传感器54分别输出与曲轴角及进气通路18内的吸入空气流量对应的信号。控制装置50能够使用来自曲轴角传感器52的信号算出发动机转速NE。另外，处理器50a使用取入的传感器信号执行各种程序，输出用于操作上述的致动器(节气门24、WGV28、燃料喷射阀32、点火装置34及电动VVT38)的操作信号。
1-2.实施方式1的进气门正时控制
1-2-1.提前关闭米勒循环运转模式
由控制装置50进行的发动机控制包括使用电动VVT38的进气门正时控制(进气门36的关闭正时IVC的控制)。在该进气门正时控制中，控制装置50在发动机运转中进行“提前关闭米勒循环运转模式”。以下，提前关闭米勒循环运转模式被适当简称为“提前关闭模式”。
提前关闭模式通过以进气门36比进气下止点(以下，也简称为“BDC”)提前(早)关闭的方式控制电动VVT38来进行。即，内燃机10是利用了进气门36的提前关闭的“米勒循环发动机”。在提前关闭模式中，进气门36相对于BDC的关闭正时IVC的提前关闭量(提前量)根据发动机运转状态而变更。概略而言，关闭正时IVC的提前关闭量被控制为在要求发动机输出低的情况下变大。另一方面，在要求发动机输出高的情况下，提前关闭量被控制为为了提高进气的吸入效率(填充效率)而变小(即，关闭正时IVC接近BDC)。此外，“提前关闭量”是指关闭正时IVC相对于BDC的提前量(＝IVC-BDC＞0)。
1-2-2.关于减压
在发动机启动时(更详细而言，在起转中)，通过进行用于释放气缸内的压缩压力的减小压力(以下简称为“减压”)，能够实现由动力传动系(内燃机及与该内燃机连接的动力传递装置)的共振引起的车辆的地板振动的降低。以下，参照图2～图4对使用电动VVT38这样的“作用角固定型的机构”的提前关闭米勒循环发动机中的发动机启动时的减压进行说明。
图2是用于说明进行减压的3个比较例1～3的图。首先，图2的上段的比较例1是通过将进气门在BDC之后(迟)关闭而进行延迟关闭米勒循环(延迟关闭阿特金森循环)运转模式的例子。在该例中，关闭正时IVC使用作用角固定型的机构如图2所示在延迟关闭侧(比BDC靠延迟侧)的预定的控制范围内变更。并且，在进行减压的情况下，关闭正时IVC在上述控制范围内最延迟。即，在该例中，通过关闭正时IVC的延迟关闭量的增大来实现减压。此外，“延迟关闭量”是指关闭正时IVC相对于BDC的延迟量(＝IVC-BDC＞0)。
中段的比较例2是进行提前关闭模式的例子。然而，在该例中，与本实施方式不同地，使用“作用角可变型”的机构。该例子中的关闭正时IVC通过不使打开正时IVO大幅变化地使作用角(以及提升量)变化，从而如图2所示那样在提前关闭侧(比BDC靠提前侧)的预定的控制范围内变更。并且，在该例中，以与比较例1的延迟关闭量相等的方式增大关闭正时IVC的提前关闭量，由此实现减压。
下段的比较例3与本实施方式同样地是使用“作用角固定型”的机构进行提前关闭模式的例子。通过作用角固定型的利用，能够使可变气门机构的成本比比较例2的成本低。如上所述，以往的进气门正时控制中的减压在利用延迟关闭的比较例1中通过延迟关闭量的增大来实现，在利用提前关闭的比较例2中，通过提前关闭量的增大来实现。根据这样的以往的想法，在作为利用提前关闭的例子之一的比较例3中，通过提前关闭量的增大来实现减压。
在利用作用角固定型的机构的比较例3中，若为了减压而使关闭正时IVC提前，则与此相伴，打开正时IVO也提前。其结果是，排气上止点(TDC)附近的阀提升量增大。这意味着为了避免活塞与阀接触所需的活塞的阀凹槽扩大(变深)。
图3是示出进气行程及压缩行程中的滚流比与阀凹槽的深度的关系的图。更详细而言，图3示出以阀凹槽的深度不同的两个活塞为对象，模拟阀凹槽的深度的不同引起的滚流比(滚流的强度)的差的结果。如图3所示，滚流比基本上首先在进气行程中伴随着来自进气口的进气的流入而增加，之后暂时降低。并且，滚流比通过在压缩行程中因活塞的上升而在气缸内朝向上方的气流被强化而再次转变为增加。其结果是，滚流被保持到压缩行程的后半部分。
阀凹槽的深度的差异主要对压缩行程中的滚流比产生影响。具体而言，若阀凹槽较深，则在气缸内朝向上方的气流难以强化，因此滚流比降低。更详细而言，在维持等压缩比的同时欲加深阀凹槽时，需要提高活塞顶面上的阀凹槽以外的部位(主要是活塞顶面的中央部)的位置。这意味着，在同一曲轴角的比较中，配置于燃烧室顶部的中央的火花塞与活塞顶面的距离变小。并且，若这样的塞-活塞顶面间距离小，则在压缩行程中容易妨碍滚流的旋转。因此，滚流比降低。
图4是示出缸内气体的紊乱与塞-活塞顶面间距离的关系的图。在此所说的“缸内气体的紊乱”更详细而言是指缸内气体的平均紊乱速度(m/s)。若在压缩行程的后半部分滚流比低，则在压缩上止点附近伴随滚流的溃散而生成的缸内气体的紊乱变弱。因此，如图4所示，塞-活塞顶面间距离越小(即，阀凹槽越深)，则压缩行程的滚流比越低，因此缸内气体的紊乱越弱。并且，缸内气体的紊乱的降低导致燃烧速度的降低(燃烧恶化)。
而且，关于在提前关闭米勒循环运转的利用时由阀凹槽的扩大引起的燃烧恶化变得更显著的理由，一边与延迟关闭米勒循环运转比较一边进行说明。首先，提前关闭米勒循环运转与延迟关闭米勒循环运转相比具有实现压缩端温度的降低这样的优点。另一方面，在设想使用作用角固定型的机构的情况下，为了实现提前关闭米勒循环运转而要求的进气门的作用角与为了延迟关闭米勒循环运转而使用的作用角相比变小。并且，若作用角变小，则基本上与之联动地提升量也变小。因此，当利用提前关闭米勒循环运转时，与利用延迟关闭米勒循环运转时相比，由于伴随着提升量的降低的进气行程中的滚流比的降低，缸内气体的紊乱变得容易降低。这样，在提前关闭米勒循环运转中，缸内气体的紊乱原本容易降低，因此若使用作用角固定型的机构提前关闭地进行减压模式，则由阀凹槽的扩大引起的燃烧恶化变得更显著。
1-2-3.实施方式1的进气门正时控制的概要
图5是用于说明实施方式1的提前关闭米勒循环运转模式与减压模式的关系的图。
在利用“作用角固定型”的电动VVT38的本实施方式中，如上所述，在发动机运转中执行提前关闭模式。在此基础上，在发动机启动时进行减压的减压模式中，如图5所示，以使进气门36比BDC延迟关闭的方式控制电动VVT38。并且，参照图7在后面叙述详细情况，关闭正时IVC在减压模式结束后被控制在提前关闭侧。
更详细而言，在提前关闭模式中，如图5所例示的那样，关闭正时IVC在比BDC靠提前侧的预定的可变范围内根据发动机运转状态而变更。即，在本实施方式中，关闭正时IVC在提前关闭模式的执行中不会比BDC延迟，仅在减压模式时比BDC延迟。这样，在作为利用提前关闭的米勒循环发动机的内燃机10中，在减压模式时，例外地执行关闭正时IVC的延迟关闭。
图6是示出在实施方式1的进气门正时控制中使用的关闭正时IVC的设定及控制范围的图。首先，在图5、6中示出提前关闭量最大时(最提前时)的关闭正时IVC1和减压模式时的关闭正时IVC2。电动VVT38能够在从关闭正时IVC1到关闭正时IVC2的范围内连续地变更关闭正时IVC。
在本实施方式中，在减压模式时使用的关闭正时IVC2在与最提前时的关闭正时IVC1的比较中如下确定。即，减压模式时的延迟关闭量D(＝IVC2-BDC＞0)比最提前时的提前关闭量MAX(＝IVC1-BDC＞0)大。在图6所示的一例中，关闭正时IVC1为下止点后-50°(-50°ABDC)，关闭正时IVC2为100°ABDC。
另外，图6中的关闭正时IVC3相当于通过提前关闭来实现与延迟关闭侧的关闭正时IVC2同等的减压效果的减压所需的关闭正时。若在利用“作用角固定型”的机构进行提前关闭的米勒循环发动机中包括减压模式在内在提前关闭侧完成关闭正时IVC的控制(图2的比较例3)，则需要能够提前至关闭正时IVC3的发动机结构。即，需要扩大阀凹槽。与此相对，根据如上述那样确定的延迟关闭量D下进行减压模式的本实施方式，无需使提前侧的关闭正时的极限值比关闭正时IVC1提前，就能够以与关闭正时IVC3同等的减压等级实现减压。
另外，图5、6中的关闭正时IVC4是在减压模式结束后开始提前关闭模式时使用的关闭正时IVC的一例。更详细而言，为了提高实际压缩比(有效压缩比)而提高启动性，该关闭正时IVC4被设定为接近BDC。在减压模式结束后，关闭正时IVC从IVC2跨越BDC而变更为IVC4。
关闭正时IVC的变化量的具体例
而且，参照图6，对本实施方式的减压模式的执行所伴随的关闭正时IVC的变化量的具体例进行说明。
根据本实施方式中使用的“作用角固定型”的电动VVT38，通过电动马达与凸轮轴的齿轮比的选定，能够在任意的宽的可变范围内变更关闭正时IVC。图6所示的可变范围(＝IVC2-IVC1)的例子为150°。在本实施方式中，利用这样的电动VVT38，为了进行减压模式，确保了90°以上且小于180°的范围内的大的延迟关闭量D(在图6所示的一例中为100°)。
因此，在进行减压模式的情况下，以从按照提前关闭模式的提前关闭侧的关闭正时IVC朝向关闭正时IVC2得到90°以上且小于180°的范围内的延迟关闭量D的方式控制关闭正时IVC。换言之，以跳过作为图6的坐标平面上的4个象限之一的第3象限(0°＜IVC＜90°ABDC)并得到第4象限(90°＜IVC＜180°ABDC)内或90°ABDC的关闭正时IVC2的方式控制关闭正时IVC。补充而言，在结束减压模式的情况下，也以从关闭正时IVC2朝向按照提前关闭模式的提前关闭侧的关闭正时(在图6所示的例子中为IVC4)跳过第3象限的方式控制关闭正时IVC。
进气门的作用角及提升量的具体例
在欲利用作用角固定型的机构来执行提前关闭模式的情况下能够利用的阀提升曲线是一种。因此，要求选定在不使打开正时IVO过度提前的同时能够实现期望的提前关闭量的作用角。为了满足该要求，在图2中的延迟关闭的比较例1与提前关闭的比较例3之间对进气门的作用角进行比较可知，提前关闭的例子的作用角必然比延迟关闭的例子的作用角小。另一方面，在利用作用角固定型的机构的情况下，还要求在一个阀提升曲线中适当地覆盖从低输出区域到高输出区域(确保多空气量的要求高的区域)的宽的发动机运转区域。若还考虑后者的要求，则即使减小作用角也会施加限制。
广泛而言，能够用作由作用角固定型的电动VVT38控制的本实施方式的进气门36的作用角的值并无特别限定。并且，作为在考虑了上述两个要求的情况下优选的进气门36的作用角，本申请发明人所考虑的数值以曲轴角为170～200°。在图5所示的一例中，该数值范围内所包含的180°被用作进气门36的作用角。
进一步补充而言，进气门的阀提升曲线的形状主要由作用角和提升量来确定。在此所说的提升量更详细而言是指阀提升曲线上的最大提升量。广泛而言，能够用作进气门36的提升量的值也没有特别限定。并且，如上所述，在作用角在170～200°的范围内选定的情况下，并不能自由地选定提升量。即，基于避免进气门36的异常举动(阀的跳跃或弹起)的产生的观点等理由，能够根据所选定的作用角限制能够选择的提升量。并且，在作用角在170～200°的范围内选定的情况下，作为在关于提升量的选定也考虑了上述后者的要求时优选的提升量，本申请发明人所考虑的数值为6～10mm。在图5所示的一例中，该数值范围内所包含的8mm被用作进气门36的提升量(最大提升量)。
1-2-4.发动机启动时的进气门正时控制的动作例
图7是用于说明执行减压模式的发动机启动时的进气门正时控制的时间图。图7中的时刻t1相当于接受发动机启动要求而开始起转的时刻。此外，作为一例，将向减压模式用的关闭正时IVC2的切换在本次的发动机启动前的发动机停止过程(燃料切断后发动机转速NE降低的期间)执行。但是，如内燃机10那样，在具备即使在发动机停止中也能够进行关闭正时IVC的调整的电动VVT38的内燃机中，向关闭正时IVC2的切换也可以在发动机停止中进行。
在图7所示的例子中，使用MG12的转矩进行起转。随着起转的开始，发动机转速NE上升。另外，由于节气门24关闭，因此进气压力(进气管压力)从发动机停止中的大气压起下降。
在图7中的缸内压力的波形中反复进行的缸内压力的上升及降低的各峰概念地示出按照预定的爆发顺序依次到来的各气缸的压缩行程及膨胀行程中的缸内压力的峰(图7中所示的缸内压力的峰的数量与实际的循环数不同)。在起转开始时，由于进气压力较高(与大气压相等)，因此如图7所示，缸内压力的峰值也变高。之后，随着进气压力的降低，缸内压力的峰值也降低。
当发动机转速NE超过共振频带时，开始燃料喷射及点火。共振频带是产生由各气缸的压缩(激振力)引起的动力传动系的共振的转速区域。时刻t2相当于随着燃料喷射及点火的开始而在某一气缸中产生初爆的时刻。发动机转速NE伴随着燃烧的开始，在时刻t2以后也继续上升，在预定转速(省略图示)中进行完爆判定(发动机启动完成)。之后，发动机转速NE到达怠速区域。此外，在图7所示的例子中，通过执行减压，起转中的缸内压力不超过预定的噪声和振动(Noise and Vibration(NV))标准即可。该NV标准是与车辆的地板振动的允许上限相关联的缸内压力值。
时刻t2之后的时刻t3相当于在发动机启动完成(完爆判定)后进气压力初次降低至预定的阈值Pth的时刻。在本实施方式中，作为一例，在这样的时刻t3，开始从减压模式用的关闭正时IVC2向提前关闭模式用的关闭正时IVC4的切换。此外，阈值Pth是本发明的“阈值”的一例。
更详细而言，进行从关闭正时IVC2向关闭正时IVC4的切换的正时只要是发动机转速NE超过共振频带后即可，可以任意设定，例如，也可以是燃料喷射的开始前。并且，在本实施方式中，根据以下说明的观点，该切换不是在发动机转速NE超过共振频带时立即进行，而是在进气压力降低到阈值Pth时进行。内燃机10的实际压缩比在关闭正时IVC通过BDC时成为最大，其结果是，在图7中也如标注附图标记“A”的同时概念地示出那样，缸内压力的峰值变高。如果由于实际压缩比高，BDC通过时的该峰值变高，则容易发生爆震。因此，进气压力的阈值Pth被决定为在上述切换的过程中关闭正时IVC通过BDC时能够抑制爆震(更详细而言，能够将爆震的强度及频率分别抑制在预定等级以下)所需的值。补充而言，发动机刚启动后的所述爆震的产生在为了米勒循环发动机的高膨胀比化而提高了机械压缩比(由气缸的最小容积与最大容积的关系决定的压缩比)的情况下变得显著。
向关闭正时IVC4的切换完成后的发动机运转中的关闭正时IVC由与发动机运转状态对应的提前关闭量控制(提前关闭模式)。
1-2-5.控制装置的处理
图8是示出与实施方式1的进气门正时控制相关的处理的例程的流程图。本例程的处理在具备内燃机10的混合动力车辆的系统启动中被反复执行。
在图8所示的例程中，控制装置50首先判定是否发出了发动机启动要求(步骤S100)。具体而言，在混合动力车辆中，判定从控制装置50向内燃机10发出的启动指令的有无。
在步骤S100的判定结果为否定的情况下，控制装置50接着判定是否发出了发动机停止要求(步骤S102)。具体而言，判定从控制装置50向内燃机10发出的运转停止指令的有无。该运转停止指令包括在车辆系统的启动中使内燃机10间歇地停止的指令。其结果是，在没有发动机停止要求的情况下，控制装置50判定是否处于发动机停止中(发动机转速NE＝0)(步骤S104)。
在步骤S104的判定结果为否定的情况下，即，在没有发动机启动要求及发动机停止要求中的任一个且不处于发动机停止中的情况下(处于发动机启动后的通常运转中的情况下)，处理进入到步骤S106。在步骤S106中，控制装置50控制电动VVT38，以得到与发动机运转状态相应的提前关闭量的关闭正时IVC(提前关闭模式)。此外，例如通过基于曲轴角传感器52及凸轮角传感器40的信号来变更相对于曲轴的旋转相位的凸轮轴的旋转相位，从而进行这样的关闭正时IVC的控制。
另一方面，在步骤S102的判定结果为肯定的情况下，处理进入到步骤S108。当发出发动机停止要求时，基于来自控制装置50的指令，实施用于发动机停止的燃料切断(F/C)。在本步骤S108中，控制装置50判定该燃料切断的实施的有无。
反复执行步骤S108的判定，直到F/C开始。另一方面，当确认到F/C的实施时，处理进入到步骤S110。在步骤S110中，控制装置50使用电动VVT38执行延迟关闭，以成为减压模式用的关闭正时IVC2(减压模式)。根据这样的处理，为了之后的发动机再启动时，能够事先将关闭正时IVC控制为减压模式用的关闭正时IVC2。此外，作为一例，关闭正时IVC2是固定值，但也可以根据任意的发动机运转条件来变更。
另一方面，在步骤S100的判定结果为肯定的情况下，处理进入到步骤S112。当发出发动机启动要求时，基于来自控制装置50的指令，实施用于发动机启动的起转、燃料喷射及点火。在本步骤S112中，控制装置50判定在发动机启动完成后进气压力是否初次成为上述的阈值Pth以下。
在进气压力未降低至阈值Pth以下的期间，反复执行步骤S112的判定。另一方面，当确认到进气压力向阈值Pth以下的降低时，处理进入带步骤S114。在步骤S114中，控制装置50使用电动VVT38执行从IVC2向IVC4的关闭正时IVC的切换(提前)。其结果是，开始提前关闭模式。
1-3.效果
根据以上说明的实施方式1，在使用“作用角固定型”的电动VVT38进行提前关闭模式的米勒循环发动机(内燃机10)中，在进行减压模式的情况下，例外地执行进气门36的延迟关闭。如图6所示，该减压模式用的延迟关闭量D比最提前时的提前关闭量MAX大。因此，根据本实施方式，不需要阀凹槽的扩大(不需要为了进行减压模式而增加提前关闭量MAX)，就能够进行得到比使用提前关闭量MAX时高的减压效果的减压。其结果是，即使不具备作用角可变型的机构，也能够避免由阀凹槽的扩大引起的缸内气体的紊乱降低以及伴随于此的燃烧恶化，并且能够兼顾提前关闭米勒循环运转模式和减压模式。
另外，根据本实施方式，从减压模式向提前关闭模式的切换(从IVC2向IVC4的切换)在发动机启动完成后进气压力初次下降至阈值Pth以下之后执行。根据这样的处理，在该切换的过程中，能够降低关闭正时IVC通过BDC时的进气压力。由此，能够抑制伴随关闭正时IVC通过BDC时的实际压缩比的上升而引起的爆震的产生。
另外，根据本实施方式，在进行减压模式的情况下，利用能够在较宽的可变范围内变更关闭正时IVC的电动VVT38，以90°以上且小于180°的较大的延迟关闭量D来控制关闭正时IVC。由此，基本上在进行提前关闭模式的米勒循环发动机中，能够解决与阀凹槽的扩大有关的课题，并且能够进行得到优异的减压效果的减压。
2.实施方式2
参照图9～图11，对本发明的实施方式2进行说明。在以下的说明中，作为实施方式2的系统的硬件结构的一例，使用图1所示的结构。
2-1.实施方式2的进气门正时控制的概要
图9是示出在实施方式2的进气门正时控制中使用的关闭正时IVC的设定及控制范围的图。在本实施方式中，在发动机运转中，基本上与实施方式1同样地执行“提前关闭模式”。但是，在位于高负载高转速侧的预定的高输出区域中，代替“提前关闭模式”而执行以下的“高吸入效率模式”。
图10是示出同一发动机转速NE下的内燃机10的吸入效率(进气的填充效率)与关闭正时IVC的关系的图。如图10所示，在同一发动机转速NE下吸入效率最高的关闭正时IVC(以下，称为“IVC5”)因进气的惯性效应的影响而比BDC靠延迟侧。更详细而言，发动机转速NE越高，则关闭正时IVC5越延迟。此外，关闭正时IVC5是本发明的“特定关闭正时”的一例。
在高吸入效率模式下，为了满足在内燃机10的高输出区域中求出的高的发动机输出要求，使用关闭正时IVC5来代替比BDC提前关闭的关闭正时IVC。在图9中示出了在这样的高输出区域中使用的关闭正时IVC5的可变范围(例如40～60°ABDC)。更详细而言，图9所示的例子中的关闭正时IVC5在发动机转速NE为所述高输出区域内的最小值时为40°ABDC，在发动机转速NE为该高输出区域内的最大值时为60°ABDC。
如上所述，在本实施方式中，在发动机运转中，与“提前关闭模式”以及“减压模式”一起利用上述的“高吸入效率模式”。即，在发动机运转中，与实施方式1不同，不仅在“减压模式”中执行进气门36的延迟关闭，在“高吸入效率模式”中，也执行进气门36的延迟关闭。因此，在本实施方式中，仅在进行减压模式的情况下，关闭正时IVC比关闭正时IVC5延迟。
2-2.控制装置的处理
图11是示出与实施方式2的进气门正时控制相关的处理的例程的流程图。关于图11所示的例程中的步骤S100～S114的处理，如在实施方式1中已述的那样。
在图11所示的例程中，在步骤S104的判定结果为否定的情况下(通常运转中)，处理进入到步骤S200。在步骤S200中，控制装置50判定由发动机负载和发动机转速NE确定的当前的运转区域是否是预定的高输出区域。此外，发动机负载(缸内填充空气量)例如能够通过将包含发动机转速NE和由空气流传感器54检测出的吸入空气流量的参数输入到公知的进气系统的物理模型来取得。
在步骤S200的判定结果为否定的情况下(当前的运转区域不是高输出区域的情况下)，处理进入到步骤S106，执行提前关闭模式。
另一方面，在上述判定结果为肯定的情况下(当前的运转区域是高输出区域的情况下)，处理进入到步骤S202。在步骤S202中，为了执行高吸入效率模式，控制装置50以关闭正时IVC成为关闭正时IVC5的方式控制电动VVT38。如上所述，吸入效率最高的关闭正时IVC5取决于发动机转速NE(活塞速度)。因此，与当前的发动机转速NE对应的关闭正时IVC5例如能够通过事先设定关闭正时IVC5与发动机转速NE的关系而取得。
2-3.效果
根据以上说明的实施方式2，在为了充分满足高输出要求而利用高吸入效率模式的米勒循环发动机中，不需要阀凹槽的扩大，能够进行得到比使用提前关闭量MAX时高的减压效果的减压。除此之外，起到与实施方式1相同的效果。
2-4.高吸入效率模式的其它例子
在上述实施方式2的高吸入效率模式的例子中，进气门36在高输出区域内的各个发动机转速NE下，在吸入效率最高的关闭正时IVC5(特定关闭正时)关闭。然而，高吸入效率模式的其它例子中的进气门36也可以以比BDC延迟且比关闭正时IVC5(特定关闭正时)提前的任意的关闭正时IVC关闭。即，在高吸入效率模式下使用的进气门36的延迟关闭量可以与特定关闭正时的延迟关闭量相同或小于该延迟关闭量。
3.其它实施方式
3-1.关闭正时IVC的变化量的其它例子
在上述的实施方式1及2中，在进行减压模式的情况下，以得到90°以上且小于180°的范围内的延迟关闭量D的方式控制关闭正时IVC。然而，作为本发明的对象的减压模式时的“延迟关闭量”只要满足“利用可变气门机构使进气门的关闭正时最提前时进气门相对于进气下止点的提前关闭量大”这样的条件即可，并不一定限定于上述的例子，也可以小于90°。
3-2.可变气门机构的其它例子
成为本发明的对象的“可变气门机构”只要构成为“作用角固定型”、即“在将进气门的作用角固定的同时使该进气门的开闭正时可变”即可，也可以是液压式来代替电动VVT38那样的电动式。更详细而言，典型的液压式的机构具备以在凸轮轴的一端以等角度间隔向径向突出的方式形成的多个(至少三个)叶片及具有分别收容它们的多个液压室的凸轮带轮。并且，利用施加于各液压室的液压来变更相对于曲轴(凸轮带轮)的旋转相位的凸轮轴(叶片)的旋转相位。在这样的液压式的机构中，需要在凸轮轴的周向上划分并形成上述多个液压室。因此，关闭正时IVC的可变范围在构造上受到限制，其极限值以曲轴角计为70～80°左右。在能够实现在这样的液压式机构的关闭正时IVC的可变范围内满足上述3-1中说明的条件的“延迟关闭量”的情况下，也可以使用液压式的机构。换言之，通过利用关闭正时IVC的可变范围的自由度高的电动VVT38，能够以上述“延迟关闭量D”这样的90°以上的较大的延迟关闭量进行减压模式。
3-3.进气门正时控制的其它例子
实施方式1中的进气门36仅在进行减压模式的情况下比BDC延迟地关闭。另外，实施方式2中的进气门36仅在进行减压模式的情况下比“IVC5(特定关闭正时)”延迟地关闭。然而，本发明的“进气门正时控制”只要使用满足在上述3-1中说明的条件的“延迟关闭量”来进行减压模式即可，并不一定限于上述的例子。即，进气门也可以在减压模式以外的其它例外的条件下比“进气下止点”或“特定关闭正时”延迟地关闭。
另外，本发明的“提前关闭米勒循环运转模式”中使用的关闭正时IVC的可变范围也可以包含BDC来代替不包含BDC的实施方式1、2的例子。即，提前关闭米勒循环运转模式只要以进气门在进气下止点以前关闭的方式进行控制即可。
3-4.系统结构的其它例子
本发明的“米勒循环发动机”也可以应用于仅将米勒循环发动机用作动力源的车辆来代替在实施方式1及2中说明的混合动力车辆。另外，本发明的“米勒循环发动机”并不限于火花点火式，也可以是压缩点火式，另外，也可以是不具备涡轮增压器20等增压器的自然进气发动机。
以上说明的各实施方式所记载的例子及其它各变形例也可以在除了明示的组合以外的可能范围内适当组合，另外，也可以在不脱离本发明的主旨的范围内进行各种变形。

Claims (8)

1.一种米勒循环发动机的控制装置，所述米勒循环发动机包括可变气门机构，所述可变气门机构构成为在固定进气门的作用角的同时使所述进气门的开闭正时可变，
所述控制装置的特征在于，包括电子控制单元，所述电子控制单元构成为：
执行提前关闭米勒循环运转模式，所述提前关闭米勒循环运转模式控制所述可变气门机构，以使所述进气门在进气下止点以前关闭；
执行减压模式，所述减压模式控制所述可变气门机构，以在发动机启动时使所述进气门比所述进气下止点延迟关闭，所述减压模式下使用的所述进气门相对于所述进气下止点的延迟关闭量比利用所述可变气门机构使所述进气门的关闭正时最提前时的所述进气门相对于所述进气下止点的提前关闭量大；以及
在所述减压模式结束后，执行所述提前关闭米勒循环运转模式。
2.根据权利要求1所述的控制装置，其特征在于，
所述电子控制单元构成为，仅在进行所述减压模式的情况下，以使所述进气门比所述进气下止点延迟关闭的方式控制所述可变气门机构。
3.根据权利要求1所述的控制装置，其特征在于，
所述电子控制单元构成为，在所述米勒循环发动机的高输出区域中，执行高吸入效率模式来代替所述提前关闭米勒循环运转模式，
所述高吸入效率模式是如下模式：在比所述进气下止点靠延迟侧且在同一发动机转速下进气的吸入效率最高的特定关闭正时、或比所述进气下止点延迟且比所述特定关闭正时提前的关闭正时，关闭所述进气门，
所述电子控制单元构成为，仅在进行所述减压模式的情况下，以使所述进气门比所述特定关闭正时延迟关闭的方式控制所述可变气门机构。
4.根据权利要求1～3中任一项所述的控制装置，其特征在于，
所述米勒循环发动机包括配置于进气通路的节气门，
所述电子控制单元构成为，在发动机启动完成后所述节气门的下游处的所述进气通路内的压力初次降低至阈值以下之后，执行从所述减压模式向所述提前关闭米勒循环运转模式的切换。
5.根据权利要求1～4中任一项所述的控制装置，其特征在于，
所述可变气门机构是具备使相对于曲轴的旋转相位的凸轮轴的旋转相位变化的电动马达的电动可变气门正时机构，
所述减压模式下使用的所述延迟关闭量以曲轴角度计为90°以上且小于180°。
6.根据权利要求1～5中任一项所述的控制装置，其特征在于，
所述进气门的作用角以曲轴角计为170～200°。
7.根据权利要求6所述的控制装置，其特征在于，
所述进气门的提升量为6～10mm。
8.一种米勒循环发动机的控制方法，所述米勒循环发动机包括电子控制单元和可变气门机构，所述可变气门机构构成为在固定进气门的作用角的同时使所述进气门的开闭正时可变，
所述控制方法的特征在于，包括：
利用所述电子控制单元执行提前关闭米勒循环运转模式，所述提前关闭米勒循环运转模式控制所述可变气门机构，以使所述进气门在进气下止点以前关闭；
利用所述电子控制单元执行减压模式，所述减压模式控制所述可变气门机构，以在发动机启动时使所述进气门比所述进气下止点延迟关闭，所述减压模式下使用的所述进气门相对于所述进气下止点的延迟关闭量比利用所述可变气门机构使所述进气门的关闭正时最提前时的所述进气门相对于所述进气下止点的提前关闭量大；以及
在所述减压模式结束后，利用所述电子控制单元执行所述提前关闭米勒循环运转模式。
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