DE112009005486T5

DE112009005486T5 - Brennkraftmaschine mit Funkenzündung

Info

Publication number: DE112009005486T5
Application number: DE112009005486T
Authority: DE
Inventors: Kohei Kodama; Daisuke Akihisa
Original assignee: Toyota Motor Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp
Priority date: 2009-12-28
Filing date: 2009-12-28
Publication date: 2012-10-04
Anticipated expiration: 2029-12-29
Also published as: CN102597464B; BR112012016104A2; DE112009005486B4; CN102597464A; BR112012016104B1; RU2509907C2; US8826887B2; JP5177303B2; US20120222653A1; WO2011080844A1; JPWO2011080844A1; RU2012126613A

Abstract

Eine Brennkraftmaschine ist mit einem Mechanismus (A) für ein variables Verdichtungsverhältnis, der in der Lage ist, ein mechanisches Verdichtungsverhältnis zu ändern, und einem Mechanismus (B) für eine variable Ventilzeitabstimmung vorgesehen, der in der Lage ist, eine Schließzeitabstimmung eines Einlassventils (7) zu steuern. Ein tatsächliches Verdichtungsverhältnis und eine Zündzeitabstimmung in einem vorbestimmten Standardzustand nach einem Ende eines Brennkraftmaschinenwarmlaufs sind als ein tatsächliches Bezugsverdichtungsverhältnis und eine Bezugszündzeitabstimmung im Voraus gespeichert. Wenn die Brennkraftmaschinentemperatur niedrig ist oder die Einlasslufttemperatur niedrig ist, wird es zu der Zeit eines Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinendrehzahl veranlasst, dass das tatsächliche Verdichtungsverhältnis gegenüber dem tatsächlichen Bezugsverdichtungsverhältnis erhöht wird, während es zu der Zeit eines Betriebs mit niedriger Brennkraftmaschinendrehzahl veranlasst wird, dass die Zündzeitabstimmung gegenüber der Bezugszündzeitabstimmung vorauseilt.

Description

Technisches Gebiet
Die vorliegende Erfindung bezieht sich auf eine Brennkraftmaschine mit Funkenzündung.
Stand der Technik
Gemäß dem Stand der Technik ist eine Brennkraftmaschine mit Funkenzündung bekannt, die mit einem Mechanismus für ein variables Verdichtungsverhältnis, der in der Lage ist, ein mechanisches Verdichtungsverhältnis zu ändern, und einem Mechanismus für eine variable Ventilzeitabstimmung vorgesehen ist, der in der Lage ist, eine Schließzeit eines Einlassventils zu steuern, und die das mechanische Verdichtungsverhältnis erhöht und die Schließzeitabstimmung des Einlassventils verzögert, wenn die Brennkraftmaschinenlast niedriger ist (siehe zum Beispiel Patentdokument 1). In dieser Brennkraftmaschine wird das tatsächliche Verdichtungsverhältnis so hoch als möglich innerhalb des Bereichs festgelegt, in dem ein Klopfen nicht auftritt, wodurch der thermische Wirkungsgrad verbessert wird.
Zitierungsliste
Patentdokumente

Patentdokument 1: Japanische Patentoffenlegungsschrift (A) Nr. 2007-303423

Zusammenfassung der Erfindung
Technisches Problem
Jedoch wird bei dieser Brennkraftmaschine nicht berücksichtigt, den thermischen Wirkungsgrad zu verbessern, wenn die Brennkraftmaschinentemperatur niedrig ist wie zum Beispiel zu der Zeit der Brennkraftmaschineninbetriebnahme oder wenn die Einlasslufttemperatur niedrig ist wie zum Beispiel im Winter.
Eine Aufgabe der vorliegenden Erfindung ist es, eine Brennkraftmaschine mit Funkenzündung bereitzustellen, die den thermischen Wirkungsgrad verbessern kann, wenn die Brennkraftmaschinentemperatur niedrig ist oder wenn die Einlasslufttemperatur niedrig ist.
Lösung des Problems
Gemäß der vorliegenden Erfindung ist eine Brennkraftmaschine mit Funkenzündung vorgesehen, die einen Mechanismus für ein variables Verdichtungsverhältnis, der in der Lage ist, ein mechanisches Verdichtungsverhältnis zu ändern, und einen Mechanismus für eine variable Ventilzeitabstimmung aufweist, der in der Lage ist, eine Schließzeitabstimmung eines Einlassventils zu steuern, wobei ein tatsächliches Verdichtungsverhältnis und eine Zündzeitabstimmung in einem vorbestimmten Standardzustand nach einem Ende eines Brennkraftmaschinenwarmlaufs als ein tatsächliches Bezugsverdichtungsverhältnis und eine Bezugszündzeitabstimmung in Übereinstimmung mit jedem Betriebzustand der Brennkraftmaschine im Voraus gespeichert werden, wobei, wenn eine Temperatur, die eine Brennkraftmaschinentemperatur darstellt, niedriger ist als eine Temperatur in dem Standardzustand oder wenn eine Einlasslufttemperatur niedriger ist als eine Einlasslufttemperatur in dem Standardzustand, es zu der Zeit eines Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinendrehzahl veranlasst wird, dass das tatsächliche Verdichtungsverhältnis gegenüber dem tatsächlichen Bezugsverdichtungsverhältnis erhöht wird, während es zu der Zeit eines Betriebs mit niedriger Brennkraftmaschinendrehzahl veranlasst wird, dass die Zündzeitabstimmung gegenüber der Bezugszündzeitabstimmung vorauseilt.
Vorteilhafte Wirkungen der Erfindung
Wenn eine Temperatur, die die Brennkraftmaschinentemperatur darstellt, niedriger ist als eine Temperatur in dem Standardzustand oder wenn eine Einlasslufttemperatur niedriger ist als eine Einlasslufttemperatur in dem Standardzustand, kann der thermische Wirkungsgrad verbessert werden, ohne dass ein Klopfen auftritt.
Kurzbeschreibung der Zeichnungen
1 ist eine Übersicht einer Brennkraftmaschine mit Funkenzündung.
2 ist eine Explosionsperspektivansicht eines Mechanismus für ein variables Verdichtungsverhältnis.
3 ist eine Seitenschnittansicht der dargestellten Brennkraftmaschine.
4 ist eine Ansicht, die einen Mechanismus für eine variable Ventilzeitabstimmung zeigt.
5 ist eine Ansicht, die die Hubausmaße des Einlassventils und des Auslassventils zeigt.
6 ist eine Ansicht zum Erläutern des mechanischen Verdichtungsverhältnisses, des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses und des Expansionsverhältnisses.
7 ist eine Ansicht, die das Verhältnis zwischen dem theoretischen thermischen Wirkungsgrad und dem Expansionsverhältnis zeigt.
8 ist eine Ansicht zum Erläutern eines normalen Kreisprozesses und eines Kreisprozesses mit sehr hohem Expansionsverhältnis.
9 ist eine Ansicht, die die Änderung des mechanischen Verdichtungsverhältnisses, etc. in Übereinstimmung mit dem angeforderten Drehmoment zeigt.
10 ist eine Ansicht, die ein Kennfeld einer Sollschließzeitabstimmung IC eines Einlassventils, etc. zeigt.
11 ist eine Ansicht, die ein Verhältnis zwischen einem Drehmoment, das durch eine Brennkraftmaschine erzeugt wird, und einer Zündzeitabstimmung zeigt.
12 ist eine Ansicht, die ein Verhältnis zwischen einem Änderungsausmaß ΔAC des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses und einem Änderungsausmaß ΔIG der Zündzeitabstimmung und dem thermischen Wirkungsgrad erläutert.
13 ist eine Ansicht, die ein Kennfeld eines tatsächlichen Referenzverdichtungsverhältnisses (Bezugsverdichtungsverhältnisses) AC, etc. zeigt.
14 ist eine Ansicht zum Erläutern einer Steuerung des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses und der Zündzeitabstimmung.
15 ist eine Ansicht zum Erläutern einer Steuerung des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses und der Zündzeitabstimmung.
16 ist ein Ablaufschaubild für eine Betriebssteuerung.
17 ist ein Ablaufschaubild für eine Betriebssteuerung.
Beschreibung der Ausführungsbeispiele
1 zeigt eine Seitenschnittansicht einer Brennkraftmaschine mit Funkenzündung.
Bezogen auf 1 zeigt 1 ein Kurbelgehäuse, 2 einen Zylinderblock, 3 einen Zylinderkopf, 4 einen Kolben, 5 eine Brennkammer, 6 eine Zündkerze, die an der oberen Mitte der Brennkammer 5 angeordnet ist, 7 ein Einlassventil, 8 einen Einlassanschluss, 9 ein Auslassventil und 10 einen Auslassanschluss an. Jeder Einlassanschluss 8 ist durch ein Einlassabzweigrohr 11 mit einem Ausgleichbehälter 12 verbunden, während ein Kraftstoffinjektor 13 zum Einspritzen von Kraftstoff zu einem korrespondierenden Einlassanschluss 8 hin in jedem Einlassabzweigrohr 11 angeordnet ist. Es ist anzumerken, dass jeder Kraftstoffinjektor 13 an jeder Brennkammer 5 angeordnet sein kann, anstelle dass er an jedem Einlassabzweigrohr 11 angebracht ist.
Der Ausgleichbehälter 12 ist durch einen Einlasskanal 14 mit einem Luftfilter 15 verbunden, während der Einlasskanal 14 in seinem Inneren mit einer Drosselklappe 17, die durch ein Stellglied 16 angetrieben wird, und mit einem Einlassluftmengendetektor 18 vorgesehen ist, der zum Beispiel einen Hitzdraht verwendet. Andererseits ist der Auslassanschluss 18 durch einen Auslasssammler 19 mit einem katalytischen Umwandler 20 verbunden, der zum Beispiel einen Dreiwegekatalysator aufnimmt, und ist ein Luft-Kraftstoff-Verhältnissensor 21 in dem Auslasssammler 19 angeordnet. Des Weiteren hat, wie in 1 gezeigt ist, der Zylinderblock 2 einen Temperatursensor 22, der daran angebracht ist, um eine Brennkraftmaschinenkühlwassertemperatur zu erfassen, hat der Ausgleichsbehälter 12 einen Temperatursensor 23, der an diesem angebracht ist, um eine Einlasslufttemperatur zu erfassen, und hat der katalytische Umwandler 20 einen Temperatursensor 24, der an diesem angebracht ist, um eine Temperatur des Dreiwegekatalysators zu erfassen.
Andererseits ist indem Ausführungsbeispiel, das in 1 gezeigt ist, der Verbindungsteil des Kurbelgehäuses 1 und des Zylinderblocks 2 mit einem Mechanismus A für ein variables Verdichtungsverhältnis vorgesehen, der in der Lage ist, die Relativposition des Kugelgehäuses 1 und des Zylinderblocks 2 in der Zylinderaxialrichtung zu ändern, um das Volumen der Brennkammer 5 zu ändern, wenn der Kolben 4 in dem oberen Verdichtungstotpunkt positioniert ist. Des Weiteren ist ein Verdichtungsvorgangsstartzeitabstimmungsänderungsmechanismus B vorgesehen, der in der Lage ist, eine Startzeitabstimmung eines tatsächlichen Verdichtungsvorgangs zu ändern. Es ist anzumerken, dass in dem Ausführungsbeispiel, das in 1 gezeigt ist, dieser Verdichtungsvorgangsstartzeitabstimmungsänderungsmechanismus B einen Mechanismus für eine variable Ventilzeitabstimmung aufweist, der in der Lage ist, die Schließzeitabstimmung des Einlassventils 7 zu steuern.
Die elektronische Steuerungseinheit 30 ist aus einem digitalen Rechner gebildet, der mit einem ROM (nur Lesespeicher) 32, RAM (Lese-/Schreibspeicher) 33, CPU (Mikroprozessor) 34, Eingabeschnittstelle 35 und Ausgabeschnittstelle 36 vorgesehen ist, die miteinander durch einen bidirektionalen Bus 31 verbunden sind. Die Ausgabesignale des Einlassluftmengendetektors 18, des Luft-Kraftstoff-Verhältnissensors 21 und die Temperatursensoren 22, 23, 24 werden durch korrespondierende AD-Umwandler 37 zu der Eingabeschnittstelle 35 eingegeben. Des Weiteren ist ein Beschleunigerpedal 40 mit einem Lastsensor 41 verbunden, der eine Ausgabespannung erzeugt, die zu dem Betätigungsausmaß L des Beschleunigerpedals 40 proportional ist. Die Ausgabespannung des Lastsensors 41 wird durch einen korrespondierenden AD-Umwandler 37 zu der Eingabeschnittstelle 35 eingegeben. Des Weiteren ist die Eingabeschnittstelle 35 mit einem Kurbelwinkelsensor 42 verbunden, der einen Ausgabeimpuls jedes Mal erzeugt, wenn die Kurbelwelle sich zum Beispiel um 30° dreht. Andererseits ist die Ausgabeschnittstelle 36 durch einen Antriebsschaltkreis 38 mit den Zündkerzen 6, den Einspritzinjektoren 13, dem Drosselventilantriebsstellglied 16, dem Mechanismus A für ein variables Verdichtungsverhältnis und dem Mechanismus B für eine variable Ventilzeitabstimmung verbunden.
2 ist eine Explosionsperspektivansicht des Mechanismus A für ein variables Verdichtungsverhältnis, der in 1 gezeigt ist, während 3 eine Seitenschnittansicht der dargestellten Brennkraftmaschine ist. Bezogen auf 2 ist an dem Boden der zwei Seitenwände des Zylinderblocks 2 eine Vielzahl von Vorsprungsteilen 50 ausgebildet, die voneinander in einem gewissen Abstand getrennt sind. Jeder Vorsprungsteil 50 ist mit einem im Querschnitt kreisförmigen Nockeneinsetzloch 51 ausgebildet. Andererseits ist die obere Fläche des Kurbelgehäuses 1 mit einer Vielzahl von Vorsprungsteilen 52 ausgebildet, die voneinander durch einen gewissen Abstand getrennt sind und die zwischen die korrespondierenden Vorsprungsteile 50 passen. Diese Vorsprungsteile 52 sind auch mit im Querschnitt kreisförmigen Nockeneinsetzlöchern 53 ausgebildet.
Wie in 2 gezeigt ist, ist ein Paar Nockenwellen 54 und 55 vorgesehen. Jede der Nockenwellen 54 und 55 hat kreisförmige Nocken 56, die an den Wellen fixiert sind, um in die Nockeneinsetzlöcher 51 an entsprechenden bestimmten Positionen drehbar eingesetzt werden zu können. Diese kreisförmigen Nocken 56 sind koaxial zu den Drehachsen der Nockenwellen 54 und 55. Andererseits erstrecken sich zwischen den kreisförmigen Nocken 56, wie durch die Schraffur in 3 gezeigt ist, exzentrische Wellen 57, die in Bezug auf die Drehachsen der Nockenwellen 54 und 55 exzentrisch angeordnet sind. Jede exzentrische Welle 57 hat weitere kreisförmige Nocken 58, die drehbar und exzentrisch an dieser angebracht sind. Wie in 2 gezeigt ist, sind diese kreisförmigen Nocken 58 zwischen den kreisförmigen Nocken 56 angeordnet. Diese kreisförmigen Nocken 58 sind in den korrespondierenden Nockeneinsetzlöchern 53 drehbar eingesetzt.
Wenn die kreisförmigen Nocken 56, die an den Nockenwellen 54, 55 befestigt sind, in entgegengesetzte Richtungen, wie durch die mit durchgezogener Linie dargestellten Pfeile in 3(A) gezeigt ist, von dem Zustand aus gedreht werden, der in 3(A) gezeigt ist, bewegen sich die exzentrischen Wellen 57 zu der Bodenmitte, somit drehen sich die kreisförmigen Nocken 58 in der entgegengesetzten Richtung zu den kreisförmigen Nocken 56 in den Nockeneinsetzlöchern 53, wie durch die mit gestrichelter Linie dargestellten Pfeile in 3(A) gezeigt ist. Wie in 3(B) gezeigt ist, wenn sich die exzentrischen Wellen 57 zu der Bodenmitte hin bewegen, bewegen sich die Mitten der kreisförmigen Nocken 58 derart, um unterhalb der exzentrischen Wellen 57 angeordnet zu sein.
Wie am besten durch einen Vergleich von 3(A) und 3(B) gezeigt werden kann, sind die Relativpositionen des Kurbelgehäuses 1 und des Zylinderblocks 2 durch den Abstand zwischen den Mitten der kreisförmigen Nocken 56 und der Mitten der kreisförmigen Nocken 58 bestimmt. Je größer der Abstand zwischen den Mitten der kreisförmigen Nocken 56 und der Mitten der kreisförmigen Nocken 58 ist, desto weiter entfernt ist der Zylinderblock 2 von dem Kugelgehäuse 1. Wenn sich der Zylinderblock 2 von dem Kurbelgehäuse 1 aufgrund der Drehungen der Nockenwellen 54 und 55 entfernt, erhöht sich das Volumen der Brennkammer 5, wenn der Kolben 1 in dem oberen Verdichtungstotpunkt positioniert ist, wodurch das Volumen der Brennkammer 5, wenn der Kolben 4 in dem oberen Verdichtungstotpunkt positioniert ist, geändert werden kann.
Wie in 2 gezeigt ist, um zu veranlassen, dass sich die Nockenwellen 54 und 55 in entgegengesetzte Richtungen drehen, ist die Welle eines Antriebsmotors 59 mit einem Paar Schneckenräder 61 und 62 mit entgegengesetzten Gewinderichtungen vorgesehen. Zahnräder 63 und 64, die mit diesen Schneckenrädern 61 und 62 in Eingriff sind, sind an Enden, deren Nockenwellen 54 und 55 befestigt. In diesem Ausführungsbeispiel kann der Antriebsmotor 59 angetrieben werden, um das Volumen der Brennkammer 5, wenn der Kolben 4 in dem oberen Verdichtungstotpunkt positioniert ist, in einem breiten Bereich zu ändern. Es ist anzumerken, dass der Mechanismus A für ein variables Verdichtungsverhältnis, der in 1 bis 3 gezeigt ist, als ein Beispiel gezeigt ist. Eine beliebige Art eines Mechanismus für ein variables Verdichtungsverhältnis kann verwendet werden.
Andererseits zeigt 4 einen Mechanismus B für eine variable Ventilzeitabstimmung, der dem Ende einer Nockenwelle 70 zum Antreiben des Einlassventils 7 in 1 angebracht ist. Bezogen auf 4 ist dieser Mechanismus B für eine variable Ventilzeitabstimmung mit einer Zeitabstimmungsriemenscheibe 71, die durch eine Brennkraftmaschinenkurbelwelle durch einen Zeitabstimmungsriemen in der Pfeilrichtung gedreht wird, einem zylindrischen Gehäuse 72, das sich gemeinsam mit der Zeitabstimmungsriemenscheibe 71 dreht, einer Welle 73, die in der Lage ist, sich gemeinsam mit einer Einlassventilantriebsnockenwelle 70 zu drehen und sich relativ zu dem zylindrischen Gehäuse 72 zu drehen, einer Vielzahl von Trennwänden 74, die sich von einem Innenumfang des zylindrischen Gehäuses 72 zu einem Außenumfang der Welle 73 erstrecken, und Flügeln 75 vorgesehen, die sich zwischen den Trennwänden 74 von dem Außenumfang der Welle 73 zu dem Innenumfang des zylindrischen Gehäuses 72 erstrecken, wobei die zwei Seiten der Flügel 75 Vorauseilverwendungshydraulikkammern 76 und Verzögerungsverwendungshydraulikkammern 77 definieren.
Die Zufuhr von Arbeitsöl zu den Hydraulikkammern 76 und 77 wird durch ein Arbeitsölzufuhrsteuerungsventil 78 gesteuert. Dieses Arbeitsölzufuhrsteuerungsventil 78 ist mit Hydraulikanschlüssen 79 und 80, die mit den Hydraulikkammern 76 und 77 verbunden sind, einem Zufuhranschluss 78 für ein Arbeitsöl, das von einer Hydraulikpumpe 81 abgegeben wird, einem Paar Ablassanschlüssen 83 und 84 und einem Kolbenventil 85 zum Steuern einer Verbindung und Sperrung der Anschlüsse 79, 80, 82, 83 und 84 vorgesehen.
Um ein Vorauseilen der Phase der Nocken der Einlassventilantriebsnockenwelle 70 bereitzustellen, wird in 4 das Kolbenventil 85 nach rechts bewegt, wird ein Arbeitsöl, das von dem Zufuhranschluss 82 zugeführt wird, durch den Hydraulikanschluss 79 zu dem Vorauseilverwendungshydraulikkammern 76 zugeführt und wird Arbeitsöl in den Verzögerungsverwendungshydraulikkammern 77 von dem Ablassanschluss 84 abgelassen. Zu dieser Zeit wird es veranlasst, dass sich die Welle 73 relativ zu dem zylindrischen Gehäuse 72 in der Pfeilrichtung dreht.
Im Gegensatz dazu wird, um ein Verzögern der Phase der Nocken der Einlassventilantriebsnockenwelle 70 zu bewirken, in 4 das Kolbenventil 85 zu der linken Seite bewegt, wird das Arbeitsöl, das von dem Zufuhranschluss 82 zugeführt wird, durch den Hydraulikanschluss 80 zu den Verzögerungsverwendungshydraulikkammern 77 zugeführt und wird Arbeitsöl in den Vorauseilverwendungshydraulikkammern 76 von dem Ablassanschluss 83 abgelassen. Zu dieser Zeit wird es veranlasst, dass sich die Welle 73 relativ zu dem zylindrischen Gehäuse 72 in der entgegengesetzten Richtung zu den Pfeilen dreht.
Wenn es veranlasst wird, dass sich die Welle 73 relativ zu dem zylindrischen Gehäuse 72 dreht und wenn das Kolbenventil 85 zu der neutralen Position, die in 4 gezeigt ist, zurückgeführt wird, wird der Betrieb für eine Relativdrehung der Welle 73 beendet und wird die Welle 73 in der Relativdrehposition zu dieser Zeit gehalten. Daher ist es möglich, den Mechanismus B für eine variable Ventilzeitabstimmung zu verwenden, so dass die Phase der Nocken der Einlassventilantriebsnockenwelle 70 um exakt das gewünschte Ausmaß vorauseilt oder verzögert wird.
In 5 zeigt die durchgezogene Linie, wenn der Mechanismus B für eine variable Ventilzeitabstimmung zum stärksten Vorauseilen der Phase der Nocken der Einlassventilantriebsnockenwelle 70 verwendet wird, während die gestrichelte Linie zeigt, wenn sie zum stärksten Verzögern der Phase der Nocken der Einlassventilantriebsnockenwelle 70 verwendet wird. Daher kann die Öffnungszeit des Einlassventils 7 frei zwischen dem Bereich, der durch die durchgezogene Linie in 5 gezeigt ist und dem Bereich, der durch die gestrichelte Linie gezeigt ist, eingestellt (festgelegt) werden, wodurch die Schließzeit des Einlassventils 7 auf einen beliebigen Kurbelwinkel in dem Bereich, der durch den Pfeil C in 5 gezeigt ist, eingestellt (festgelegt) werden kann.
Der Mechanismus B für eine variable Ventilzeitabstimmung, der in 1 und 4 gezeigt ist, dient als ein Beispiel. Zum Beispiel kann/können ein Mechanismus für eine variable Ventilzeitabstimmung oder verschiedene andere Arten von Mechanismen für eine variable Ventilzeitabstimmung, die in der Lage sind, nur die Schließzeit des Einlassventils zu ändern, während sie die Öffnungszeit des Einlassventils konstant halten, verwendet werden.
Nachstehend ist die Bedeutung der Begriffe, die in der vorliegenden Anmeldung verwendet werden, in Bezug auf 6 erläutert. Es ist anzumerken, dass 6(A), (B) und (C) für Erläuterungszwecke einer Brennkraftmaschine mit einem Volumen der Brennkammern von 50 ml und einem Hubvolumen des Kolbens von 500 ml zeigen. In diesen 6(A), (B) und (C) zeigt das Brennkammervolumen das Volumen der Brennkammer, wenn der Kolben in einem oberen Verdichtungstotpunkt ist.
6(A) erläutert das mechanische Verdichtungsverhältnis. Das mechanische Verdichtungsverhältnis ist ein Wert, der mechanisch aus dem Hubvolumen des Kolbens und dem Brennkammervolumen zu der Zeit eines Verdichtungshubs bestimmt wird. Dieses mechanische Verdichtungsverhältnis wird durch (Brennkammervolumen + Hubvolumen)/Brennkammervolumen ausgedrückt. In dem Beispiel, das in 6(A) gezeigt ist, ist dieses mechanische Verdichtungsverhältnis (50 ml + 500 ml)/50 ml = 11.
6(B) erläutert das tatsächliche Verdichtungsverhältnis. Dieses tatsächliche Verdichtungsverhältnis ist ein Wert, das aus dem tatsächlichen Hubvolumen des Kolbens von dem Zeitpunkt, wenn das Verdichtungsverhältnis tatsächlich gestartet wird, bis zu dem Zeitpunkt, wenn der Kolben einen oberen Totpunkt erreicht, und dem Brennkammervolumen bestimmt. Dieses tatsächliche Verdichtungsverhältnis wird durch (Brennkammervolumen + tatsächliches Hubvolumen)/Brennkammervolumen ausgedrückt. Das heißt, wie in 6(B) gezeigt ist, selbst wenn ein Anheben des Kolbens in dem Verdichtungshub startet, wird keine Verdichtungsarbeit (Verdichtungsvorgang) ausgeführt, während das Einlassventil geöffnet ist. Der tatsächliche Verdichtungsvorgang wird gestartet, nachdem das Einlassventil geschlossen ist. Daher ist das tatsächliche Verdichtungsverhältnis mittels des tatsächlichen Hubvolumens ausgedrückt, wie nachfolgend gezeigt ist. In dem Beispiel, das in 6(B) gezeigt ist, ist das tatsächliche Verdichtungsverhältnis (50 ml + 450 ml)/50 ml = 10.
6(C) erläutert das Expansionsverhältnis. Das Expansionsverhältnis ist ein Wert, der aus dem Hubvolumen des Kolbens zu der Zeit eines Verdichtungshubs und einem Wert, der aus dem Brennkammervolumen bestimmt ist, bestimmt ist. Dieses Expansionsverhältnis wird durch (Brennkammervolumen + Hubvolumen)/Brennkammervolumen ausgedrückt. In dem Beispiel, das in 6(C) gezeigt ist, ist dieses Expansionsverhältnis (50 ml + 500 ml)/50 ml = 11.
Nachstehend ist der Kreisprozess (Zyklus) mit sehr hohem Expansionsverhältnis, der in der vorliegenden Erfindung verwendet wird, in Bezug auf 7 und 8 erläutert. Es ist anzumerken, dass 7 das Verhältnis (Beziehung) zwischen dem theoretischen thermischen Wirkungsgrad und dem Expansionsverhältnis zeigt, während 8 einen Vergleich zwischen dem normalen Kreisprozess (Zyklus) und dem Kreisprozess (Zyklus) mit sehr hohem Expansionsverhältnis zeigt, die wahlweise in Übereinstimmung mit der Last der vorliegenden Erfindung verwendet werden.
8(A) zeigt den normalen Kreisprozess (Zyklus), wenn das Einlassventil nahe dem unteren Totpunkt geschlossen wird und der Verdichtungsvorgang (Verdichtungsarbeit) durch den Kolben von einem im Wesentlichen unteren Verdichtungstotpunkt gestartet wird. In dem Beispiel, das in 8(A) gezeigt ist, sowie auf dieselbe Weise wie in den Beispielen, die in den 6(A), (B) und (C) gezeigt sind, ist das Brennkammervolumen 50 ml und ist das Hubvolumen des Kolbens 500 ml. Wie aus 8(A) ersichtlich ist, ist in einem normalen Kreisprozess (Zyklus) das mechanische Verdichtungsverhältnis (50 ml + 500 ml)/50 ml = 11, ist ferner das tatsächliche Verdichtungsverhältnis ungefähr 11, und ist auch das Expansionsverhältnis (50 ml + 50 ml)/50 ml = 11. Das heißt, in einer normalen Brennkraftmaschine sind das mechanische Verdichtungsverhältnis, das tatsächliche Verdichtungsverhältnis und das Expansionsverhältnis im Wesentlichen gleich.
Die durchgezogene Linie in 7 zeigt die Änderung des theoretischen thermischen Wirkungsgrads in dem Fall, in dem das tatsächliche Verdichtungsverhältnis und das Expansionsverhältnis im Wesentlichen gleich sind, das heißt in dem normalen Kreisprozess (Zyklus). In diesem Fall lernt man, dass je größer das Expansionsverhältnis ist, das heißt je höher das tatsächliche Verdichtungsverhältnis ist, desto höher ist der theoretische thermische Wirkungsgrad. Daher soll der in einem normalen Kreisprozess (Zyklus), um den theoretischen thermischen Wirkungsgrad anzuheben, das tatsächliche Verdichtungsverhältnis erhöht werden. Jedoch kann aufgrund der Einschränkungen des Auftretens eines Klopfens zu der Zeit eines Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinenlast das tatsächliche Verdichtungsverhältnis nur auf ein Maximum von ungefähr 12 angehoben werden, demgemäß kann in einem normalen Kreisprozess (Zyklus) der theoretische thermische Wirkungsgrad nicht ausreichend erhöht werden.
Andererseits wurden bei dieser Situation, um den theoretischen thermischen Wirkungsgrad anzuheben, während zwischen dem mechanischen Verdichtungsverhältnis und dem tatsächlichen Verdichtungsverhältnis streng unterschieden wird, Studien gemacht und als Ergebnis wurde herausgefunden, dass bei dem theoretischen thermischen Wirkungsgrad das Expansionsverhältnis dominant ist und der theoretische thermische Wirkungsgrad nicht stark durch das tatsächliche Verdichtungsverhältnis beeinflusst wird. Das heißt, wenn das tatsächliche Verdichtungsverhältnis angehoben wird, steigt die Explosionskraft an, aber eine Verdichtung erfordert eine große Energie, demgemäß wird, selbst wenn das tatsächliche Verdichtungsverhältnis angehoben wird, der theoretische thermische Wirkungsgrad nicht stark angehoben.
Im Gegensatz dazu ist, wenn das Expansionsverhältnis erhöht wird, je länger die Dauer ist, während der eine Kraft auf den Kolben wirkt, die den Kolben zu der Zeit des Expansionshubs nach unten drückt, desto länger ist die Zeit, mit der der Kolben eine Drehkraft zu der Kurbelwelle abgibt. Daher gilt, je größer das Expansionsverhältnis ist, desto höher wird der theoretische thermische Wirkungsgrad. Die gestrichelte Linie ε = 10 in 7 zeigt den theoretischen thermischen Wirkungsgrad in dem Fall, in dem das tatsächliche Verdichtungsverhältnis mit 10 fixiert ist und das Expansionsverhältnis in diesem Zustand angehoben wird. Auf diese Weise lernt man, dass das Anstiegsausmaß des theoretischen thermischen Wirkungsgrads, wenn das Expansionsverhältnis in dem Zustand angehoben wird, in dem das tatsächliche Verdichtungsverhältnis auf einen niedrigen Wert gehalten wird, und das Anstiegsausmaß des theoretischen thermischen Wirkungsgrads in dem Fall, in dem das tatsächliche Verdichtungsverhältnis gemeinsam mit dem Expansionsverhältnis erhöht wird, wie durch die durchgezogene Linie in 7 gezeigt ist, sich nicht stark voneinander unterscheiden.
Wenn auf diese Weise das tatsächliche Verdichtungsverhältnis auf einen niedrigen Wert gehalten wird, tritt ein Klopfen nicht auf, daher kann, wenn das Expansionsverhältnis in dem Zustand, in dem das tatsächliche Verdichtungsverhältnis auf einem niedrigen Wert gehalten wird, angehoben wird, das Auftreten des Klopfens verhindert werden und kann der theoretische thermische Wirkungsgrad stark angehoben werden. 8(B) zeigt ein Beispiel des Falls, wenn der Mechanismus A für ein variables Verdichtungsverhältnis und der Mechanismus B für eine variable Ventilzeitabstimmung verwendet werden, um das tatsächliche Verdichtungsverhältnis auf einen niedrigen Wert zu halten und um das Expansionsverhältnis anzuheben.
Bezogen auf 8(B) wird in diesem Beispiel der Mechanismus A für ein variables Verdichtungsverhältnis verwendet, um das Brennkammervolumen von 50 ml auf 20 ml zu verringern. Andererseits wird der Mechanismus B für eine variable Ventilzeitabstimmung verwendet, um die Schließzeit des Einlassventils zu verzögern, bis sich das tatsächliche Hubvolumen des Kolbens von 500 ml auf 200 ml ändert. Als Ergebnis ist das tatsächliche Verdichtungsverhältnis (20 ml + 200 ml)/20 ml = 11 und ist das Expansionsverhältnis (20 ml + 500 ml)/20 ml = 26. In dem normalen Kreisprozess (Zyklus), der in 8(A) gezeigt ist, wie vorstehend erläutert ist, ist das tatsächliche Verdichtungsverhältnis ungefähr 11 und ist das Expansionsverhältnis 11. Verglichen zu diesem Fall lernt man in dem Fall, der in 8(B) gezeigt ist, dass nur das Verdichtungsverhältnis auf 26 angehoben wird. Dies ist der Grund, dass es als der Kreisprozess (Zyklus) mit sehr hohem Expansionsverhältnis bezeichnet ist.
Im Allgemeinen gilt bei einer Brennkraftmaschine, je niedriger die Maschinenlast ist, desto schlechter ist der thermische Wirkungsgrad, daher ist es zum Verbessern des thermischen Wirkungsgrads zu der Zeit des Fahrzeugbetriebes, das heißt zum Verbessern des Kraftstoffverbrauchs, erforderlich, den thermischen Wirkungsgrad zu der Zeit eines Betriebs mit niedriger Brennkraftmaschinenlast zu verbessern. Andererseits ist in dem Kreisprozess (Zyklus) mit sehr hohem Expansionsverhältnis, der in 8(B) gezeigt ist, das tatsächliche Hubvolumen des Kolbens zu der Zeit des Verdichtungshubs verringert, so dass die Menge an Einlassluft, die in die Brennkammer 5 angesaugt werden kann, kleiner wird, wodurch dieser Kreisprozess (Zyklus mit sehr hohem Expansionsverhältnis nur angewandt werden kann, wenn die Brennkraftmaschinenlast relativ niedrig ist. Daher wird in diesem Ausführungsbeispiel der vorliegenden Erfindung, wenn die niedrige Brennkraftmaschinenlast relativ niedrig ist, der Kreisprozess (Zyklus) mit sehr hohem Expansionsverhältnis verwendet, der in 8(B) gezeigt ist, während zu der Zeit des Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinenlast der normale Kreisprozess (Zyklus), der in 8(A) gezeigt ist, verwendet wird.
Nachstehend ist bezogen auf 9 die gesamte Betriebssteuerung nach einem Abschluss eines Brennkraftmaschinenwarmlaufs kurz erläutert.
9 zeigt die Änderungen der Menge an Einlassluft, der Schließzeitabstimmung des Einlassventils, des mechanischen Verdichtungsverhältnisses, des Expansionsverhältnisses, des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses und des Öffnungsgrads der Drosselklappe 17 in Übereinstimmung mit dem angeforderten Drehmoment der Brennkraftmaschine, wenn die Brennkraftmaschinendrehzahl eine gewisse Drehzahl nach einem Abschluss des Brennkraftmaschinenwarmlaufs ist. Es ist anzumerken, dass 9 den Fall zeigt, in dem das durchschnittliche Luft-Kraftstoff-Verhältnis in der Brennkammer 5 auf das stöchiometrische Luft-Kraftstoff-Verhältnis auf der Grundlage des Ausgabesignals des Luft-Kraftstoff-Verhältnissensors 21 geregelt wird, so dass der Dreiwegekatalysator in dem katalytischen Umwandler 20 gleichzeitig das unverbrannte HC, CO und NO_X in dem Abgas reduzieren kann.
Dann wird, wie vorstehend erläutert ist, zu der Zeit des Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinenlast, das heißt wenn das angeforderte Drehmoment TQ hoch ist, der normale Kreisprozess (Zyklus), der in 8(A) gezeigt ist, ausgeführt. Daher ist, wie in 9 gezeigt ist, zu dieser Zeit, da das mechanische Verdichtungsverhältnis niedrig ist, das Expansionsverhältnis niedrig. Wie durch die durchgezogene Linie in 9 gezeigt ist, ist die Schließzeitabstimmung des Einlassventils 7 vorauseilend, wie durch die durchgezogene Linie in 5 gezeigt ist. Des Weiteren ist zu dieser Zeit die Menge an Einlassluft groß. Zu dieser Zeit ist (wird) der Öffnungsgrad der Drosselklappe 17 vollständig offen gehalten.
Andererseits wird, wie durch die durchgezogene Line in 9 gezeigt ist, wenn das angeforderte Drehmoment TQ der Brennkraftmaschine verringert wird, in Übereinstimmung damit die Schließzeitabstimmung des Einlassventils 7 verzögert, um die Menge an Einlassluft zu reduzieren. Des Weiteren ist zu dieser Zeit das mechanische Verdichtungsverhältnis erhöht, wenn das angeforderte Drehmoment TQ der Brennkraftmaschine verringert wird, so dass das tatsächliche Verdichtungsverhältnis allmählich erhöht wird, wenn das angeforderte Drehmoment TQ der Brennkraftmaschine verringert Daher wird zu dieser Zeit das Expansionsverhältnis auch erhöht, wenn das angeforderte Drehmoment TQ der Brennkraftmaschine verringert wird. Es ist anzumerken, dass zu dieser Zeit auch die Drosselklappe 17 in dem vollständig geöffneten Zustand gehalten wird. Daher wird die Menge an Einlassluft, die zu der Brennkammer 5 zugeführt wird, nicht durch die Drosselklappe 17 sondern durch ein Ändern der Schließzeitabstimmung des Einlassventils 7 gesteuert.
Wenn das angeforderte Drehmoment TQ der Brennkraftmaschine weiter verringert wird, wird das mechanische Verdichtungsverhältnis weiter erhöht. Wenn das angeforderte Drehmoment TQ der Brennkraftmaschine auf das Drehmoment TX an der Niedriglastseite abfällt, wird das mechanische Verdichtungsverhältnis das maximale mechanische Verdichtungsverhältnis. In der Region eines angeforderten Drehmoments TQ, in der es niedriger ist als das Drehmoment TX, wenn das mechanische Verdichtungsverhältnis das maximale mechanische Verdichtungsverhältnis ist, wird das mechanische Verdichtungsverhältnis auf dem maximalen mechanischen Verdichtungsverhältnis gehalten. Daher wird zu der Zeit des Betriebs mit niedriger Brennkraftmaschinenlast das mechanische Verdichtungsverhältnis maximal und wird auch das Expansionsverhältnis maximal.
Andererseits ist in dem Ausführungsbeispiel, das in 9 gezeigt ist, wenn das angeforderte Drehmoment TQ der Brennkraftmaschine unterhalb von TX abfällt, die Schließzeitabstimmung des Einlassventils 7 die Grenzschließzeitabstimmung, bei der die Menge an Einlassluft, die zu der Brennkraftmaschine 5 zugeführt wird, gesteuert werden kann. Wenn die Schließzeitabstimmung des Einlassventils 7 die Grenzschließzeitabstimmung erreicht, wird in der Region eines niedrigen angeforderten Drehmoments TQ der Brennkraftmaschine, das niedriger ist als der Drehmoment TX, wenn die Schließzeitabstimmung des Einlassventils 7 die Grenzschließzeitabstimmung erreicht, die Schließzeitabstimmung des Einlassventils 7 auf der Grenzschließzeitabstimmung gehalten.
Wenn die Schließzeitabstimmung des Einlassventils 7 auf der Grenzschließzeitabstimmung gehalten wird, kann eine Änderung der Schließzeitabstimmung des Einlassventils 7 nicht länger verwendet werden, um die Menge an Einlassluft zu steuern. In dem Ausführungsbeispiel, das in 9 gezeigt ist, das heißt in der Region eines niedrigen, angeforderten Drehmoments TQ der Brennkraftmaschine, das niedriger ist als der Drehmoment TX, wenn die Schließzeitabstimmung des Einlassventils 7 die Grenzschließzeitabstimmung erreicht hat, wird die Drosselklappe 17 verwendet, um die Menge an Einlassluft zu steuern, die zu dem Inneren der Brennkammer 5 zugeführt wird. Der Öffnungsgrad der Drosselklappe 17 wird verringert, je niedriger das angeforderte Drehmoment TQ der Brennkraftmaschine ist.
Andererseits ist, wie durch die gestrichelte Linie in 9 gezeigt ist, es möglich, die Menge an Einlassluft derart zu steuern, ohne auf die Drosselklappe 17 angewiesen zu sein, nämlich einfach durch ein Vorauseilen der Schließzeitabstimmung des Einlassventils 17, wenn das angeforderte Drehmoment TQ der Brennkraftmaschine verringert wird (kleiner ist). Daher wird, wenn dieser Zusammenhang verwendet wird, um in diesem Ausführungsbeispiel gemäß der vorliegenden Erfindung sowohl den Fall, der durch die durchgezogene Line in 9 gezeigt ist, als auch den Fall abzudecken, der durch die gestrichelte Linie gezeigt ist, wenn das angeforderte Drehmoment TQ der Brennkraftmaschine verringert wird, es veranlasst, dass die Schließzeitabstimmung des Einlassventils 7 in eine Richtung weg von einem unteren Einlasstotpunkt BDC bis zu der Grenzschließzeitabstimmung TX bewegt wird, bei der die Menge an Einlassluft, die zu dem Inneren der Brennkraftmaschine zugeführt wird, gesteuert werden kann.
In diesem Zusammenhang ist, wie vorstehend erläutert ist, in dem Kreisprozess (Zyklus) mit sehr hohem Expansionsverhältnis, der in 8(B) gezeigt ist, das Expansionsverhältnis auf 26 festgelegt. Je höher dieses Expansionsverhältnis ist desto besser, selbst wenn es 20 oder größer ist, wie aus 7 hinsichtlich der praktisch verwendbaren unteren Grenze des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses ε = 5 erkennbar ist, kann ein außerordentlich hoher theoretischer thermischer Wirkungsgrad erhalten werden. Daher ist in diesem Ausführungsbeispiel gemäß der vorliegenden Erfindung der Mechanismus A für ein variables Verdichtungsverhältnis so ausgebildet, dass das Expansionsverhältnis 20 oder größer ist.
Wie vorstehend erläutert ist, wird in diesem Ausführungsbeispiel gemäß der vorliegenden Erfindung die Menge an Einlassluft, die zu der Brennkammer 5 zugeführt wird, grundsätzlich durch Steuern der Schließzeitabstimmung des Einlassventils 7 gesteuert. Die Menge an Einlassluft wird durch die Drosselklappe 17 nur zu der Zeit eines Niedriglastbetriebs gesteuert. In diesem Fall wird in diesem Ausführungsbeispiel gemäß der vorliegenden Erfindung die Sollschließzeitabstimmung IC des Einlassventils 7, die zum Erhalten einer Menge an Einlassluft erforderlich ist, die das angeforderte Drehmoment TQ möglich macht, als eine Funktion des angeforderten Drehmoments TQ der Brennkraftmaschine und der Brennkraftmaschinendrehzahl N in der Form eines Kennfelds, wie zum Beispiel in 10(A) gezeigt ist, im Voraus in dem ROM 32 gespeichert. Des Weiteren wird der Sollöffnungsgrad θ der Drosselklappe 17 auch als eine Funktion des angeforderten Drehmoments TQ der Brennkraftmaschine und der Brennkraftmaschinendrehzahl N in der Form eines Kennfelds, wie zum Beispiel in 10(B) gezeigt ist, im Voraus in dem ROM 32 gespeichert.
Andererseits zeigt 11(A) das Verhältnis (Beziehung) zwischen dem Drehmoment, das durch die Brennkraftmaschine erzeugt wird, und der Zündzeitabstimmung, wenn das angeforderte Drehmoment TQ der Brennkraftmaschine ein gewisses angefordertes Drehmoment ist. Es ist anzumerken, dass in 11(A) die Abszisse den Kurbelwinkel auf der Grundlage der MBT anzeigt (minimale Vorauseilung für bestes (stärkstes) Drehmoment). Das heißt, in 11(A) zeigt der Wert –15° der Abszisse, dass das Ausmaß der Verzögerung der Zündzeitabstimmung in Bezug auf die MBT 15° beträgt. Andererseits zeigt 11(B) das Verhältnis (Beziehung) zwischen dem Ausmaß der Verzögerung ΔIG der Zündzeitabstimmung in Bezug auf die MBT und der Brennkraftmaschinendrehzahl.
Wie aus 11(A) ersichtlich ist, wenn die Zündzeitabstimmung MBT ist, wird das maximale erzeugte Drehmoment erhalten. Daher ist die Zündzeitabstimmung bevorzugt die MBT. Jedoch ist zu der Zeit des Betriebs mit niedriger Brennkraftmaschinendrehzahl die Durchmischung, die innerhalb der Brennkammer 5 auftritt, gering, so dass die Geschwindigkeit der Ausbreitung der Zündflamme langsam ist. Wenn zu dieser Zeit, die Zündzeitabstimmung MBT vorliegt, kann sich das unverbrannte Gas nahe der Brennkammer 5 gemeinsam mit dem Anstieg des Drucks der Brennkammer 5 selbst entzünden, wodurch ein Klopfen auftritt. Daher kann zu der Zeit des Betriebs mit niedriger Brennkraftmaschinendrehzahl die Zündzeitabstimmung nicht auf MBT festgelegt werden. Um das Auftreten des Klopfens zu dieser Zeit zu verhindern, muss die Zündzeitabstimmung von MBT verzögert sein.
Im Gegensatz dazu tritt zu der Zeit des Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinendrehzahl eine starke Durchmischung innerhalb der Brennkammer 5 auf, so dass selbst wenn die Zündzeitabstimmung MBT vorliegt, ein Klopfen nicht auftritt. Daher wird zu der Zeit des Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinendrehzahl die Zündzeitabstimmung auf MBT festgelegt. Daher wird, wie in 11(B) gezeigt ist, es veranlasst, dass sich das Ausmaß der Verzögerung ΔIG der Zündzeitabstimmung gegenüber MBT erhöht, wenn die Brennkraftmaschinendrehzahl verringert wird. Es ist anzumerken, dass, wie aus 11(A) ersichtlich ist, wenn das Ausmaß der Verzögerung ΔIG in Bezug auf MBT erhöht wird, das Drehmoment, das durch die Brennkraftmaschine erzeugt wird, abfällt.
In diesem Zusammenhang tritt, wenn das tatsächliche Verdichtungsverhältnis ansteigt, ein Klopfen einfacher auf und tritt, wenn die Zündzeitabstimmung vorauseilt, ein Klopfen einfacher auf. Daher ist, wenn bewirkt wird, dass die Zündzeitabstimmung zu verzögern ist, wenn das tatsächliche Verdichtungsverhältnis ansteigt, es möglich, das Auftreten des Klopfens zu verhindern, während im Gegensatz dazu, wenn die Zündzeitabstimmung vorauseilt, wenn das tatsächliche Verdichtungsverhältnis verringert wird, ein Klopfen verhindert werden kann. 12(A) zeigt das Verhältnis (Beziehung) zwischen dem Änderungsausmaß ΔAC des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses und dem Änderungsausmaß ΔIG der Zündzeitabstimmung, das in der Lage ist, das Auftreten des Klopfens zu verhindern.
Aus 12(A) ist es ersichtlich, dass, wenn das Ausmaß der Verzögerung ΔIG der Zündzeitabstimmung größer gemacht wird, da das Ausmaß der Erhöhung ΔAC des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses größer wird, ein Klopfen verhindert werden kann, und wenn das Ausmaß der Verringerung ΔAC des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses größer gemacht wird, da das Ausmaß des Vorauseilens ΔIG der Zündzeitabstimmung größer wird, das Klopfen verhindert werden kann. Es ist anzumerken, dass 12(A) das Verhältnis (Beziehung) zwischen ΔAC und ΔIG in der Brennkraftmaschine zeigt, die in 1 gezeigt ist. In der Brennkraftmaschine, die in 1 gezeigt ist, ist das Verhältnis (Beziehung) von ΔAC:ΔIG = 1:6.
Andererseits zeigt 12(B) das Verhältnis (Beziehung) zwischen dem thermischen Wirkungsgrad und dem Änderungsausmaß ΔIG der Zündzeitabstimmung in der Brennkraftmaschine, die in 1 gezeigt ist, während 12(C) das Änderungsausmaß ΔAC des thermischen Wirkungsgrads und des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses in der Brennkraftmaschine zeigt, die in 1 gezeigt ist. Wie aus 12(B) ersichtlich ist, wenn sich das Ausmaß der Verzögerung ΔIG der Zündzeitabstimmung in Bezug auf die MBT erhöht, wird das Verringerungs ausmaß allmählich größer. Im Gegensatz dazu, wie aus 12(C) ersichtlich ist, wenn sich das tatsächliche Verdichtungsverhältnis erhöht, erhöht sich der thermische Wirkungsgrad stetig.
Andererseits zeigen 12(B) und (C) die Änderungen des thermischen Wirkungsgrads, wenn sich das tatsächliche Verdichtungsverhältnis und die Zündzeitabstimmung in Übereinstimmung mit dem Verhältnis ΔAC1:ΔIG1 = 1:6 in dem Fall ändern, in dem die Zündzeitabstimmung MBT ist, und zeigen die Änderungen des thermischen Wirkungsgrads, wenn sich die Zündzeitabstimmung und das tatsächliche Verdichtungsverhältnis in Übereinstimmung mit dem Verhältnis von ΔAC2:ΔIG2 = 1:6 ändern, wenn die Zündzeitabstimmung um 15° in Bezug auf die MBT verzögert ist.
Wie vorstehend erläutert ist, ist zu der Zeit des Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinendrehzahl die Zündzeitabstimmung auf MBT eingestellt. Wie aus 12(B) ersichtlich ist, verändert sich nahe MBT, selbst wenn sich die Zündzeitabstimmung ein wenig ändert, der thermische Wirkungsgrad nicht in diesem Ausmaß. Daher wird verglichen zu dem Ausmaß einer Verringerung E1 des thermischen Wirkungsgrads, wenn die Zündzeitabstimmung in Bezug auf die MBT um exakt ΔIG1 verzögert wird, das Ausmaß einer Erhöhung F1 des thermischen Wirkungsgrads, wenn das tatsächliche Verdichtungsverhältnis um exakt ΔAC1 erhöht wird, größer. Daher ist es zu der Zeit des Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinendrehzahl durch Erhöhen des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses und durch Verzögern der Zündzeitabstimmung möglich, das Auftreten des Klopfens zu verhindern und den thermischen Wirkungsgrad zu verbessern.
In diesem Fall gibt es ein tatsächliches Verdichtungsverhältnis und eine Zündzeitabstimmung, bei denen eine Differenz (F1 – E1) zwischen dem Ausmaß der Erhöhung F1 des thermischen Wirkungsgrads aufgrund einer Erhöhung des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses und dem Ausmaß einer Verringerung E1 des thermischen Wirkungsgrads aufgrund der Verzögerung des Verdichtungsverhältnisses maximal wird, und werden ein tatsächliches Verdichtungsverhältnis und eine Zündzeitabstimmung, bei denen die vorstehende Differenz (F1 – E1) in dem vorbestimmten Standardzustand nach einem Ende des Brennkraftmaschinenwarmlaufs maximal wird, das heißt ein tatsächliches Verdichtungsverhältnis und eine Zündzeitabstimmung, die den maximalen thermischen Wirkungsgrad ergeben, das tatsächliche Referenzverdichtungsverhältnis (Bezugsverdichtungsverhältnis) und die Referenzzündzeitabstimmung (Bezugszündzeitabstimmung) zu der Zeit des Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinendrehzahl. Es ist anzumerken, dass der ”vorbestimmte Standardzustand” zum Beispiel einen Atmosphärendruck des Standardatmosphärendrucks (0,1 MPa) und die Atmosphärentemperatur, das heißt eine Einlasslufttemperatur von 20°C umfasst.
Andererseits wird, wie vorstehend erläutert ist, zu der Zeit des Betriebs mit niedriger Brennkraftmaschinendrehzahl die Zündzeitabstimmung in Bezug auf MBT stark verzögert. Zu dieser Zeit ändert sich, wie aus 12(B) erkannt werden kann, wenn sich die Zündzeitabstimmung ändert, der thermische Wirkungsgrad stark. Daher wird verglichen zu dem Ausmaß einer Verringerung F2 des thermischen Wirkungsgrads, wenn das tatsächliche Verdichtungsverhältnis um exakt ΔAC2 reduziert wird, das Ausmaß einer Erhöhung E2 des thermischen Wirkungsgrads, wenn es veranlasst wird, dass die Zündzeitabstimmung um exakt ΔIG2 vorauseilt, größer. Daher ist es zu der Zeit des Betriebs mit niedriger Brennkraftmaschinendrehzahl durch ein Vorauseilen der Zündzeitabstimmung und durch ein Abfallen des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses möglich, das Auftreten des Klopfens zu verhindern, während sich der thermische Wirkungsgrad verbessert.
In diesem Fall gibt es eine Zündzeitabstimmung und ein tatsächliches Verdichtungsverhältnis, bei denen eine Differenz (E2 – F2) zwischen einem Ausmaß einer Erhöhung E2 des thermischen Wirkungsgrads aufgrund eines Vorauseilens der Zündzeitabstimmung und einem Ausmaß einer Verringerung F2 des thermischen Wirkungsgrads aufgrund einer Verringerung des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses maximal wird, und werden eine Zündzeitabstimmung und ein tatsächliches Verdichtungsverhältnis, bei denen die vorstehende Differenz (E2 – F2) in dem vorbestimmten Standardzustand nach einem Ende eines Brennkraftmaschinenwarmlaufs maximal wird, das heißt eine Zündzeitabstimmung und ein tatsächliches Verdichtungsverhältnis, die den maximalen thermischen Wirkungsgrad ergeben, die Referenzzündzeitabstimmung (Bezugszündzeitabstimmung) und das tatsächliche Referenzverdichtungsverhältnis (Bezugsverdichtungsverhältnis) zu der Zeit des Betriebs mit niedriger Brennkraftmaschinendrehzahl.
In diesem Ausführungsbeispiel gemäß der vorliegenden Erfindung sind dieses tatsächliche Referenzverdichtungsverhältnis AC und diese Referenzzündzeitabstimmung IG in dem vorbestimmten Standardzustand nach einem Ende des Brennkraftmaschinenwarmlaufs als Funktionen des angeforderten Drehmoments TQ der Brennkraftmaschine und der Brennkraftmaschinendrehzahl N in der Form von Kennfeldern, die zum Beispiel in 13(A) und (B) gezeigt sind, im Voraus in dem ROM 32 gespeichert. Nach einem Ende (Abschluss) des Brennkraftmaschinenwarmlaufs werden diese Kennfelder als die Basis zum Berechnen des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses und der Zündzeitabstimmung verwendet.
Wenn die Brennkraftmaschinentemperatur niedrig ist wie zum Beispiel zu der Zeit des Brennkraftmaschinenwarmlaufs, tritt ein Klopfen fast nie auf. Daher ist es zu dieser Zeit möglich, das tatsächliche Verdichtungsverhältnis anzuheben oder die Zündzeitabstimmung vorauseilend zu machen, um den thermischen Wirkungsgrad weiter zu verbessern. Des Weiteren tritt, wenn zum Beispiel wie in der Wintersaison die Einlasslufttemperatur niedrig ist, ein Klopfen fast nie auf. Daher ist es zu dieser Zeit möglich, das tatsächliche Verdichtungsverhältnis anzuheben oder die Zündzeitabstimmung vorauseilend zu machen, um den thermischen Wirkungsgrad weiter zu verbessern.
In diesem Fall wird (ist) das Verhältnis (Beziehung) zwischen dem thermischen Wirkungsgrad und dem Ausmaß einer Verzögerung ΔIG der Zündzeitabstimmung das Verhältnis (Beziehung), wie in 12(B) gezeigt ist, während das Verhältnis (Beziehung) zwischen dem thermischen Wirkungsgrad und dem Ausmaß einer Änderung ΔAC des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses festgelegt wird (ist), wie in 12(C) gezeigt ist. Das heißt, wie vorstehend erläutert ist, liegt zu der Zeit des Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinendrehzahl die Zündzeitabstimmung nahe MBT. Nahe MBT ändert sich, selbst wenn sich die Zündzeitabstimmung ein wenig ändert, der thermische Wirkungsgrad nicht in diesem Ausmaß. Daher verbessert sich zu der Zeit des Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinendrehzahl im Vergleich zu einem Vorauseilen der Zündzeitabstimmung durch ein Erhöhen des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses der thermische Wirkungsgrad. Daher wird in der vorliegenden Erfindung zu der Zeit des Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinendrehzahl, wenn die Brennkraftmaschinentemperatur niedrig ist oder wenn die Einlasslufttemperatur niedrig ist, es veranlasst, dass das tatsächliche Verdichtungsverhältnis gegenüber dem tatsächlichen Bezugsverdichtungsverhältnis erhöht wird, um den thermischen Wirkungsgrad anzuheben.
Andererseits ändert sich zu der Zeit des Betriebs mit niedriger Brennkraftmaschinendrehzahl, wie vorstehend erläutert ist, wenn eine Änderung der Zündzeitabstimmung bewirkt wird, der thermische Wirkungsgrad stark. Daher verbessert sich zu der Zeit des Betriebs mit niedriger Brennkraftmaschinenlast im Vergleich zu einer Erhöhung des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses durch ein Veranlassen, dass die Zündzeitabstimmung vorauseilt, der thermische Wirkungsgrad. Daher wird in der vorliegenden Erfindung zu der Zeit des Betriebs mit niedriger Brennkraftmaschinendrehzahl, wenn die Brennkraftmaschinendrehzahl niedrig ist oder wenn die Einlasslufttemperatur niedrig ist, die Zündzeitabstimmung von der Bezugszündzeitabstimmung vorauseilend gemacht, um den thermischen Wirkungsgrad anzuheben.
Das heißt, in der vorliegenden Erfindung sind das tatsächliche Verdichtungsverhältnis und die Zündzeitabstimmung in dem vorbestimmten Standardzustand nach einem Ende des Brennkraftmaschinenwarmlaufs als das tatsächliche Bezugsverdichtungsverhältnis und die Bezugszündzeitabstimmung in Übereinstimmung mit den unterschiedlichen Betriebszuständen der Brennkraftmaschine im Voraus gespeichert. Wenn die Temperatur, die die Brennkraftmaschinentemperatur darstellt, niedriger ist als die Temperatur in dem Standardzustand oder wenn die Einlasslufttemperatur niedriger ist als die Einlasslufttemperatur in dem Standardzustand, wird es zu der Zeit des Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinendrehzahl veranlasst, dass sich das tatsächliche Verdichtungsverhältnis gegenüber dem tatsächlichen Bezugsverdichtungsverhältnis erhöht, während es zu der Zeit des Betriebs mit niedriger Brennkraftmaschinendrehzahl veranlasst wird, dass die Zündzeitabstimmung in Bezug auf die Bezugszündzeitabstimmung vorauseilt.
In diesem Zusammenhang fällt, wenn auf diese Weise die Brennkraftmaschinentemperatur niedrig ist oder wenn auf diese Weise die Einlasslufttemperatur niedrig ist, wenn es veranlasst wird, dass das tatsächliche Verdichtungsverhältnis erhöht wird oder die Zündzeitabstimmung vorauseilt, um den thermischen Wirkungsgrad anzuheben, die Abgastemperatur letztlich ab. Als Ergebnis ist eine gewisse Zeit erforderlich, bis der Dreiwegekatalysator, das heißt der Abgasreinigungskatalysator, aktiviert wird.
Daher wird in einem Ausführungsbeispiel gemäß der vorliegenden Erfindung, wenn die Temperatur, die die Brennkraftmaschinentemperatur darstellt, niedriger ist als die Temperatur in dem Standardzustand oder die Einlasslufttemperatur niedriger ist als die Einlasslufttemperatur in dem Standardzustand und wenn der Abgasreinigungskatalysator aktiviert ist, zu der Zeit des Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinendrehzahl das tatsächliche Verdichtungsverhältnis gegenüber dem tatsächlichen Bezugsverdichtungsverhältnis erhöht, während es zu der Zeit des Betriebs mit niedriger Brennkraftmaschinendrehzahl veranlasst wird, dass die Zündzeitabstimmung gegenüber der Bezugszündzeitabstimmung vorauseilt.
Das heißt, in diesem Ausführungsbeispiel wird, wenn der Abgasreinigungskatalysator nicht aktiviert ist, der Vorgang zur Verbesserung des thermischen Wirkungsgrads durch die Erhöhung des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses oder durch ein Vorauseilen der Zündzeitabstimmung gestoppt, während, wenn der Abgasreinigungskatalysator aktiviert ist, der Vorgang zum Verbessern des thermischen Wirkungsgrads durch die Erhöhung des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses oder durch ein Vorauseilen der Zündzeitabstimmung ausgeführt wird.
Es ist anzumerken, dass, wenn der Abgasreinigungskatalysator nicht aktiviert ist, es möglich ist, den thermischen Wirkungsgrad zu verringern und den Anstieg der Abgastemperatur zu bewirken, um den Abgasreinigungskatalysator früher zu aktivieren. In diesem Fall gilt, je niedriger das tatsächliche Verdichtungsverhältnis ist, desto stärker fällt der thermische Wirkungsgrad ab, während desto stärker die Zündzeitabstimmung verzögert wird, desto stärker fällt der thermische Wirkungsgrad ab. Daher wird in diesem Ausführungsbeispiel, wenn die Temperatur, die die Brennkraftmaschinentemperatur darstellt, niedriger ist als die Temperatur in dem Standardzustand oder die Einlasslufttemperatur niedriger ist als die Einlasslufttemperatur in dem Standardzustand und wenn der Abgasreinigungskatalysator nicht aktiviert ist, es veranlasst wird, dass das tatsächliche Verdichtungsverhältnis auf das minimale tatsächliche Verdichtungsverhältnis abfällt und die Zündzeitabstimmung um das maximale Verzögerungsausmaß verzögert wird.
Wie vorstehend erläutert ist, wird in der vorliegenden Erfindung, wenn die Brennkraftmaschinentemperatur niedrig ist oder wenn die Einlasslufttemperatur niedrig ist, zu der Zeit des Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinendrehzahl das tatsächliche Verdichtungsverhältnis erhöht, während zu der Zeit des Betriebs mit niedriger Brennkraftmaschinendrehzahl die Zündzeitabstimmung vorauseilend gemacht wird. In diesem Zusammenhang gibt es zu der Zeit auf dieselbe Weise wie in dem Fall des Standardzustands nach einem Ende des Brennkraftmaschinenwarmlaufs, wie bereits erläutert worden ist, zu der Zeit des Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinendrehzahl ein tatsächliches Verdichtungsverhältnis und eine Zündzeitabstimmung, bei denen die Differenz zwischen dem Ausmaß einer Erhöhung des thermischen Wirkungsgrads aufgrund einer Erhöhung des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses und dem Ausmaß einer Verringerung des thermischen Wirkungsgrads aufgrund einer Verzögerung der Zündzeitabstimmung maximal wird, während es zu der Zeit des Betriebs mit niedriger Brennkraftmaschinendrehzahl eine Zündzeitabstimmung und ein tatsächliches Verdichtungsverhältnis gibt, bei denen die Differenz zwischen dem Ausmaß einer Erhöhung des thermischen Wirkungsgrads aufgrund eines Vorauseilens der Zündzeitabstimmung und dem Ausmaß einer Verringerung des thermischen Wirkungsgrads aufgrund eines Absenkens des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses maximal wird.
Daher wird in einem weiteren Ausführungsbeispiel gemäß der vorliegenden Erfindung, um den thermischen Wirkungsgrad weiter zu verbessern, während ein Klopfen verhindert wird, wie in 4(A) gezeigt ist, zu der Zeit des Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinendrehzahl eine Erhöhung des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses veranlasst und wird die Zündzeitabstimmung verzögert, während zu der Zeit des Betriebs mit niedriger Brennkraftmaschinendrehzahl ein Vorauseilen der Zündzeitabstimmung veranlasst wird und eine Verringerung des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses veranlasst wird.
14(B) zeigt das Verhältnis (Beziehung) zwischen dem Ausmaß einer Erhöhung oder Verringerung ΔAC1 des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses für unterschiedliche Einlasslufttemperaturen ”a”, ”b” und ”c” und der Brennkraftmaschinendrehzahl N in einem weiteren Ausführungsbeispiel, während 14(C) das Verhältnis (Beziehung) zwischen dem Ausmaß eines Vorauseilens oder dem Ausmaß einer Verzögerung ΔIG1 der Zündzeitabstimmung für verschiedene Einlasslufttemperaturen ”a”, ”b” und ”c” und der Brennkraftmaschinendrehzahl N in einem weiteren Ausführungsbeispiel zeigt. Es ist anzumerken, dass in 14(B) und (C) die Einlasslufttemperaturen die Beziehung a > b > c aufweisen. Daher ist es aus 14(B) und (C) ersichtlich, dass je höher die Brennkraftmaschinendrehzahl N ist und je niedriger die Einlasslufttemperatur ist, desto größer wird eine Erhöhung des Ausmaßes einer Erhöhung ΔAC1 des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses gemacht und desto größer wird eine Erhöhung des Ausmaßes einer Verzögerung ΔIG1 der Zündzeitabstimmung gemacht, während je niedriger die Brennkraftmaschinendrehzahl N ist und je niedriger die Einlasslufttemperatur ist, desto größer wird eine Erhöhung des Ausmaßes einer Verringerung ΔAC1 des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses gemacht und desto größer wird eine Erhöhung des Ausmaßes eines Vorauseilens ΔIG1 der Zündzeitabstimmung gemacht.
Des Weiteren zeigen 15(A) und (B) die Verhältnisse (Beziehungen) in dem Fall, in dem die Brennkraftmaschinenkühlwassertemperatur als die Temperatur verwendet wird, die die Brennkraftmaschinentemperatur in diesem weiteren Ausführungsbeispiel darstellt. Das heißt, 15(A) zeigt das Verhältnis (Beziehung) zwischen dem Ausmaß einer Erhöhung oder Ausmaß einer Verringerung ΔAC2 des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses und der Brennkraftmaschinendrehzahl N für unterschiedliche Brennkraftmaschinenkühlwassertemperaturen ”a”, ”b” und ”c”, während 15(B) das Verhältnis (Beziehung) zwischen dem Ausmaß eines Vorauseilens oder dem Ausmaß einer Verzögerung ΔIG2 der Zündzeitabstimmung und der Brennkraftmaschinendrehzahl N für unterschiedliche Brennkraftmaschinenkühlwassertemperaturen ”a”, ”b” und ”c” zeigt. Es ist anzumerken, dass in 15(A) und (B) die Brennkraftmaschinenkühlwassertemperaturen die Beziehung a > b > c aufweisen.
Daher erkennt man aus 15(A) und (B), dass, je höher die Brennkraftmaschinendrehzahl N ist und je niedriger die Brennkraftmaschinenkühlwassertemperatur ist, desto größer wird eine Erhöhung des Ausmaßes einer Erhöhung ΔAC2 des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses gemacht und desto stärker wird das Ausmaß einer Verzögerung ΔIG2 der Zündzeitabstimmung erhöht, während, je niedriger die Brennkraftmaschinendrehzahl N ist und je niedriger die Brennkraftmaschinenkühlwassertemperatur ist, desto größer wird eine Erhöhung des Ausmaßes einer Verringerung ΔAC2 des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses gemacht und desto größer wird eine Erhöhung des Ausmaßes eines Vorauseilens ΔIG2 der Zündzeitabstimmung gemacht.
Eine Betriebssteuerungsroutine des weiteren Ausführungsbeispiels ist nachstehend in 16 als eine typische Betriebssteuerungsroutine gezeigt. Es ist anzumerken, dass diese Routine je bestimmter Zeitspanne mit Unterbrechung ausgeführt wird.
Bezogen auf 16 wird zunächst in Schritt 100 die Sollschließzeitabstimmung IC des Einlassventils 7 aus dem Kennfeld berechnet, das in 10(A) gezeigt ist. Dann wird in einem Schritt 101 das tatsächliche Bezugsverdichtungsverhältnis (Referenzverdichtungsverhältnis) AC in dem Standardzustand nach dem Ende eines Brennkraftmaschinenwarmlaufs aus dem Kennfeld berechnet, das in 13(A) gezeigt ist. Dann wird es in einem Schritt 102 beurteilt, ob die Katalysatortemperatur TC, die durch den Temperatursensor 24 erfasst wird, höher ist als die Katalysatoraktivierungstemperatur TC₀. Wenn TC ≤ TC₀ ist, schreitet die Routine zu einem Schritt 106 voran, in dem das tatsächliche Sollverdichtungsverhältnis AC0 mit dem minimalen tatsächlichen Verdichtungsverhältnis AC₀ festgelegt wird. Dann schreitet die Routine zu einem Schritt 107 voran. Im Gegensatz dazu schreitet, wenn TC > TC₀ ist, die Routine zu einem Schritt 103 voran.
In dem Schritt 103 wird das Ausmaß einer Erhöhung oder das Ausmaß einer Verringerung ΔAC1 des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses auf der Grundlage der Einlasslufttemperatur, die durch den Temperatursensor 23 erfasst wird, und der Brennkraftmaschinendrehzahl N aus dem Verhältnis (Beziehung), das in 14(B) gezeigt ist, berechnet. Dann wird in einem Schritt 104 das Ausmaß einer Erhöhung oder das Ausmaß einer Verringerung ΔAC2 des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses auf der Grundlage der Brennkraftmaschinenkühlwassertemperatur, die durch den Temperatursensor 22 erfasst wird, und der Brennkraftmaschinendrehzahl N aus dem Verhältnis (Beziehung), das in 15(A) gezeigt ist, berechnet. Dann wird in einem Schritt 105 das tatsächliche Bezugsverdichtungsverhältnis AC um ΔAC1 und ΔAC2 erhöht, um das tatsächliche Sollverdichtungsverhältnis AC0 (= AC + ΔAC1 + ΔAC2) zu berechnen. Dann schreitet die Routine zu dem Schritt 107 voran.
In dem Schritt 107 wird das mechanische Sollverdichtungsverhältnis CR, das erforderlich ist, um das tatsächliche Verdichtungsverhältnis auf das tatsächliche Sollverdichtungsverhältnis AC0 einzustellen, berechnet. Dann wird in einem Schritt 108 der Sollöffnungsgrad θ der Drosselklappe 17 aus dem Kennfeld berechnet, das in 10(B) gezeigt ist. Dann wird in einem Schritt 109 die Bezugszeitabstimmung (Referenzzeitabstimmung) IG in dem Standardzustand nach einem Ende eines Brennkraftmaschinenwarmlaufs aus dem Kennfeld berechnet, das in 13(B) gezeigt ist. Dann wird es in einem Schritt 110 wieder beurteilt, ob die Katalysatortemperatur TC, die durch den Temperatursensor 24 erfasst wird, höher ist als die Katalysatoraktivierungstemperatur TC₀. Wenn TC ≤ TC₀ ist, schreitet die Routine zu einem Schritt 114 voran, in dem die Sollzündzeitabstimmung IG0 auf das maximale Ausmaß einer Verzögerung IG₀ festgelegt wird. Dann schreitet die Routine zu einem Schritt 115 voran. Im Gegensatz dazuschreitet, wenn TC > TC₀ ist, die Routine zu einem Schritt 111 voran.
In dem Schritt 111 wird das Ausmaß eines Vorauseilens oder das Ausmaß einer Verzögerung ΔIG1 der Zündzeitabstimmung auf der Grundlage der Einlasslufttemperatur, die durch den Temperatursensor 23 erfasst wird, und der Brennkraftmaschinendrehzahl N aus dem Verhältnis (Beziehung), das in 14(C) gezeigt ist, berechnet. Dann wird in einem Schritt 112 das Ausmaß eines Vorauseilens oder das Ausmaß einer Verzögerung ΔIG2 der Zündzeitabstimmung auf der Grundlage der Brennkraftmaschinenkühlwassertemperatur, die durch den Temperatursensor 22 erfasst wird, und der Brennkraftmaschinendrehzahl N aus dem Verhältnis (Beziehung), das in 15(B) gezeigt ist, berechnet. Dann wird in einem Schritt 113 die Bezugszündzeitabstimmung IG um ΔIG1 und ΔIG2 erhöht, um die Sollzündzeitabstimmung IG0 (= IG + ΔIG1 + ΔIG2) zu berechnen. Dann schreitet die Routine zu dem Schritt 115 voran. In dem Schritt 115 wird der Mechanismus A für ein variables Verdichtungsverhältnis so gesteuert, dass das mechanische Verdichtungsverhältnis das mechanische Sollverdichtungsverhältnis CR wird, wird der Mechanismus B für eine variable Ventilzeitabstimmung so gesteuert, dass die Schließzeitabstimmung des Einlassventils 7 die Sollschließzeitabstimmung IC wird, wird der Zündvorgang durch die Zündkerze 6 so gesteuert, dass die Zündzeitabstimmung die Sollzündzeitabstimmung IG0 wird, und wird die Drosselklappe 17 so gesteuert, dass der Öffnungsgrad der Drosselklappe 17 der Sollöffnungsgrad θ wird.
Bezugszeichenliste

1: Kurbelgehäuse
2: Zylinderblock
3: Zylinderkopf
4: Kolben
5: Brennkammer
7: Einlassventil
22, 23, 24: Temperatursensor
70: Nockenwelle zum Antreiben eines Einlassventils
A: Mechanismus für ein variables Verdichtungsverhältnis
B: Mechanismus für variable Ventilzeitabstimmung

ZITATE ENTHALTEN IN DER BESCHREIBUNG
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Zitierte Patentliteratur

JP 2007-303423 [0003]

Claims

Brennkraftmaschine mit Funkenzündung, die einen Mechanismus für ein variables Verdichtungsverhältnis, der in der Lage ist, ein mechanisches Verdichtungsverhältnis zu ändern, und einen Mechanismus für eine variable Ventilzeitabstimmung aufweist, der in der Lage ist, eine Schließzeitabstimmung eines Einlassventils zu steuern, wobei ein tatsächliches Verdichtungsverhältnis und eine Zündzeitabstimmung in einem vorbestimmten Standardzustand nach einem Ende eines Brennkraftmaschinenwarmlaufs als ein tatsächliches Bezugsverdichtungsverhältnis und eine Bezugszündzeitabstimmung in Übereinstimmung mit jedem Betriebzustand der Brennkraftmaschine im Voraus gespeichert werden, wobei, wenn eine Temperatur, die eine Brennkraftmaschinentemperatur darstellt, niedriger ist als eine Temperatur in dem Standardzustand oder wenn eine Einlasslufttemperatur niedriger ist als eine Einlasslufttemperatur in dem Standardzustand, es zu der Zeit eines Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinendrehzahl veranlasst wird, dass das tatsächliche Verdichtungsverhältnis gegenüber dem tatsächlichen Bezugsverdichtungsverhältnis erhöht wird, während es zu der Zeit eines Betriebs mit niedriger Brennkraftmaschinendrehzahl veranlasst wird, dass die Zündzeitabstimmung gegenüber der Bezugszündzeitabstimmung vorauseilt.
Brennkraftmaschine mit Funkenzündung nach Anspruch 1, wobei, wenn die Temperatur, die die Brennkraftmaschinentemperatur darstellt, niedriger ist als die Temperatur in dem Standardzustand oder die Einlasslufttemperatur niedriger ist als die Einlasslufttemperatur in dem Standardzustand und wenn der Abgasreinigungskatalysator aktiviert ist, es zu der Zeit des Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinendrehzahl veranlasst wird, dass das tatsächliche Verdichtungsverhältnis gegenüber dem tatsächlichen Bezugsverdichtungsverhältnis erhöht wird, während es zu der Zeit des Betriebs mit niedriger Brennkraftmaschinendrehzahl veranlasst wird, dass die Zündzeitabstimmung bezogen auf die Bezugszündzeitabstimmung vorauseilt.
Brennkraftmaschine mit Funkenzündung nach Anspruch 2, wobei, wenn die Temperatur, die die Brennkraftmaschinentemperatur darstellt, niedriger ist als die Temperatur in dem Standardzustand oder die Einlasslufttemperatur. niedriger ist als die Einlasslufttemperatur in dem Standardzustand und wenn der Abgasreinigungskatalysator nicht aktiviert ist, es veranlasst wird, dass das tatsächliche Verdichtungsverhältnis auf ein minimales tatsächliches Verdichtungsverhältnis abfällt, und es veranlasst wird, dass die Zündzeitabstimmung auf ein maximales Ausmaß einer Verzögerung verzögert wird.
Brennkraftmaschine mit Funkenzündung nach Anspruch 1 oder 2, wobei, wenn die Temperatur, die die Brennkraftmaschinentemperatur darstellt, niedriger ist als die Temperatur in dem Standardzustand oder wenn die Einlasslufttemperatur niedriger ist als die Einlasslufttemperatur in dem Standardzustand, es zu der Zeit des Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinendrehzahl veranlasst wird, dass das tatsächliche Verdichtungsverhältnis gegenüber dem tatsächlichen Bezugsverdichtungsverhältnis erhöht wird, und es veranlasst wird, dass die Zündzeitabstimmung bezogen auf die Bezugszündzeitabstimmung verzögert wird, während es zu der Zeit des Betriebs mit niedriger Brennkraftmaschinendrehzahl veranlasst wird, dass die Zündzeitabstimmung bezogen auf die Bezugszündzeitabstimmung vorauseilt, und es veranlasst wird, dass das tatsächliche Verdichtungsverhältnis bezogen auf das tatsächliche Bezugsverdichtungsverhältnis abfällt.
Brennkraftmaschine mit Funkenzündung nach Anspruch 4, wobei, je niedriger die Temperatur, die die Brennkraftmaschinentemperatur darstellt, bezogen auf die Temperatur in dem Standardzustand ist oder je niedriger die Einlasslufttemperatur bezogen auf die Einlasslufttemperatur in dem Standardzustand ist, desto größer ist eine Erhöhung des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses und desto stärker ist eine Verzögerung der Zündzeitabstimmung zu der Zeit des Betriebs mit hoher Brennkraftmaschinendrehzahl und desto stärker ist ein Vorauseilen der Zündzeitabstimmung und desto größer ist ein Abfall des tatsächlichen Verdichtungsverhältnisses zu der Zeit des Betriebs mit niedriger Brennkraftmaschinendrehzahl.