JP2005036672A - Controller of internal combustion engine - Google Patents

Abstract

<P>PROBLEM TO BE SOLVED: To provide a controller of an internal combustion engine which can calculate an amount of air passing through a throttle valve more accurately. <P>SOLUTION: The controller of the internal combustion engine includes an air intake passage, and the throttle valve 18 for regulating a flow rate of the air passing through the air intake passage. Further, this controller includes a throttle valve passing air flow rate calculating means for calculating the flow rate of the air passing through the throttle valve based on at least an atmospheric pressure, an intake tube internal pressure and throttle opening, and controls the internal combustion engine based on the calculated flow rate of the air passing through the throttle valve. Furthermore, this controller includes a temperature detector for detecting a temperature of perimeter of the throttle valve. The throttle valve passing air flow rate calculating means further calculates, in addition to the atmospheric pressure, the intake tube internal pressure and the throttle opening, the throttle valve passing gas flow rate based on the temperature of the perimeter of the throttle valve. <P>COPYRIGHT: (C)2005,JPO&NCIPI

Description

第２の発明によれば、制御弁通過空気流量算出手段は、予め用意したマップに基づいてではなく、数値計算によって制御弁通過空気流量を算出する。このため、マップを用いる場合に生じる適合の問題と、算出された制御弁通過空気流量の値の精度の問題とを共に解決することができる。
【００１２】
第３の発明では、第１または第２の発明において、上記吸気通路は吸気管により画成され、少なくとも上記制御弁近傍の吸気管の部分を昇温する昇温処理を実行可能な昇温装置をさらに具備する。
第３の発明によれば、制御弁近傍の吸気管部分が昇温されるため、例えば、制御弁に付着した水滴等が制御弁を通過する低温の空気によって凍結して制御弁が固着してしまうことが防止される。また、昇温装置によって制御弁近傍の吸気管部分が昇温されると、これにより制御弁を通って流れる空気が暖められて膨張する。このため、このような昇温装置を用いた場合には、制御弁通過空気流量が特に制御弁周囲の温度の影響を受けやすい。したがって、このような昇温装置を用いた場合に制御弁周囲の温度を考慮に入れて制御弁通過空気流量を算出することは特に有効である。
なお、制御弁近傍の吸気管部分には、制御弁を収容する構造体（例えば、スロットルボディ）も含まれる。また、昇温装置は、制御弁近傍の吸気管部分だけでなく、制御弁自体を昇温してもよい。
【００１３】
第４の発明では、第３の発明において、上記昇温装置は、上記制御弁に流入する空気の温度が所定温度以下のときに昇温処理を実行し、上記制御弁に流入する空気の温度が所定温度よりも高いときには昇温処理を禁止する。
一般に、機関出力の観点から見ると、燃焼室に流入する空気の温度は低い方が好ましい。第４の発明によれば、制御弁に流入する空気の温度が所定温度以下のとき、すなわち制御弁が凍結・固着してしまう可能性が高いときには昇温処理が実行され、制御弁に流入する空気の温度が所定温度よりも高いとき、すなわち制御弁が凍結・固着してしまう可能性が低いときには昇温処理が禁止される。このため、制御弁の凍結・固着の防止に加えて、昇温処理の必要が無いときには昇温処理が禁止されるため、燃焼室に流入する空気の温度が低く維持され、よって機関出力を高く維持することができる。すなわち、制御弁の凍結・固着の防止と、機関出力の確保とを両立することができる。
なお、上記の「所定温度」とは、制御弁周りの水滴が凍結して、制御弁が固着してしまうような温度であり、例えば０℃である。
【００１４】
【発明の実施の形態】
以下、図面を参照して本発明の実施形態について説明する。図１に概略的に示した機関本体１は筒内噴射型火花点火式内燃機関を示す。しかしながら、本発明を別の火花点火式内燃機関や圧縮自着火式内燃機関に適用してもよい。
【００１５】
図１に示したように、本発明の第一の実施形態では機関本体１はシリンダブロック２と、シリンダブロック２内で往復動するピストン３と、シリンダブロック２上に固定されたシリンダヘッド４とを具備する。ピストン３とシリンダヘッド４との間には燃焼室５が形成される。シリンダヘッド４には各気筒毎に吸気弁６と、吸気ポート７と、排気弁８と、排気ポート９とが配置される。さらに、図１に示したようにシリンダヘッド４の内壁面の中央部には点火プラグ１０が配置され、シリンダヘッド４内壁面周辺部には燃料噴射弁１１が配置される。またピストン３の頂面には燃料噴射弁１１の下方から点火プラグ１０の下方まで延びるキャビティ１２が形成されている。
【００１６】
各気筒の吸気ポート７は吸気枝管１３を介してサージタンク１４に連結され、サージタンク１４は上流側吸気管１５を介してエアクリーナ１６に連結される。
吸気ポート７、吸気枝管１３、サージタンク１４、上流側吸気管１５は全体として吸気管を構成し、この吸気管は空気を燃焼室５内に流入させるために燃焼室５へと連通する吸気通路を画成する。上流側吸気管１５は、ステップモータ１７によって駆動されるスロットル弁１８を有するスロットルボディ１９を有する。すなわち、スロットルボディ１９は上流側吸気管１５の一部を構成する。スロットル弁１８は、吸気管内、すなわち吸気通路を通って流れる空気の流量を調整するための制御弁として用いられる。スロットルボディ１９の外壁面上には、後述する昇温機構５０が設けられる。一方、各気筒の排気ポート９は排気管２０に連結され、この排気管２０は排気浄化装置２１に連結される。
【００１７】
電子制御ユニット（ＥＣＵ）３１はディジタルコンピュータからなり、双方向性バス３２を介して相互に接続されたＲＡＭ（ランダムアクセスメモリ）３３、ＲＯＭ（リードオンリメモリ）３４、ＣＰＵ（マイクロプロセッサ）３５、入力ポート３６および出力ポート３７を具備する。吸気枝管１３には、スロットル弁１８下流の吸気管部分内の吸気ガス（新気およびＥＧＲガス）の圧力を検出するための吸気管内圧力センサ４０が設けられており、吸気管内圧力センサ４０は吸気管内圧力に比例した出力電圧を発生し、この出力電圧が対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。また、排気管１９には、内燃機関から排気通路に排出された排気ガスの圧力および温度をそれぞれ検出するための排気圧センサ４１、排気温度センサ４２が設けられており、同様に出力電圧が対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。
【００１８】
また、スロットル弁１８の開度を検出するためのスロットル開度センサ４３と、内燃機関の周囲の大気温度、または上流側吸気管１５に吸入される空気の温度（吸気温度）を検出するための大気温度センサ４４と、内燃機関の周囲の大気の圧力（大気圧）、または上流側吸気管１５に吸入される空気の圧力（吸気圧）を検出するための大気圧センサ４５とが設けられ、これらセンサの出力電圧は対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。また、アクセルペダル４６にはアクセルペダル４６の踏込み量に比例した出力電圧を発生する負荷センサ４７が接続され、負荷センサ４７の出力電圧は対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。クランク角センサ４８は例えばクランクシャフトが３０度回転する毎に出力パルスを発生し、この出力パルスが入力ポート３６に入力される。ＣＰＵ３５ではこのクランク角センサ４５の出力パルスから機関回転数が計算される。一方、出力ポート３７は対応する駆動回路３９を介して点火プラグ１０、燃料噴射弁１１、ステップモータ１７に接続される。
【００１９】
次に、図２を参照して、本発明において用いられる昇温機構５０について説明する。図２に示したように、昇温機構５０は、スロットルボディ１９の外壁面上に内燃機関の冷却水（以下、「機関冷却水」と称す）が流れる環状流路５１を画成する外壁部材５２を具備する。外壁部材５２は、ほぼ円筒状の円筒板と、ドーナツ状の二つの側板とから形成される。本実施形態において、外壁部材５２はスロットルボディ１９と一体的に形成されているが、別体として形成されてもよい。
【００２０】
外壁部材５２には二つの開口５３、５４が設けられ、これら開口５３、５４には流入流路５５および流出流路５６が連結される。流入流路５５は、機関冷却水を循環させるためのウォータポンプ（図示せず）の出口側に接続されており、流出流路５６はウォータポンプの入口側に接続される。流入流路５５および流出流路５６上にはそれぞれ切替弁５７、５８が設けられる。切替弁５７、５８が開弁しているときには機関冷却水が環状流路５１内に流入して環状流路５１内を循環し、切替弁５７、５８が閉弁しているときには機関冷却水は環状流路５１内には流入せず、よって環状流路５１内を循環しない。なお、流出流路５６上には切替弁５８を設けず、流入流路５５上にのみ切替弁５７を設けるようにしてもよい。
【００２１】
さらに、外壁部材５２には環状流路５１内を流れる機関冷却水の温度を検出するための温度センサ５９が設けられ、この温度センサ５９の出力電圧は対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。なお、環状流路５１内を流れる機関冷却水の温度として、上記温度センサ５９とは別の機関本体１内を流れる機関冷却水の温度を検出するための温度センサ（図示せず）等によって検出された温度を利用してもよい。
【００２２】
一般に、上流側吸気管１５に流入する空気に湿気が含まれていると、吸気管の内壁面等には水滴が付着する。このとき、上流側吸気管１５内を通って流れる空気の温度、すなわち内燃機関の周囲の大気温度が低いと、上流側吸気管１５の内壁面等に付着した水滴が凍結する。このような現象がスロットル弁１８で起こると、スロットル弁１８が凍結により固着し、吸気管を通って流れる空気の流量を調整することができなくなってしまう。これに対して、本発明では、上述したようにスロットルボディ１９周りに機関冷却水を流通させて、スロットルボディ１９およびスロットル弁１８自体を昇温する昇温処理が行われるので、スロットル弁１８の凍結による固着が防止される。
【００２３】
ところが、一般に機関冷却水の温度はスロットル弁１８を通って流れる空気の温度よりも高い。このため、環状流路５１内を機関冷却水が流れている場合、スロットル弁１８を通って流れる空気は、スロットル弁１８を通過するときにスロットルボディ１９等から熱を受けてその温度が上昇する。したがって、燃焼室５に充填される空気の温度も同様に上昇してしまう。一般に、燃焼室５内に充填される空気の温度が低いほど機関出力が上昇するため、この場合、機関出力が低いものとなってしまう。したがって、このような昇温機構５０を具備する内燃機関では、スロットル弁１８が固着して凍結してしまうような場合以外は、スロットルボディ１９を昇温しない方がよい。
【００２４】
そこで本発明では、スロットル弁１８に流入する空気の温度として大気温度センサ４４により大気温度を検出する。検出した大気温度が所定温度、例えば０℃よりも高い場合には、スロットル弁１８が凍結してしまう可能性は非常に低いため、環状流路５１には機関冷却水を流さない。すなわち、切替弁５７、５８を閉弁し、昇温処理を禁止する。逆に、検出した大気温度が０℃以下である場合には、スロットル弁１８が凍結してしまう可能性は高いため、環状流路５１に機関冷却水を流すようにする。すなわち、切替弁５７、５８を開弁し、昇温処理を実行する。こうすることにより、スロットル弁１８が凍結して固着してしまう可能性が高い場合にのみスロットルボディ１９の昇温が行われ、スロットル弁１８が凍結して固着してしまう可能性が低い場合にはスロットルボディ１９の昇温が行われず、よって機関出力が確保される。すなわち、本発明によれば、スロットル弁１８の凍結の防止と、機関出力の低下の防止を両立することができる。
【００２５】
なお、上記切替弁５７、５８の開閉の判定温度、すなわち上記所定温度は０℃でなくてもよい。例えば、安全性を考慮して、上記所定温度を０℃よりも僅かに高い温度にしてもよい。また、一般に、吸気通路内を流れる空気の圧力は大気圧よりも低いことが多く、このため水の凝固点が上昇することを考慮して、上記所定温度を０℃よりも僅かに低い温度にしてもよい。
【００２６】
また、上記実施形態では、スロットルボディ１９、すなわちスロットル弁１８近傍の吸気管部分や、スロットル弁１８自体の温度を昇温するために機関冷却水をスロットルボディ１９周りに流すようにしているが、電気ヒータを用いる等、他の方法でスロットル弁１８近傍の吸気管部分やスロットル弁１８自体を昇温するようにしてもよい。
【００２７】
さらに、上記実施形態では、スロットル弁１８に流入する空気の温度として大気温度センサの出力を用いているが、他のセンサの出力等を利用してもよい。例えば、スロットル弁１８の吸気上流において上流側吸気管１５内を流れる空気の温度を検出するための温度センサを設けた場合、その温度センサの出力を利用してもよい。
【００２８】
次に、図３を参照してスロットルボディ１９を昇温するための制御の制御ルーチンについて説明する。まずステップ１０１において、大気温度が所定温度、本実施形態では０℃以下であるか否かが判別される。大気温度が０℃以下であると判別された場合には、ステップ１０２へと進む。ステップ１０２では、切替弁５７、５８が開弁され、よって環状流路５１内に機関冷却水が流通せしめられ、昇温処理が実行される。そして、制御ルーチンが終了せしめられる。一方、ステップ１０１において、大気温度が０℃よりも高いと判別された場合には、ステップ１０３へと進む。ステップ１０２では、切替弁５７、５８が閉弁され、よって環状流路５１内には機関冷却水は流通せしめられず、昇温処理が禁止される。そして、制御ルーチンが終了せしめられる。
【００２９】
ところで、内燃機関の制御装置では、内燃機関の燃焼室５において燃焼される混合気の空燃比を目標空燃比にするためには、吸気弁が閉じたときに燃焼室５内に充填されている吸気ガスの量（以下、「筒内充填ガス量Ｍｃ」と称す）を推定し、推定された筒内充填ガス量Ｍｃに基づいて混合気の空燃比が目標空燃比となるように燃料噴射弁によって内燃機関の燃焼室５（または吸気通路）に噴射する燃料の量（以下、「燃料噴射量」と称す）を定めている。したがって、内燃機関の燃焼室５において燃焼される混合気の空燃比を正確に目標空燃比とするためには、筒内充填ガス量Ｍｃを正確に推定する必要がある。
【００３０】
通常、筒内充填ガス量Ｍｃは、流量センサ（エアフロメータ）等の多数のセンサ、およびこれらセンサからの出力値を引数とした多数のマップから推定される。ところが、このようにマップを用いて筒内充填ガス量Ｍｃを推定する場合、推定される筒内充填ガス量Ｍｃの値をより正確なものにするためには、必要なマップの数およびその引数の数が多くなる。このようにマップの数が多くなると、マップを保存するためのＥＣＵのＲＯＭを記憶容量の大きいものにしなければならず、内燃機関の制御装置の製造コストが高くなってしまう。さらに、各マップを作成するにはマップが用いられる内燃機関の形式毎に適合作業を行わなければならないが、この適合作業における測定点はマップの数およびその引数の数に応じて増大するため、マップの数およびその引数の数が多くなると適合作業の工数も増大してしまう。
【００３１】
そこで、マップを用いずに様々なモデルを用いて、数値計算により筒内充填ガス量Ｍｃを算出する内燃機関の制御装置が検討されている。このような制御装置では、数値計算を多用することにより必要なマップの数を極力減らすようにしており、これにより適合作業を行う際の工数を大幅に削減しながらも、筒内充填ガス量Ｍｃを正確に算出することができる。このような制御装置のうち本願出願人により提案されたものの一つに、図４に示した吸入ガス量モデルＭ１０を搭載した制御装置がある。以下、図４を参照して、この吸入ガス量モデルＭ１０について簡単に説明する。
【００３２】
吸入ガス量モデルＭ１０は、図４に示したようにスロットルモデルＭ１１、吸気管モデルＭ１２、吸気弁モデルＭ１３を備える。スロットルモデルＭ１１には、スロットル開度センサ４３によって検出されたスロットル弁１８の開度（以下、「スロットル開度」と称す）θｔと、大気圧センサ４５によって検出された内燃機関周囲の大気圧（または、上流側吸気管１５に吸入される空気の圧力）Ｐａと、大気温度センサ４４によって検出された内燃機関周囲の大気温度（または、上流側吸気管１５に吸入される空気の温度）Ｔａと、後述する吸気管モデルＭ１２において算出されたスロットル弁１８から吸気弁６までの吸気枝管１３等の吸気管部分（以下、「スロットル弁１８下流の吸気管部分」と称す）内の圧力（以下、「吸気管内圧力」と称す）Ｐｍとが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述するスロットルモデルＭ１１のモデル式に代入することで、単位時間当たりにスロットル弁１８を通過する空気の流量（以下、「スロットル弁通過空気流量」と称す）ｍｔが算出される。スロットルモデルＭ１１において算出されたスロットル弁通過空気流量ｍｔは、吸気管モデルＭ１２へ入力される。
【００３３】
吸気管モデルＭ１２には、スロットルモデルＭ１１において算出されたスロットル弁通過空気流量ｍｔと、以下で詳述する単位時間当たりに燃焼室５内に流入する吸気ガスの流量（以下、「筒内吸入ガス流量」と称す。なお、筒内吸入ガス流量ｍｃの定義については、吸気弁モデルＭ１３において詳述する）ｍｃとが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述する吸気管モデルＭ１２のモデル式に代入することで、吸気管内圧力Ｐｍと、スロットル弁１８下流の吸気管部分内に存在する吸気ガスの温度（以下、「吸気管内温度Ｔｍ」と称す）とが算出される。吸気管モデルＭ１２において算出された吸気管内圧力Ｐｍと吸気管内温度Ｔｍは共に吸気弁モデルＭ１３へ入力され、さらに吸気管内圧力ＰｍはスロットルモデルＭ１１にも入力される。
【００３４】
吸気弁モデルＭ１３には、吸気管モデルＭ１２において算出された吸気管内圧力Ｐｍおよび吸気管内温度Ｔｍの他に大気温度Ｔａが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述する吸気弁モデルＭ１３のモデル式に代入することで、筒内吸入ガス流量ｍｃが算出される。算出された筒内吸入ガス流量ｍｃは、筒内充填ガス量Ｍｃに変換され、この筒内充填ガス量Ｍｃに基づいて燃料噴射弁からの燃料噴射量が決定される。また、吸気管モデルＭ１３において算出された筒内吸入ガス流量ｍｃは吸気管モデルＭ１２に入力される。
【００３５】
図４から分かるように、吸入ガス量モデルＭ１０では或るモデルにおいて算出されたパラメータの値が別のモデルへの入力値として利用されるので、吸入ガス量モデルＭ１０全体では、実際に入力される値はスロットル開度θｔ、大気圧Ｐａ、および大気温度Ｔａの三つのパラメータのみであり、これら三つのパラメータから筒内充填ガス量Ｍｃが算出される。
【００３６】
次に、吸入ガス量モデルＭ１０のうちのスロットルモデルＭ１１ついて説明する。スロットルモデルＭ１１では、大気圧Ｐａ、大気温度Ｔａ、吸気内圧力Ｐｍ、スロットル開度θｔから、下記式（３）に基づいてスロットル弁通過空気流量ｍｔが算出される。ここで、式（３）におけるμはスロットル弁における流量係数であり、これについては以下に詳述する。また、Ａｔはスロットル弁１８の開口断面積を示し、スロットル弁開度θｔの関数であり、図５に示したようなマップから定まる。また、Ｒａは気体定数に関する定数であり、実際には気体定数を１ｍｏｌ当たりの気体（空気）の質量Ｍ_ｌｍｏｌで除算した値である。
【数３】

【００３７】
また、Φ（Ｐｍ／Ｐａ）は下記式（４）に示した関数であり、この式（４）におけるκは比熱比（一定値とする）である。この関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）は図６に示したようなグラフに表すことができるので、実際には式（４）を用いて計算するのではなく、このようなグラフをマップとしてＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に保存し、このマップからΦ（Ｐｍ／Ｐａ）の値を求めるようにしてもよい。
【数４】

【００３８】
これらスロットルモデルＭ１１の式（３）および式（４）は、スロットル弁１８上流の気体の圧力を大気圧Ｐａ、スロットル弁１８上流の気体の温度を大気温度Ｔａ、スロットル弁１８の下流の気体の圧力を吸気管内圧力Ｐｍとして、図７に示したようなスロットル弁１８のモデルに対して、質量保存則、エネルギ保存則および運動量保存則を適用し、さらに気体の状態方程式、比熱比の定義式、およびマイヤーの関係式を利用することによって得られる。
【００３９】
次に、スロットルモデルＭ１１の式（３）における流量係数μについて説明する。上述したように、本発明では、スロットルボディ１９周りに機関冷却水を流すことができる。この場合、上述したように機関冷却水の温度はスロットル弁１８に流入する空気の温度、すなわち大気温度よりも高いので、スロットル弁１８を通過する空気はスロットル弁１８近傍で膨張する。このため機関冷却水の温度が高いほど、空気がスロットル弁１８を通過しにくくなる。したがって、機関冷却水の温度が高いほどスロットル弁通過空気流量が減少し、機関冷却水の温度が低いほどスロットル弁通過空気流量が増大する。
【００４０】
そこで、本発明では、スロットル弁１８近傍の吸気管（スロットルボディ１９）等の温度、すなわち機関冷却水の温度Ｔｗに応じて、式（３）の流量係数μを変更するようにしている。ここで、機関冷却水の温度Ｔｗと流量係数μとの関係は図８（ａ）に示したように直線で近似できる。
【００４１】
また、流量係数μは、機関回転数Ｎｅによっても変化する。一般に、機関回転数Ｎｅが増大すればスロットル弁１８を通過する空気の流速が速くなる。このように空気の流速が速くなると、スロットル弁１８を通過する空気とスロットル弁１８やスロットルボディ１９との間の粘性の影響が大きくなり、流量係数μが低下する。逆に、機関回転数Ｎｅが低下すればスロットル弁１８を通過する空気の流速は遅くなり、したがって粘性の影響も小さくなるため、流量係数μは増大する。このような関係を、図８（ｂ）に示す。
【００４２】
さらに、流量係数μは、スロットル開度θｔによっても変化する。流量係数μとスロットル開度θｔとの関係は、スロットル弁１８の形状等によって異なり、本実施形態においては図８（ｃ）のような関係となる。この理由としては、スロットル弁１８が僅かに開弁している時、すなわちスロットル開度θｔが小さい時には、スロットル弁１８を通過する空気とスロットル弁１８との接触面積が広く、したがってスロットル弁１８を通過する空気とスロットル弁１８との間の粘性の影響が大きくなり、一方、スロットル弁１８が大きく開弁している時、すなわちスロットル開度θｔが大きい時には、スロットル弁１８を通過する空気とスロットル弁１８との接触面積は狭く、したがってスロットル弁１８を通過する空気とスロットル弁１８との間の粘性の影響が小さくなることが挙げられる。
【００４３】
したがって、流量係数μは、機関冷却水の温度Ｔｗと、機関回転数Ｎｅと、スロットル開度θｔとの三つのパラメータに応じて定まる係数である。そこで、本実施形態においては、これら三つのパラメータを引数とする三次元マップを予め実験的にまたは計算によって求め、ＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に保存する。そして、スロットルモデルＭ１１によってスロットル弁通過空気流量ｍｔを算出する毎に、機関冷却水温Ｔｗを温度センサ５９によって検出し、機関回転数Ｎｅをクランク角センサ４８によって算出し、スロットル開度θｔをスロットル開度センサ４３によって検出し、これら検出および算出した三つのパラメータと、上記三次元マップとに基づいて流量係数μを算出する。算出した流量係数μを式（３）に代入して計算することにより、スロットル弁通過空気流量ｍｔが算出される。
【００４４】
このように、スロットルボディ１９の温度、すなわち機関冷却水の温度Ｔｗを考慮してスロットル弁通過空気流量ｍｔを算出することで、算出されるスロットル弁通過空気流量ｍｔを、より正確な実際の空気流量に近い値とすることができる。特に、本実施形態のように、スロットルボディ１９周りに機関冷却水を流通させてスロットルボディ１９を昇温させる場合、スロットル弁１８を通過する空気がスロットル弁１８近傍において膨張する程度は大きく、機関冷却水の温度Ｔｗに応じてスロットル弁通過空気流量ｍｔが大きく異なるため、機関冷却水の温度Ｔｗに基づいてスロットル弁通過空気流量ｍｔを補正することが特に効果的である。
【００４５】
なお、上記実施形態では、機関冷却水の温度Ｔｗに基づいて流量係数を算出するようにしているが、大気温度（または、吸気管に流入する空気の温度）Ｔａと機関冷却水の温度Ｔｗとの差ΔＴ（＝Ｔｗ−Ｔａ）に基づいて流量係数μを定めるようにしてもよい。また、流量係数μは、機関冷却水の温度ではなく、スロットル弁を通過する空気の温度、スロットル弁近傍の吸気管部分の温度、スロットル弁近傍の吸気管部分の外側における空気の温度等、スロットル弁周囲の温度であれば如何なる温度に基づいて算出されてもよい。
【００４６】
また、上記実施形態では、機関冷却水の温度Ｔｗをスロットル弁１８近傍の吸気管部分の温度としている。しかしながら、別のパラメータをスロットル弁１８近傍の吸気管部分の温度としてもよい。例えば、スロットル弁１８近傍の吸気管、またはスロットルボディ１９の温度を直接検出してもよいし、昇温装置としてヒータを設けた場合には、ヒータの温度をスロットル弁１８近傍の吸気管の温度としてもよい。
【００４７】
さらに、上述したような昇温装置５０を設けない場合であっても、機関本体１から発生する熱等によってスロットル弁１８近傍の吸気管部分の温度が上昇し、吸気管に流入する空気の温度よりも高くなっていることが多い。したがって、昇温装置が設けない場合であっても本発明のスロットルモデルＭ１１を利用することは効果的である。
【００４８】
次に、スロットルモデルＭ１１を内燃機関の制御装置に実装して、実際にスロットル弁通過空気流量ｍｔを算出する場合について説明する。時刻ｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ）は、スロットルモデルＭ１１の式（３）より導出される下記式（５）によって算出される。なお、θｔ（ｔ）は、時刻ｔにおけるスロットル開度を意味する。また、μ（ｔ）は、時刻ｔにおける機関冷却水の温度Ｔｗ（ｔ）、時刻ｔにおける機関回転数Ｎｅ（ｔ）、時刻ｔにおけるスロットル開度θｔ（ｔ）および上記三次元マップから算出される時刻ｔにおける流量係数である。
【数５】

【００４９】
次に、図９に示したフローチャートを参照して、時刻ｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ）を算出するための制御の流れについて説明する。まず、ステップ１２１において、クランク角センサ４８の出力に基づいて時刻ｔにおける機関回転数Ｎｅ（ｔ）が算出され、スロットル開度センサ４３によって時刻ｔにおけるスロットル開度θｔ（ｔ）が検出され、温度センサ５９によって時刻ｔにおける機関冷却水の温度Ｔｗ（ｔ）が検出される。次いで、ステップ１２２では、上記ステップ１２１で検出および算出された三つのパラメータと、上述した三次元マップとに基づいて時刻ｔにおける流量係数μ（ｔ）が算出される。
【００５０】
次いで、ステップ１２３では、時刻ｔにおけるスロットル開度θｔ（ｔ）に対する開口断面積Ａｔ（θｔ（ｔ））が算出され、後述する吸気管モデルＭ１２によりまたは吸気管内圧力センサ４０により時刻ｔにおける吸気管内圧力Ｐｍ（ｔ）が算出または検出される。そして、ステップ１２４において、大気圧Ｐａおよび時刻ｔにおける吸気管内圧力Ｐｍ（ｔ）と、図６に示したマップとから、Φ（Ｐｍ（ｔ）／Ｐａ）が算出される。次いで、ステップ１２５では、上記ステップ１２２、１２４で検出または算出された各パラメータの値を式（４）に代入することにより、時刻ｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ）が算出される。
【００５１】
次に、吸気管モデルＭ１２および吸気弁モデルＭ１３について説明する。なお、吸気管モデルＭ１２および吸気弁モデルＭ１３については従来から提案されているものであるため、本明細書においては簡単に説明する。吸気管モデルＭ１２では、スロットル弁通過空気流量ｍｔ、筒内吸入ガス流量ｍｃ、および大気温度Ｔａから、下記式（６）および式（７）に基づいて吸気管内圧力Ｐｍおよび吸気管内温度Ｔｍが算出される。なお、式（６）および式（７）におけるＶｍはスロットル弁１８から吸気弁６までの吸気枝管１３等の部分（スロットル弁１８下流の吸気管部分）の容積に等しい定数である。
【数６】

【００５２】
ここで、吸気管モデルＭ１２について図１０を参照して説明する。スロットル弁１８下流の吸気管部分の総気体量（総吸気ガス量）をＭとすると、総気体量Ｍの時間的変化は、スロットル弁１８下流の吸気管部分に流入する気体の流量、すなわちスロットル弁通過空気流量ｍｔと、スロットル弁１８下流の吸気管部分から流出する気体の流量、すなわち筒内吸入ガス流量ｍｃとの差に等しいため、質量保存則により下記式（８）が得られ、この式（８）および気体の状態方程式（Ｐｍ・Ｖｍ＝Ｍ・Ｒ・Ｔｍ）より、上記式（６）が得られる。
【数７】

【００５３】
また、スロットル弁１８下流の吸気管部分内の気体のエネルギＭ・Ｃｖ・Ｔｍの時間的変化量は、スロットル弁１８下流の吸気管部分に流入する気体のエネルギとスロットル弁１８下流の吸気管部分から流出する気体のエネルギとの差に等しい。このため、吸気管部分に流入する気体の温度を大気温度Ｔａ、スロットル弁１８下流の吸気管部分から流出する気体の温度を吸気管内温度Ｔｍとすると、エネルギ保存則により下記式（９）が得られ、この式（９）および上記気体の状態方程式より、上記式（７）が得られる。
【数８】

【００５４】
吸気弁モデルＭ１３では、吸気管内圧力Ｐｍ、吸気管内温度Ｔｍ、および大気温度Ｔａから、下記式（１０）に基づいて、筒内吸入ガス流量ｍｃが算出される。なお、式（１０）におけるａ、ｂは、機関回転数Ｎｅから、さらに吸気弁６の位相角（バルブタイミング）および作用角を変更できる可変動弁機構を備えた内燃機関の場合には吸気弁６の位相角、作用角から定まる値である。
【数９】

【００５５】
上述した吸気弁モデルＭ１３について図１１を参照して説明する。一般に、吸気弁６が閉じたときに燃焼室５内に充填されている吸気ガスの量である筒内充填ガス量Ｍｃは、吸気弁６が閉弁するとき（吸気弁閉弁時）に確定し、吸気弁閉弁時の燃焼室５内の圧力に比例する。また、吸気弁閉弁時の燃焼室５内の圧力は吸気弁上流の気体の圧力、すなわち吸気管内圧力Ｐｍと等しいとみなすことができる。したがって、筒内充填ガス量Ｍｃは、吸気管内圧力Ｐｍに比例すると近似することができる。
【００５６】
ここで、単位時間当たりにスロットル弁１８下流の吸気管部分から流出する全吸気ガスの量を平均化したもの、または単位時間当たりにスロットル弁１８下流の吸気管部分から全ての燃焼室５に吸入される吸気ガスの量を一つの気筒の吸気行程に亘って（後述するように本実施形態ではクランク角１８０°分）平均化したものを筒内吸入ガス流量ｍｃ（以下で詳述する）とすると、筒内充填ガス量Ｍｃが吸気管内圧力Ｐｍに比例することから、筒内吸入ガス流量ｍｃも吸気管内圧力Ｐｍに比例すると考えられる。このことから、理論および経験則に基づいて、上記式（１０）が得られる。なお、式（１０）における値ａは比例係数であり、値ｂは燃焼室５内に残存していた既燃ガスを表す値（排気弁８閉弁時に燃焼室５内に残る既燃ガス量を後述する時間ΔＴ_{１８０ °}で除算したものと考えられる）である。また、実際の運転では過渡時に吸気管内温度Ｔｍが大きく変化する場合があるため、これに対する補正として理論および経験則に基づいて導かれたＴａ／Ｔｍが乗算されている。
【００５７】
ここで、筒内吸入ガス流量ｍｃについて、図１２を参照して内燃機関が４気筒である場合について説明する。なお、図１２は横軸がクランクシャフトの回転角度、縦軸が単位時間当たりにスロットル弁１８下流の吸気管部分から燃焼室５に実際に流入する吸気ガスの流量である。図１２に示したように、４気筒の内燃機関では、吸気弁６が例えば１番気筒、３番気筒、４番気筒、２番気筒の順に開弁し、各気筒に対応する吸気弁６の開弁量に応じてスロットル弁１８下流の吸気管部分から各気筒の燃焼室５内へ吸気ガスが流入する。例えば、スロットル弁１８下流の吸気管部分から各気筒の燃焼室５内に流入する吸気ガスの流量の変位は図１４に破線で示した通りであり、これを総合してスロットル弁１８下流の吸気管部分から全気筒の燃焼室に流入する吸気ガスの流量は図１２に実線で示した通りである。また、例えば１番気筒への筒内充填ガス量Ｍｃは図１２に斜線で示した通りである。
【００５８】
これに対して、実線で示した吸気管から全ての気筒の燃焼室に流入する吸気ガスの量を平均化したものが筒内吸入ガス流量ｍｃであり、図中に一点鎖線で示す。そして、この一点鎖線で示した筒内吸入ガス流量ｍｃに、４気筒の場合にはクランクシャフトが１８０°（すなわち、４ストローク式内燃機関において１サイクル中にクランクシャフトが回転する角度７２０°を気筒数で割った角度）回転するのにかかる時間ΔＴ_{１８０ °}を乗算したものが筒内充填ガス量Ｍｃとなる。したがって、吸気弁モデルＭ１３で算出された筒内吸入ガス流量ｍｃにΔＴ_{１８０ °}を乗算することで、筒内充填ガス量Ｍｃが算出される（Ｍｃ＝ｍｃ・ΔＴ_{１８０ °}）。より詳細には、筒内充填ガス量Ｍｃが吸気弁閉弁時の圧力に比例することを考慮して、吸気弁閉弁時の筒内吸入ガス流量ｍｃにΔＴ_{１８０ °}を乗算したものが筒内充填ガス量Ｍｃとされる。
【００５９】
次に、上記吸入ガス量モデルＭ１０を内燃機関の制御装置に実装して、実際に筒内充填ガス量Ｍｃを算出する場合について説明する。筒内充填ガス量Ｍｃは吸入ガス量モデルＭ１０を用いて、式（６）、式（７）、および式（１０）を解くことにより表される。この場合、ＥＣＵ３１で処理するために、これらの式を離散化する必要がある。時刻ｔ、計算間隔Δｔを用いて、式（６）、式（７）、および式（１０）を離散化すると、それぞれ下記式（１１）、式（１２）、および式（１３）が得られる。なお、吸気管内温度Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）は、式（１１）および式（１２）によってそれぞれ算出されたＰｍ／Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）およびＰｍ（ｔ＋Δｔ）から、式（１４）によって算出される。
【数１０】

【００６０】
このようにして実装された吸入ガス量モデルＭ１０では、スロットルモデルＭ１１の式（５）で算出された時刻ｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ）と、吸気弁モデルＭ１３の式（１３）で算出された時刻ｔにおける筒内吸入ガス流量ｍｃ（ｔ）とが、吸気管モデルＭ１２の式（１１）および式（１２）に代入され、これにより時刻ｔ＋Δｔにおける吸気管内圧力Ｐｍ（ｔ＋Δｔ）および吸気管内温度Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）が算出される。次いで、算出されたＰｍ（ｔ＋Δｔ）およびＴｍ（ｔ＋Δｔ）は、スロットルモデルＭ１１および吸気弁モデルＭ１３の式（５）および式（１３）に代入され、これにより時刻ｔ＋Δｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ＋Δｔ）および筒内吸入ガス流量ｍｃ（ｔ＋Δｔ）が算出される。そして、このような計算を繰り返すことによって、スロットル弁開度θｔ、大気圧Ｐａ、および大気温度Ｔａから、任意の時刻ｔにおける筒内吸入ガス流量ｍｃが算出され、算出された筒内吸入ガス流量ｍｃに上記時間ΔＴ_{１８０ °}を乗算することで、任意の時刻ｔにおける筒内充填ガス量Ｍｃが算出される。
【００６１】
なお、内燃機関の始動時には、すなわち時刻ｔ＝０においては、吸気管内圧力Ｐｍは大気圧と等しい（Ｐｍ（０）＝Ｐａ）とされ、吸気管内温度Ｔｍは大気温度と等しい（Ｔｍ（０）＝Ｔａ）とされて、各モデルＭ１１〜Ｍ１３における計算が開始される。
【００６２】
なお、上記吸入ガス量モデルＭ１０では、大気温度Ｔａおよび大気圧Ｐａが一定であるとしているが、時刻によって変化する値としてもよく、例えば、大気温度を検出するための大気温度センサ４４によって時刻ｔにおいて検出された値を大気温度Ｔａ（ｔ）、大気圧を検出するための大気圧センサ４５によって時刻ｔにおいて検出された値を大気圧Ｐａ（ｔ）として上記式（５）、式（１２）、および式（１３）に代入するようにしてもよい。
【００６３】
次に、本発明の第二実施形態の制御装置について説明する。第二実施形態の制御装置の構成は第一実施形態の制御装置の構成と同様である。ただし、第二実施形態におけるスロットルモデルＭ１１’は、第一実施形態におけるスロットルモデルＭ１１と部分的に異なる。
【００６４】
第一実施形態におけるスロットルモデルＭ１１では、流量係数μを機関冷却水の温度Ｔｗと機関回転数Ｎｅとスロットル開度θｔとの三つのパラメータを引数とする三次元マップから算出している。これに対して、第二実施形態におけるスロットルモデルＭ１１’では、機関回転数Ｎｅとスロットル開度θｔとの二つのパラメータを引数として暫定流量係数μ’の二次元マップを予め実験的に求め、ＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に保存する。ここで暫定流量係数μ’は、環状流路５１に機関冷却水を流していない場合、すなわちスロットル弁１８を通過するときに空気がほとんど膨張せず、スロットル弁通過空気流量にほとんど影響を及ぼさない場合における流量係数である。したがって、環状流路５１に機関冷却水を流していない場合には、この暫定流量係数μ’がそのまま流量係数μとして式（５）に代入される。
【００６５】
一方、環状流路５１に機関冷却水を流している場合、機関冷却水の温度Ｔｗに基づいて暫定流量係数μ’を補正して、流量係数μを算出する。この補正は下記式（１５）によって行われる。そして、式（１５）によって算出された流量係数μが式（５）に代入され、第一実施形態におけるスロットルモデルＭ１１と同様にスロットル弁通過空気流量ｍｔが算出される。なお、式（１５）は図８（ａ）に示した直線と同様な直線を表す式であり、式（１５）におけるｃ、ｄは定数であり、実験的にまたは計算によって求められる。
【数１１】

【００６６】
次に、図１３に示したフローチャートを参照して、時刻ｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ）を算出するための制御の流れについて説明する。ステップ１４１、１４６〜１４８はそれぞれ図９のステップ１２１、１２３〜１２５と同様であるため説明を省略する。ステップ１４２では、時刻ｔにおける機関回転数Ｎｅ（ｔ）と、時刻ｔにおけるスロットル開度θｔ（ｔ）と、上述した二次元マップとに基づいて時刻ｔにおける暫定流量係数μ’（ｔ）が算出される。
【００６７】
次いで、ステップ１４３では、昇温機構５０の切替弁５７、５８が開弁しているか否かが判別され、切替弁５７、５８が開弁していると判別された場合には、ステップ１４４へと進む。ステップ１４４では、上述した式（１５）より導出される下記式（１６）によって暫定流量係数μ’（ｔ）と、時刻ｔにおける機関冷却水の温度Ｔｗ（ｔ）とから時刻ｔにおける流量係数μ（ｔ）が算出され、ステップ１４６へと進む。
【数１２】

【００６８】
一方、ステップ１４３において、切替弁５７、５８が開弁していないと判別された場合にはステップ１４５へと進む。ステップ１４５では、ステップ１４２において算出された時刻ｔにおける暫定流量係数μ’（ｔ）がそのまま時刻ｔにおける流量係数μ（ｔ）とされる。
【００６９】
本実施形態によれば、昇温機構５０の環状流路５１に機関冷却水を流通させない場合には、スロットル弁通過空気流量ｍｔを算出するのに機関冷却水の温度を考慮していない。したがって、例えば、機関本体１内を流れる機関冷却水の温度を検出する温度センサの出力に基づいて上述した機関冷却水の温度Ｔｗを検出しているときに、環状流路５１に機関冷却水を流通させていないのに機関本体１内の機関冷却水の温度に基づいてスロットル弁通過空気流量ｍｔを補正してしまうのが防止される。
【００７０】
【発明の効果】
本発明によれば、上流側吸気通路内圧力と、下流側吸気通路内圧力と、制御弁開度とに基づいてだけでなく、制御弁周囲の温度に基づいて制御弁通過空気流量を算出するため、より正確にスロットル弁通過空気量を算出することができる。
【００７１】
第４の発明によれば、制御弁近傍の吸気管の部分または制御弁自体を昇温する必要がある時にのみこれらの昇温処理を行うようにすることにより、制御弁の凍結・固着の防止と、機関出力の確保とを両立することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の制御装置を備えた内燃機関全体を示す図である。
【図２】スロットルボディに配置された昇温機構を示す図である。
【図３】昇温機構の制御のフローチャートである。
【図４】本発明で用いられる吸入ガス量モデルを示す図である。
【図５】スロットル弁開度と開口断面積との関係を示す図である。
【図６】関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）を示す図である。
【図７】スロットルモデルの基本概念を示す図である。
【図８】流量係数と、機関冷却水の温度、機関回転数、およびスロットル開度との関係を示す図である。
【図９】本発明のスロットルモデルにおける制御の流れを示すフローチャートである。
【図１０】吸気管モデルの基本概念を示す図である。
【図１１】吸気弁モデルの基本概念を示す図である。
【図１２】筒内充填ガス量および筒内吸気ガス量の定義に関する図である。
【図１３】本発明の第二実施形態のスロットルモデルにおける制御の流れを示すフローチャートである。
【符号の説明】
１…機関本体
５…燃焼室
６…吸気弁
７…吸気ポート
８…排気弁
１１…燃料噴射弁
１３…吸気枝管
１４…サージタンク
１５…上流側吸気管
１８…スロットル弁
１９…スロットルボディ
５０…昇温機構[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a control device for an internal combustion engine.
[0002]
[Prior art]
In order to optimize the air-fuel ratio of the air-fuel mixture burned in the combustion chamber of the internal combustion engine, the amount of intake gas filled in the combustion chamber when the intake valve is closed (hereinafter referred to as “cylinder charge gas”). It is necessary to accurately estimate the quantity). Usually, the cylinder filling gas amount is estimated from a large number of sensors such as a flow rate sensor (air flow meter) and a large number of maps using output values from these sensors as arguments. However, if the cylinder charge gas amount is estimated using the map in this way, the number of necessary maps and the number of arguments increase, and this increases the number of map search operations when calculating the cylinder charge gas amount. There is a problem that the load increases.
[0003]
Furthermore, in order to calculate the in-cylinder charged gas amount based on the map as described above, it is necessary to perform a so-called adapting operation of creating each map based on actual measurement for each type of each internal combustion engine. Since the measurement points in this calibration work increase with the number of arguments in the map, if the number of arguments increases, the number of man-hours for calibration will increase, and the number of arguments will only increase by one. There is a problem of increasing by a factor of ten.
[0004]
Thus, in recent years, it has been studied to calculate the cylinder charge gas amount by reducing the number of maps and arguments by using an intake gas amount model expressed by an equation based on fluid dynamics. One of the intake gas amount models M10 includes, for example, a throttle model M11, an intake pipe model M12, and an intake valve model M13, which will be described later. By using these models, the throttle valve opening degree and the atmospheric pressure are used. The amount of gas charged in the cylinder is obtained from the atmospheric temperature.
[0005]
More specifically, the throttle model M11 is based on the energy conservation law, the momentum conservation law, the mass conservation law, and the equation of state, and from the throttle valve opening, the atmospheric pressure, and the atmospheric temperature, the flow rate of air passing through the throttle valve ( Hereinafter, it is referred to as “throttle valve passage air flow rate”). The intake pipe model M12 is based on the energy conservation law, the mass conservation law, and the state equation, and the throttle valve passage air flow rate calculated in the throttle model M11 and the cylinder intake gas flow rate calculated in the later-described intake valve model M13. From this, the intake pipe pressure and the intake pipe temperature are calculated. Further, the intake valve model M13 is based on an approximate expression derived from an empirical rule that the cylinder charge gas amount is substantially proportional to the intake pipe pressure, and the intake pipe pressure, the intake pipe temperature calculated in the intake pipe model M12, The flow rate of the intake gas flowing into the combustion chamber (hereinafter referred to as “cylinder intake gas flow rate”) and the cylinder charge gas amount are calculated from the atmospheric temperature.
[0006]
Thus, by calculating the in-cylinder charged gas amount using the intake gas amount model, the number of maps to be stored in the ECU is reduced, and the number of man-hours for performing the adaptation can be reduced. Moreover, since the calculation formula used for each model is relatively simple, the control load can be reduced as compared with the case of using a map.
[0007]
[Patent Document 1]
JP 2001-280202 A
[Patent Document 2]
JP 2001-41095 A
[0008]
[Problems to be solved by the invention]
As described above, in the throttle model M11, the throttle valve passage air flow rate is calculated based on the throttle valve opening, the atmospheric pressure, the atmospheric temperature, the intake pipe pressure, and the like. However, since the flow path resistance with respect to the air passing through the throttle valve changes according to the temperature around the throttle valve, for example, the temperature of the portion of the intake pipe near the throttle valve, the flow rate of air passing through the throttle valve also changes depending on the temperature around the throttle valve. .
However, in the throttle model M11 described above, in calculating the throttle valve passage air flow rate, the temperature around the throttle valve is not taken into consideration, and thus the throttle valve passage air amount cannot be accurately calculated.
[0009]
Accordingly, an object of the present invention is to provide a control device for an internal combustion engine that can more accurately calculate the amount of air passing through the throttle valve.
[0010]
[Means for Solving the Problems]
In order to solve the above-described problem, the first invention includes an intake passage that leads to a combustion chamber of an internal combustion engine, and a control valve that adjusts a flow rate of air passing through the intake passage, and further includes at least the control valve. Control valve passage for calculating the control valve passage air flow rate based on the upstream intake passage pressure on the intake upstream side, the downstream intake passage pressure on the intake downstream side of the control valve, and the opening of the control valve An internal combustion engine control device comprising an air flow rate calculation means and controlling the internal combustion engine based on the control valve passage air flow rate calculated by the control valve passage air flow rate calculation means, and a temperature detection for detecting a temperature around the control valve The control valve passage air flow rate calculation means is further detected by the temperature detection device in addition to the upstream intake passage pressure, the downstream intake passage pressure and the control valve opening. Calculating the gas flow passing through the control valve based on the temperature of the surrounding valve.
In the first aspect of the invention, the control valve passage air flow rate calculation means uses at least four parameters of the upstream side intake passage pressure, the downstream side intake passage pressure, the control valve opening degree, and the temperature around the control valve as arguments. The control valve passage gas flow rate is calculated from the above map or from the calculation formula based on the above parameters. Therefore, according to the first aspect, the control valve passage air flow rate calculating means uses the map or the calculation formula to calculate the upstream side intake passage pressure, the downstream side intake passage pressure, and the control valve opening degree. Since the control valve passing air flow rate is calculated not only based on the temperature around the control valve but also based on the temperature around the control valve, the control valve passing air flow rate can be calculated more accurately.
The “temperature around the control valve” means, for example, the temperature of the air passing through the control valve, the temperature of the intake pipe near the control valve (hereinafter referred to as “the intake pipe near the control valve”), the control valve It means the temperature of the air outside the nearby intake pipe portion. Further, for example, when the engine cooling water is circulated around the intake pipe portion in the vicinity of the control valve, it means the temperature of the engine cooling water.
[0011]
In a second invention, in the first invention, the control valve passage gas flow rate calculating means is characterized in that μ is a flow coefficient in the control valve, Ae is an opening sectional area of the control valve, Pa is the pressure in the upstream intake passage, Ta Is the temperature of the control valve passing air, Pm is the pressure in the downstream side intake passage, Re is a constant, and Φ (Pm / Pa) is a coefficient determined according to the value of Pm / Pa. The control valve passage gas flow rate mt was calculated, and the flow coefficient μ was changed according to the temperature around the control valve.
[Expression 2]

According to the second invention, the control valve passage air flow rate calculating means calculates the control valve passage air flow rate not by a map prepared in advance, but by numerical calculation. For this reason, it is possible to solve both the problem of matching that occurs when the map is used and the problem of the accuracy of the value of the calculated control valve passage air flow rate.
[0012]
According to a third invention, in the first or the second invention, the intake passage is defined by an intake pipe, and a temperature raising device capable of executing a temperature raising process for raising the temperature of at least a portion of the intake pipe in the vicinity of the control valve Is further provided.
According to the third invention, since the temperature of the intake pipe near the control valve is raised, for example, water droplets adhering to the control valve are frozen by low-temperature air passing through the control valve and the control valve is fixed. Is prevented. Further, when the temperature of the intake pipe in the vicinity of the control valve is raised by the temperature raising device, the air flowing through the control valve is thereby warmed and expanded. For this reason, when such a temperature raising device is used, the flow rate of air passing through the control valve is particularly susceptible to the temperature around the control valve. Therefore, when such a temperature raising device is used, it is particularly effective to calculate the control valve passing air flow rate in consideration of the temperature around the control valve.
The intake pipe portion in the vicinity of the control valve also includes a structure (for example, a throttle body) that houses the control valve. Further, the temperature raising device may raise the temperature of the control valve itself as well as the intake pipe portion in the vicinity of the control valve.
[0013]
According to a fourth invention, in the third invention, the temperature raising device performs a temperature raising process when the temperature of the air flowing into the control valve is equal to or lower than a predetermined temperature, and the temperature of the air flowing into the control valve When the temperature is higher than the predetermined temperature, the temperature raising process is prohibited.
In general, from the viewpoint of engine output, the temperature of the air flowing into the combustion chamber is preferably low. According to the fourth aspect of the invention, when the temperature of the air flowing into the control valve is equal to or lower than the predetermined temperature, that is, when there is a high possibility that the control valve is frozen or stuck, the temperature raising process is performed and flows into the control valve. When the temperature of the air is higher than a predetermined temperature, that is, when there is a low possibility that the control valve is frozen and stuck, the temperature raising process is prohibited. For this reason, in addition to preventing the control valve from freezing and sticking, the temperature rise process is prohibited when the temperature rise process is not necessary, so the temperature of the air flowing into the combustion chamber is kept low, and therefore the engine output is increased. Can be maintained. That is, it is possible to achieve both prevention of freezing and sticking of the control valve and securing of engine output.
The “predetermined temperature” is a temperature at which water droplets around the control valve freeze and the control valve is fixed, and is, for example, 0 ° C.
[0014]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings. The engine body 1 schematically shown in FIG. 1 represents a direct injection spark ignition type internal combustion engine. However, the present invention may be applied to another spark ignition internal combustion engine or a compression self-ignition internal combustion engine.
[0015]
As shown in FIG. 1, in the first embodiment of the present invention, the engine body 1 includes a cylinder block 2, a piston 3 that reciprocates in the cylinder block 2, and a cylinder head 4 fixed on the cylinder block 2. It comprises. A combustion chamber 5 is formed between the piston 3 and the cylinder head 4. In the cylinder head 4, an intake valve 6, an intake port 7, an exhaust valve 8, and an exhaust port 9 are arranged for each cylinder. Further, as shown in FIG. 1, a spark plug 10 is disposed at the center of the inner wall surface of the cylinder head 4, and a fuel injection valve 11 is disposed around the inner wall surface of the cylinder head 4. A cavity 12 extending from the lower side of the fuel injection valve 11 to the lower side of the spark plug 10 is formed on the top surface of the piston 3.
[0016]
The intake port 7 of each cylinder is connected to a surge tank 14 via an intake branch pipe 13, and the surge tank 14 is connected to an air cleaner 16 via an upstream intake pipe 15.
The intake port 7, the intake branch pipe 13, the surge tank 14, and the upstream side intake pipe 15 constitute an intake pipe as a whole, and the intake pipe communicates with the combustion chamber 5 in order to allow air to flow into the combustion chamber 5. Define the passage. The upstream intake pipe 15 has a throttle body 19 having a throttle valve 18 driven by a step motor 17. That is, the throttle body 19 constitutes a part of the upstream side intake pipe 15. The throttle valve 18 is used as a control valve for adjusting the flow rate of air flowing through the intake pipe, that is, through the intake passage. On the outer wall surface of the throttle body 19, a temperature raising mechanism 50 described later is provided. On the other hand, the exhaust port 9 of each cylinder is connected to an exhaust pipe 20, and the exhaust pipe 20 is connected to an exhaust purification device 21.
[0017]
The electronic control unit (ECU) 31 comprises a digital computer, and is connected to each other via a bidirectional bus 32, a RAM (random access memory) 33, a ROM (read only memory) 34, a CPU (microprocessor) 35, an input. A port 36 and an output port 37 are provided. The intake branch pipe 13 is provided with an intake pipe pressure sensor 40 for detecting the pressure of the intake gas (fresh air and EGR gas) in the intake pipe portion downstream of the throttle valve 18. An output voltage proportional to the intake pipe internal pressure is generated, and this output voltage is input to the input port 36 via the corresponding AD converter 38. The exhaust pipe 19 is provided with an exhaust pressure sensor 41 and an exhaust temperature sensor 42 for detecting the pressure and temperature of the exhaust gas discharged from the internal combustion engine into the exhaust passage. Is input to the input port 36 via the AD converter 38.
[0018]
Further, a throttle opening sensor 43 for detecting the opening of the throttle valve 18 and an atmospheric temperature around the internal combustion engine or a temperature of intake air into the upstream intake pipe 15 (intake air temperature) are detected. An atmospheric temperature sensor 44 and an atmospheric pressure sensor 45 for detecting the pressure of the atmosphere around the internal combustion engine (atmospheric pressure) or the pressure of the air sucked into the upstream side intake pipe 15 (intake pressure) are provided. The output voltages of these sensors are input to the input port 36 via the corresponding AD converter 38. A load sensor 47 that generates an output voltage proportional to the amount of depression of the accelerator pedal 46 is connected to the accelerator pedal 46, and the output voltage of the load sensor 47 is input to the input port 36 via the corresponding AD converter 38. The For example, the crank angle sensor 48 generates an output pulse every time the crankshaft rotates 30 degrees, and the output pulse is input to the input port 36. The CPU 35 calculates the engine speed from the output pulse of the crank angle sensor 45. On the other hand, the output port 37 is connected to the spark plug 10, the fuel injection valve 11, and the step motor 17 via a corresponding drive circuit 39.
[0019]
Next, the temperature raising mechanism 50 used in the present invention will be described with reference to FIG. As shown in FIG. 2, the temperature raising mechanism 50 includes an outer wall member that defines an annular flow path 51 through which cooling water of the internal combustion engine (hereinafter referred to as “engine cooling water”) flows on the outer wall surface of the throttle body 19. 52. The outer wall member 52 is formed of a substantially cylindrical cylindrical plate and two donut-shaped side plates. In the present embodiment, the outer wall member 52 is formed integrally with the throttle body 19, but may be formed as a separate body.
[0020]
The outer wall member 52 is provided with two openings 53 and 54, and an inflow channel 55 and an outflow channel 56 are connected to the openings 53 and 54. The inflow channel 55 is connected to the outlet side of a water pump (not shown) for circulating the engine coolant, and the outflow channel 56 is connected to the inlet side of the water pump. Switching valves 57 and 58 are provided on the inflow channel 55 and the outflow channel 56, respectively. When the switching valves 57 and 58 are open, the engine cooling water flows into the annular channel 51 and circulates in the annular channel 51. When the switching valves 57 and 58 are closed, the engine cooling water is It does not flow into the annular channel 51, and therefore does not circulate in the annular channel 51. Note that the switching valve 58 may not be provided on the outflow channel 56 but the switching valve 57 may be provided only on the inflow channel 55.
[0021]
Further, the outer wall member 52 is provided with a temperature sensor 59 for detecting the temperature of the engine coolant flowing in the annular flow path 51, and the output voltage of the temperature sensor 59 is input to the input port via the corresponding AD converter 38. 36. The temperature of the engine cooling water flowing in the annular flow path 51 is detected by a temperature sensor (not shown) for detecting the temperature of the engine cooling water flowing in the engine body 1 different from the temperature sensor 59. Temperature may be used.
[0022]
In general, when the air flowing into the upstream side intake pipe 15 contains moisture, water droplets adhere to the inner wall surface of the intake pipe. At this time, if the temperature of the air flowing through the upstream side intake pipe 15, that is, the ambient temperature around the internal combustion engine is low, water droplets adhering to the inner wall surface of the upstream side intake pipe 15 are frozen. When such a phenomenon occurs in the throttle valve 18, the throttle valve 18 is fixed by freezing, and the flow rate of air flowing through the intake pipe cannot be adjusted. On the other hand, in the present invention, as described above, the engine cooling water is circulated around the throttle body 19 and the temperature raising process for raising the temperature of the throttle body 19 and the throttle valve 18 is performed. Sticking due to freezing is prevented.
[0023]
However, the temperature of the engine cooling water is generally higher than the temperature of the air flowing through the throttle valve 18. For this reason, when engine cooling water is flowing in the annular flow path 51, the air flowing through the throttle valve 18 receives heat from the throttle body 19 or the like when passing through the throttle valve 18 and its temperature rises. . Therefore, the temperature of the air filled in the combustion chamber 5 similarly rises. In general, the lower the temperature of the air filled in the combustion chamber 5, the higher the engine output. In this case, the engine output is low. Therefore, in the internal combustion engine provided with such a temperature raising mechanism 50, it is better not to raise the temperature of the throttle body 19 unless the throttle valve 18 is fixed and freezes.
[0024]
Therefore, in the present invention, the atmospheric temperature is detected by the atmospheric temperature sensor 44 as the temperature of the air flowing into the throttle valve 18. When the detected atmospheric temperature is higher than a predetermined temperature, for example, 0 ° C., the possibility that the throttle valve 18 will freeze is very low. That is, the switching valves 57 and 58 are closed to prohibit the temperature raising process. On the other hand, when the detected atmospheric temperature is 0 ° C. or lower, the possibility that the throttle valve 18 will freeze is high, so the engine cooling water is caused to flow through the annular flow path 51. That is, the switching valves 57 and 58 are opened, and the temperature raising process is executed. By doing so, the temperature of the throttle body 19 is raised only when the possibility that the throttle valve 18 is frozen and stuck is high, and the possibility that the throttle valve 18 is frozen and stuck is low. In this case, the temperature of the throttle body 19 is not increased, and the engine output is ensured. That is, according to the present invention, both prevention of freezing of the throttle valve 18 and reduction of engine output can be achieved.
[0025]
The determination temperature for opening / closing the switching valves 57, 58, that is, the predetermined temperature may not be 0 ° C. For example, in consideration of safety, the predetermined temperature may be set slightly higher than 0 ° C. In general, the pressure of the air flowing in the intake passage is often lower than the atmospheric pressure, so that the freezing point of water rises, so that the predetermined temperature is set slightly lower than 0 ° C. Also good.
[0026]
In the above embodiment, the engine cooling water is made to flow around the throttle body 19 in order to raise the temperature of the throttle body 19, that is, the intake pipe portion near the throttle valve 18 and the throttle valve 18 itself. The temperature of the intake pipe portion in the vicinity of the throttle valve 18 or the throttle valve 18 itself may be raised by other methods such as using an electric heater.
[0027]
Further, in the above embodiment, the output of the atmospheric temperature sensor is used as the temperature of the air flowing into the throttle valve 18, but the output of other sensors may be used. For example, when a temperature sensor for detecting the temperature of the air flowing in the upstream side intake pipe 15 is provided upstream of the intake of the throttle valve 18, the output of the temperature sensor may be used.
[0028]
Next, a control routine for controlling the temperature of the throttle body 19 will be described with reference to FIG. First, in step 101, it is determined whether or not the atmospheric temperature is a predetermined temperature, which is 0 ° C. or lower in this embodiment. If it is determined that the atmospheric temperature is 0 ° C. or lower, the process proceeds to step 102. In step 102, the switching valves 57 and 58 are opened, so that the engine cooling water is circulated in the annular flow path 51, and the temperature raising process is executed. Then, the control routine is terminated. On the other hand, if it is determined in step 101 that the atmospheric temperature is higher than 0 ° C., the process proceeds to step 103. In step 102, the switching valves 57 and 58 are closed, so that the engine cooling water is not allowed to flow in the annular flow path 51, and the temperature raising process is prohibited. Then, the control routine is terminated.
[0029]
By the way, in the control device for the internal combustion engine, in order to set the air-fuel ratio of the air-fuel mixture burned in the combustion chamber 5 of the internal combustion engine to the target air-fuel ratio, the combustion chamber 5 is filled when the intake valve is closed. The amount of intake gas (hereinafter referred to as “cylinder charge gas amount Mc”) is estimated, and the fuel injection valve is configured so that the air-fuel ratio of the mixture becomes the target air-fuel ratio based on the estimated cylinder charge gas amount Mc. Defines the amount of fuel injected into the combustion chamber 5 (or intake passage) of the internal combustion engine (hereinafter referred to as “fuel injection amount”). Therefore, in order to accurately set the air-fuel ratio of the air-fuel mixture burned in the combustion chamber 5 of the internal combustion engine to the target air-fuel ratio, it is necessary to accurately estimate the cylinder charge gas amount Mc.
[0030]
Usually, the in-cylinder charged gas amount Mc is estimated from a large number of sensors such as a flow rate sensor (air flow meter) and a large number of maps using output values from these sensors as arguments. However, when the in-cylinder charged gas amount Mc is estimated using the map in this way, in order to make the estimated value of the in-cylinder charged gas amount Mc more accurate, the number of necessary maps and their arguments are required. The number of will increase. If the number of maps increases in this way, the ROM of the ECU for storing the maps must have a large storage capacity, which increases the manufacturing cost of the control device for the internal combustion engine. Furthermore, in order to create each map, a calibration operation must be performed for each type of internal combustion engine in which the map is used, but the number of measurement points in this calibration operation increases according to the number of maps and the number of arguments thereof. If the number of maps and the number of arguments increase, the number of man-hours for fitting work will increase.
[0031]
Therefore, a control device for an internal combustion engine that calculates the cylinder charge gas amount Mc by numerical calculation using various models without using a map has been studied. In such a control device, the number of necessary maps is reduced as much as possible by using a lot of numerical calculations. This greatly reduces the number of man-hours for performing the fitting work, but also the amount of in-cylinder charged gas Mc. Can be calculated accurately. One of the control devices proposed by the applicant of the present application is a control device equipped with the intake gas amount model M10 shown in FIG. Hereinafter, the intake gas amount model M10 will be briefly described with reference to FIG.
[0032]
As shown in FIG. 4, the intake gas amount model M10 includes a throttle model M11, an intake pipe model M12, and an intake valve model M13. In the throttle model M11, the opening degree of the throttle valve 18 (hereinafter referred to as “throttle opening degree”) θt detected by the throttle opening degree sensor 43 and the atmospheric pressure around the internal combustion engine detected by the atmospheric pressure sensor 45 (see FIG. Or, the pressure of air sucked into the upstream intake pipe 15) Pa, the atmospheric temperature around the internal combustion engine detected by the atmospheric temperature sensor 44 (or the temperature of air sucked into the upstream intake pipe 15) Ta, and The pressure in the intake pipe portion (hereinafter referred to as “the intake pipe portion downstream of the throttle valve 18”) such as the intake branch pipe 13 from the throttle valve 18 to the intake valve 6 calculated in the intake pipe model M12 described later (hereinafter referred to as “the intake pipe portion”). , Referred to as “intake pipe pressure”), and the value of each of these input parameters is substituted into a model equation of a throttle model M11 described later. The flow rate of air passing through the throttle valve 18. per unit time (hereinafter referred to as "throttle valve passage air flow rate") mt is calculated. The throttle valve passage air flow rate mt calculated in the throttle model M11 is input to the intake pipe model M12.
[0033]
The intake pipe model M12 includes a throttle valve passage air flow rate mt calculated in the throttle model M11 and a flow rate of intake gas flowing into the combustion chamber 5 per unit time described in detail below (hereinafter referred to as “in-cylinder intake gas”). The definition of the in-cylinder intake gas flow rate mc will be described in detail in the intake valve model M13), and the values of these input parameters will be described later in the model of the intake pipe model M12. By substituting into the equation, the intake pipe pressure Pm and the temperature of the intake gas existing in the intake pipe portion downstream of the throttle valve 18 (hereinafter referred to as “intake pipe temperature Tm”) are calculated. The intake pipe internal pressure Pm and the intake pipe internal temperature Tm calculated in the intake pipe model M12 are both input to the intake valve model M13, and the intake pipe internal pressure Pm is also input to the throttle model M11.
[0034]
In addition to the intake pipe pressure Pm and the intake pipe temperature Tm calculated in the intake pipe model M12, the atmospheric temperature Ta is input to the intake valve model M13, and the values of these input parameters are set in the intake valve model M13 described later. By substituting into the model equation, the cylinder intake gas flow rate mc is calculated. The calculated in-cylinder intake gas flow rate mc is converted into the in-cylinder charged gas amount Mc, and the fuel injection amount from the fuel injection valve is determined based on the in-cylinder charged gas amount Mc. The in-cylinder intake gas flow rate mc calculated in the intake pipe model M13 is input to the intake pipe model M12.
[0035]
As can be seen from FIG. 4, in the intake gas amount model M10, the value of a parameter calculated in one model is used as an input value to another model, so that the entire intake gas amount model M10 is actually input. The values are only three parameters of the throttle opening degree θt, the atmospheric pressure Pa, and the atmospheric temperature Ta, and the cylinder charge gas amount Mc is calculated from these three parameters.
[0036]
Next, the throttle model M11 in the intake gas amount model M10 will be described. In the throttle model M11, the throttle valve passing air flow rate mt is calculated from the atmospheric pressure Pa, the atmospheric temperature Ta, the intake air pressure Pm, and the throttle opening θt based on the following equation (3). Here, μ in Equation (3) is a flow coefficient in the throttle valve, which will be described in detail below. At is the opening cross-sectional area of the throttle valve 18 and is a function of the throttle valve opening θt, which is determined from a map as shown in FIG. Ra is a constant related to a gas constant. Actually, the gas constant is the mass M of gas (air) per mol._lmolThe value divided by.
[Equation 3]

[0037]
Φ (Pm / Pa) is a function shown in the following equation (4), and κ in the equation (4) is a specific heat ratio (constant value). Since this function Φ (Pm / Pa) can be expressed in a graph as shown in FIG. 6, it is not actually calculated using equation (4), but such a graph is used as a map for the ROM 34 of the ECU 31. And the value of Φ (Pm / Pa) may be obtained from this map.
[Expression 4]

[0038]
The expressions (3) and (4) of the throttle model M11 are such that the gas pressure upstream of the throttle valve 18 is the atmospheric pressure Pa, the gas temperature upstream of the throttle valve 18 is the atmospheric temperature Ta, and the gas downstream of the throttle valve 18 is Applying the law of conservation of mass, the law of conservation of energy and the law of conservation of momentum to the model of the throttle valve 18 as shown in FIG. 7 with the pressure being the pressure Pm in the intake pipe, and further defining the equation of state of gas and the specific heat ratio , And by using the Mayer relation.
[0039]
Next, the flow coefficient μ in the equation (3) of the throttle model M11 will be described. As described above, in the present invention, the engine coolant can flow around the throttle body 19. In this case, as described above, the temperature of the engine cooling water is higher than the temperature of the air flowing into the throttle valve 18, that is, the atmospheric temperature, so that the air passing through the throttle valve 18 expands in the vicinity of the throttle valve 18. For this reason, the higher the temperature of the engine cooling water, the more difficult the air passes through the throttle valve 18. Therefore, the higher the engine cooling water temperature, the lower the throttle valve passing air flow rate, and the lower the engine cooling water temperature, the higher the throttle valve passing air flow rate.
[0040]
Therefore, in the present invention, the flow coefficient μ in the equation (3) is changed according to the temperature of the intake pipe (throttle body 19) in the vicinity of the throttle valve 18, that is, the temperature Tw of the engine coolant. Here, the relationship between the engine cooling water temperature Tw and the flow coefficient μ can be approximated by a straight line as shown in FIG.
[0041]
In addition, the flow coefficient μ also varies depending on the engine speed Ne. In general, when the engine speed Ne increases, the flow velocity of the air passing through the throttle valve 18 increases. Thus, when the flow velocity of air increases, the influence of the viscosity between the air passing through the throttle valve 18 and the throttle valve 18 or the throttle body 19 increases, and the flow coefficient μ decreases. On the contrary, if the engine speed Ne decreases, the flow velocity of the air passing through the throttle valve 18 becomes slow, and hence the influence of viscosity becomes small, so the flow coefficient μ increases. Such a relationship is shown in FIG.
[0042]
Further, the flow coefficient μ also changes depending on the throttle opening θt. The relationship between the flow coefficient μ and the throttle opening θt varies depending on the shape of the throttle valve 18 and the like, and in this embodiment, the relationship is as shown in FIG. The reason for this is that when the throttle valve 18 is slightly opened, that is, when the throttle opening θt is small, the contact area between the air passing through the throttle valve 18 and the throttle valve 18 is large. The influence of the viscosity between the passing air and the throttle valve 18 is increased, and on the other hand, when the throttle valve 18 is largely opened, that is, when the throttle opening θt is large, the air passing through the throttle valve 18 and the throttle It can be mentioned that the contact area with the valve 18 is narrow, so that the influence of the viscosity between the air passing through the throttle valve 18 and the throttle valve 18 is reduced.
[0043]
Therefore, the flow coefficient μ is a coefficient determined according to three parameters of the engine cooling water temperature Tw, the engine speed Ne, and the throttle opening θt. Therefore, in the present embodiment, a three-dimensional map having these three parameters as arguments is obtained in advance experimentally or by calculation and stored in the ROM 34 of the ECU 31. Every time the throttle valve passage air flow rate mt is calculated by the throttle model M11, the engine coolant temperature Tw is detected by the temperature sensor 59, the engine speed Ne is calculated by the crank angle sensor 48, and the throttle opening θt is opened. The flow rate coefficient μ is calculated based on the three parameters detected by the degree sensor 43 and the three parameters detected and calculated. By substituting the calculated flow coefficient μ into the equation (3) and calculating, the throttle valve passing air flow rate mt is calculated.
[0044]
Thus, by calculating the throttle valve passing air flow rate mt in consideration of the temperature of the throttle body 19, that is, the engine cooling water temperature Tw, the calculated throttle valve passing air flow rate mt can be changed to a more accurate actual air. The value can be close to the flow rate. In particular, when the engine coolant is circulated around the throttle body 19 to raise the temperature of the throttle body 19 as in this embodiment, the degree of expansion of the air passing through the throttle valve 18 in the vicinity of the throttle valve 18 is large. Since the throttle valve passing air flow rate mt varies greatly depending on the cooling water temperature Tw, it is particularly effective to correct the throttle valve passing air flow rate mt based on the engine cooling water temperature Tw.
[0045]
In the above embodiment, the flow coefficient is calculated based on the engine cooling water temperature Tw, but the atmospheric temperature (or the temperature of the air flowing into the intake pipe) Ta and the engine cooling water temperature Tw The flow coefficient μ may be determined based on the difference ΔT (= Tw−Ta). The flow coefficient μ is not the engine coolant temperature, but the temperature of the air passing through the throttle valve, the temperature of the intake pipe near the throttle valve, the temperature of the air outside the intake pipe near the throttle valve, etc. Any temperature around the valve may be calculated based on any temperature.
[0046]
In the above embodiment, the temperature Tw of the engine cooling water is set to the temperature of the intake pipe portion near the throttle valve 18. However, another parameter may be the temperature of the intake pipe portion near the throttle valve 18. For example, the temperature of the intake pipe in the vicinity of the throttle valve 18 or the temperature of the throttle body 19 may be directly detected. When a heater is provided as the temperature raising device, the temperature of the heater is set to the temperature of the intake pipe in the vicinity of the throttle valve 18. It is good.
[0047]
Further, even when the temperature raising device 50 as described above is not provided, the temperature of the intake pipe portion near the throttle valve 18 rises due to heat generated from the engine body 1 and the like, and the temperature of the air flowing into the intake pipe Is often higher than Therefore, even when the temperature raising device is not provided, it is effective to use the throttle model M11 of the present invention.
[0048]
Next, a case where the throttle model M11 is mounted on the control device of the internal combustion engine and the throttle valve passing air flow rate mt is actually calculated will be described. The throttle valve passage air flow rate mt (t) at time t is calculated by the following equation (5) derived from the equation (3) of the throttle model M11. Note that θt (t) means the throttle opening at time t. Μ (t) is calculated from the engine coolant temperature Tw (t) at time t, the engine speed Ne (t) at time t, the throttle opening θt (t) at time t, and the three-dimensional map. The flow coefficient at time t.
[Equation 5]

[0049]
Next, a control flow for calculating the throttle valve passing air flow rate mt (t) at time t will be described with reference to the flowchart shown in FIG. First, at step 121, the engine speed Ne (t) at time t is calculated based on the output of the crank angle sensor 48, the throttle opening degree θt (t) at time t is detected by the throttle opening degree sensor 43, and the temperature The sensor 59 detects the temperature Tw (t) of the engine coolant at time t. Next, in step 122, the flow coefficient μ (t) at time t is calculated based on the three parameters detected and calculated in step 121 and the three-dimensional map described above.
[0050]
Next, at step 123, the opening cross-sectional area At (θt (t)) with respect to the throttle opening θt (t) at time t is calculated, and the intake pipe interior M The pressure Pm (t) is calculated or detected. In step 124, Φ (Pm (t) / Pa) is calculated from the atmospheric pressure Pa and the intake pipe pressure Pm (t) at time t and the map shown in FIG. Next, in step 125, the value of each parameter detected or calculated in steps 122 and 124 is substituted into equation (4), whereby the throttle valve passing air flow rate mt (t) at time t is calculated.
[0051]
Next, the intake pipe model M12 and the intake valve model M13 will be described. Note that the intake pipe model M12 and the intake valve model M13 have been proposed in the past, and will be described briefly in this specification. In the intake pipe model M12, the intake pipe pressure Pm and the intake pipe temperature Tm are calculated from the throttle valve passage air flow rate mt, the in-cylinder intake gas flow rate mc, and the atmospheric temperature Ta based on the following formulas (6) and (7). Is done. Vm in the equations (6) and (7) is a constant equal to the volume of the portion of the intake branch pipe 13 and the like from the throttle valve 18 to the intake valve 6 (the intake pipe portion downstream of the throttle valve 18).
[Formula 6]

[0052]
Here, the intake pipe model M12 will be described with reference to FIG. Assuming that the total gas amount (total intake gas amount) in the intake pipe portion downstream of the throttle valve 18 is M, the temporal change in the total gas amount M is the flow rate of gas flowing into the intake pipe portion downstream of the throttle valve 18, that is, the throttle. Since it is equal to the difference between the valve passing air flow rate mt and the flow rate of the gas flowing out from the intake pipe portion downstream of the throttle valve 18, that is, the in-cylinder intake gas flow rate mc, the following equation (8) is obtained by the law of conservation of mass. From the equation (8) and the gas equation of state (Pm · Vm = M · R · Tm), the above equation (6) is obtained.
[Expression 7]

[0053]
In addition, the temporal change amount of the gas energy M · Cv · Tm in the intake pipe portion downstream of the throttle valve 18 depends on the energy of the gas flowing into the intake pipe portion downstream of the throttle valve 18 and the intake pipe portion downstream of the throttle valve 18. It is equal to the difference from the energy of the gas flowing out from Therefore, if the temperature of the gas flowing into the intake pipe portion is the atmospheric temperature Ta and the temperature of the gas flowing out from the intake pipe portion downstream of the throttle valve 18 is the intake pipe temperature Tm, the following equation (9) is obtained from the energy conservation law. From the equation (9) and the gas equation of state, the equation (7) is obtained.
[Equation 8]

[0054]
In the intake valve model M13, the in-cylinder intake gas flow rate mc is calculated from the intake pipe pressure Pm, the intake pipe temperature Tm, and the atmospheric temperature Ta based on the following equation (10). In the equation (10), a and b are intake valves in the case of an internal combustion engine having a variable valve mechanism that can further change the phase angle (valve timing) and operating angle of the intake valve 6 from the engine speed Ne. 6 is a value determined from the phase angle and the working angle.
[Equation 9]

[0055]
The above-described intake valve model M13 will be described with reference to FIG. In general, the in-cylinder charged gas amount Mc, which is the amount of intake gas charged in the combustion chamber 5 when the intake valve 6 is closed, is determined when the intake valve 6 is closed (when the intake valve is closed). It is proportional to the pressure in the combustion chamber 5 when the intake valve is closed. Further, the pressure in the combustion chamber 5 when the intake valve is closed can be regarded as being equal to the pressure of the gas upstream of the intake valve, that is, the intake pipe pressure Pm. Therefore, the cylinder charge gas amount Mc can be approximated as being proportional to the intake pipe pressure Pm.
[0056]
Here, the average amount of all intake gas flowing out from the intake pipe portion downstream of the throttle valve 18 per unit time, or the intake air from the intake pipe portion downstream of the throttle valve 18 per unit time is sucked into all the combustion chambers 5. A cylinder intake gas flow rate mc (described in detail below) is obtained by averaging the amount of intake gas that is averaged over the intake stroke of one cylinder (in the present embodiment, the crank angle is 180 ° as will be described later). Then, since the cylinder charge gas amount Mc is proportional to the intake pipe pressure Pm, the cylinder intake gas flow rate mc is also proportional to the intake pipe pressure Pm. From this, the above formula (10) is obtained based on the theory and empirical rules. The value a in equation (10) is a proportionality coefficient, and the value b is a value representing the burned gas remaining in the combustion chamber 5 (the amount of burned gas remaining in the combustion chamber 5 when the exhaust valve 8 is closed). The time ΔT_{180 °}Is considered to be divided by. Further, in actual operation, the intake pipe temperature Tm may change greatly during a transition, and therefore Ta / Tm derived based on theory and empirical rule is multiplied as a correction for this.
[0057]
Here, the cylinder intake gas flow rate mc will be described with reference to FIG. 12 when the internal combustion engine has four cylinders. In FIG. 12, the horizontal axis represents the rotation angle of the crankshaft, and the vertical axis represents the flow rate of the intake gas actually flowing into the combustion chamber 5 from the intake pipe portion downstream of the throttle valve 18 per unit time. As shown in FIG. 12, in the four-cylinder internal combustion engine, the intake valve 6 is opened in the order of, for example, the first cylinder, the third cylinder, the fourth cylinder, and the second cylinder, and the intake valve 6 corresponding to each cylinder is opened. Intake gas flows from the intake pipe downstream of the throttle valve 18 into the combustion chamber 5 of each cylinder in accordance with the valve opening amount. For example, the displacement of the flow rate of the intake gas flowing into the combustion chamber 5 of each cylinder from the intake pipe portion downstream of the throttle valve 18 is as shown by the broken line in FIG. The flow rate of the intake gas flowing into the combustion chambers of all cylinders from the pipe portion is as shown by the solid line in FIG. Further, for example, the in-cylinder charged gas amount Mc to the first cylinder is as shown by hatching in FIG.
[0058]
On the other hand, the in-cylinder intake gas flow rate mc is obtained by averaging the amount of intake gas flowing into the combustion chambers of all the cylinders from the intake pipe indicated by the solid line, and is indicated by a one-dot chain line in the drawing. In the cylinder intake gas flow rate mc shown by the one-dot chain line, in the case of four cylinders, the crankshaft is 180 ° (that is, the angle 720 ° at which the crankshaft rotates during one cycle in a four-stroke internal combustion engine) (Angle divided by number) Time required for rotation ΔT_{180 °}Is the in-cylinder charged gas amount Mc. Therefore, ΔT is added to the cylinder intake gas flow rate mc calculated by the intake valve model M13._{180 °}Is multiplied by the cylinder charge gas amount Mc (Mc = mc · ΔT)._{180 °}). More specifically, in consideration of the fact that the cylinder charge gas amount Mc is proportional to the pressure when the intake valve is closed, ΔT is added to the cylinder intake gas flow rate mc when the intake valve is closed._{180 °}Is the in-cylinder charged gas amount Mc.
[0059]
Next, a case where the intake gas amount model M10 is mounted on the control device of the internal combustion engine and the cylinder charge gas amount Mc is actually calculated will be described. The cylinder charge gas amount Mc is expressed by solving the equations (6), (7), and (10) using the intake gas amount model M10. In this case, in order to be processed by the ECU 31, these equations need to be discretized. When the equation (6), the equation (7), and the equation (10) are discretized using the time t and the calculation interval Δt, the following equations (11), (12), and (13) are obtained, respectively. . The intake pipe internal temperature Tm (t + Δt) is calculated by equation (14) from Pm / Tm (t + Δt) and Pm (t + Δt) calculated by equations (11) and (12), respectively.
[Expression 10]

[0060]
In the intake gas amount model M10 implemented in this way, the throttle valve passage air flow rate mt (t) at time t calculated by the equation (5) of the throttle model M11 and the equation (13) of the intake valve model M13. The calculated in-cylinder intake gas flow rate mc (t) at time t is substituted into the equations (11) and (12) of the intake pipe model M12, whereby the intake pipe pressure Pm (t + Δt) and intake air at time t + Δt The tube temperature Tm (t + Δt) is calculated. Next, the calculated Pm (t + Δt) and Tm (t + Δt) are substituted into the equations (5) and (13) of the throttle model M11 and the intake valve model M13, whereby the throttle valve passing air flow rate mt (t) at time t + Δt t + Δt) and in-cylinder intake gas flow rate mc (t + Δt) are calculated. Then, by repeating such calculation, the cylinder intake gas flow rate mc at any time t is calculated from the throttle valve opening θt, the atmospheric pressure Pa, and the atmospheric temperature Ta, and the calculated cylinder intake gas flow rate is calculated. The above time ΔT in mc_{180 °}Is multiplied by the in-cylinder charged gas amount Mc at an arbitrary time t.
[0061]
At the time of starting the internal combustion engine, that is, at time t = 0, the intake pipe pressure Pm is equal to the atmospheric pressure (Pm (0) = Pa), and the intake pipe temperature Tm is equal to the atmospheric temperature (Tm (0)). = Ta), the calculation in each of the models M11 to M13 is started.
[0062]
In the intake gas amount model M10, the atmospheric temperature Ta and the atmospheric pressure Pa are assumed to be constant. However, the intake gas amount model M10 may be a value that changes with time, for example, the time t by the atmospheric temperature sensor 44 for detecting the atmospheric temperature. Assuming that the value detected at time t is the atmospheric temperature Ta (t) and the value detected at time t by the atmospheric pressure sensor 45 for detecting atmospheric pressure is the atmospheric pressure Pa (t), the above equations (5) and (12) , And equation (13) may be substituted.
[0063]
Next, the control apparatus of 2nd embodiment of this invention is demonstrated. The configuration of the control device of the second embodiment is the same as the configuration of the control device of the first embodiment. However, the throttle model M11 'in the second embodiment is partially different from the throttle model M11 in the first embodiment.
[0064]
In the throttle model M11 in the first embodiment, the flow coefficient μ is calculated from a three-dimensional map having three parameters of the engine cooling water temperature Tw, the engine speed Ne, and the throttle opening θt as arguments. On the other hand, in the throttle model M11 ′ in the second embodiment, a two-dimensional map of the provisional flow coefficient μ ′ is experimentally obtained in advance using the two parameters of the engine speed Ne and the throttle opening θt as arguments, and the ECU 31 Is stored in the ROM 34. Here, the provisional flow coefficient μ ′ has almost no effect on the air flow rate through the throttle valve when the engine coolant is not flowing through the annular flow path 51, that is, when the air passes through the throttle valve 18, the air hardly expands. The flow coefficient in the case. Therefore, when the engine cooling water is not flowing through the annular flow path 51, the provisional flow coefficient μ ′ is directly substituted into the equation (5) as the flow coefficient μ.
[0065]
On the other hand, when the engine cooling water is flowing through the annular flow path 51, the temporary flow coefficient μ ′ is corrected based on the temperature Tw of the engine cooling water to calculate the flow coefficient μ. This correction is performed by the following equation (15). Then, the flow coefficient μ calculated by the equation (15) is substituted into the equation (5), and the throttle valve passing air flow rate mt is calculated similarly to the throttle model M11 in the first embodiment. Expression (15) is an expression representing a straight line similar to the straight line shown in FIG. 8A, and c and d in Expression (15) are constants, and are obtained experimentally or by calculation.
## EQU11 ##

[0066]
Next, a control flow for calculating the throttle valve passing air flow rate mt (t) at time t will be described with reference to the flowchart shown in FIG. Steps 141 and 146 to 148 are the same as steps 121 and 123 to 125 in FIG. In step 142, the provisional flow coefficient μ ′ (t) at time t is calculated based on the engine speed Ne (t) at time t, the throttle opening θt (t) at time t, and the two-dimensional map described above. Is done.
[0067]
Next, in step 143, it is determined whether or not the switching valves 57 and 58 of the temperature raising mechanism 50 are open. If it is determined that the switching valves 57 and 58 are open, the process proceeds to step 144. Proceed with In step 144, the flow coefficient μ at time t from the provisional flow coefficient μ ′ (t) derived from the above-described expression (15) and the engine cooling water temperature Tw (t) at time t. (T) is calculated, and the process proceeds to step 146.
[Expression 12]

[0068]
On the other hand, if it is determined in step 143 that the switching valves 57 and 58 are not opened, the process proceeds to step 145. In step 145, the provisional flow coefficient μ ′ (t) at time t calculated in step 142 is directly used as the flow coefficient μ (t) at time t.
[0069]
According to the present embodiment, when the engine cooling water is not circulated through the annular flow path 51 of the temperature raising mechanism 50, the temperature of the engine cooling water is not considered in calculating the throttle valve passing air flow rate mt. Therefore, for example, when the temperature Tw of the engine cooling water described above is detected based on the output of the temperature sensor that detects the temperature of the engine cooling water flowing in the engine body 1, the engine cooling water is supplied to the annular flow path 51. Even though it is not circulated, the throttle valve passage air flow rate mt is prevented from being corrected based on the temperature of the engine coolant in the engine body 1.
[0070]
【The invention's effect】
According to the present invention, the control valve passage air flow rate is calculated not only based on the upstream intake passage pressure, the downstream intake passage pressure, and the control valve opening, but also based on the temperature around the control valve. Therefore, the throttle valve passage air amount can be calculated more accurately.
[0071]
According to the fourth aspect of the invention, the temperature raising process is performed only when the temperature of the intake pipe near the control valve or the control valve itself needs to be raised, thereby preventing the control valve from freezing and sticking. And securing of engine output can be achieved at the same time.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a diagram showing an entire internal combustion engine equipped with a control device of the present invention.
FIG. 2 is a view showing a temperature raising mechanism arranged in a throttle body.
FIG. 3 is a flowchart of control of a temperature raising mechanism.
FIG. 4 is a diagram showing an intake gas amount model used in the present invention.
FIG. 5 is a diagram showing a relationship between a throttle valve opening and an opening cross-sectional area.
FIG. 6 is a diagram illustrating a function Φ (Pm / Pa).
FIG. 7 is a diagram showing a basic concept of a throttle model.
FIG. 8 is a diagram showing a relationship between a flow coefficient, engine coolant temperature, engine speed, and throttle opening.
FIG. 9 is a flowchart showing a control flow in the throttle model of the present invention.
FIG. 10 is a diagram showing a basic concept of an intake pipe model.
FIG. 11 is a diagram showing a basic concept of an intake valve model.
FIG. 12 is a diagram relating to definitions of in-cylinder charged gas amount and in-cylinder intake gas amount.
FIG. 13 is a flowchart showing a control flow in a throttle model according to the second embodiment of the present invention.
[Explanation of symbols]
1 ... Engine body
5 ... Combustion chamber
6 ... Intake valve
7 ... Intake port
8 ... Exhaust valve
11 ... Fuel injection valve
13 ... Intake branch pipe
14 ... Surge tank
15 ... Upstream intake pipe
18 ... Throttle valve
19 ... Throttle body
50 ... Temperature raising mechanism

Claims (4)

An intake passage that leads to the combustion chamber of the internal combustion engine; a control valve that adjusts the flow rate of air passing through the intake passage; and at least the upstream intake passage pressure on the intake upstream side of the control valve; A control valve passing air flow rate calculating means for calculating a control valve passing air flow rate based on the pressure in the downstream side intake passage on the intake downstream side of the control valve and the opening degree of the control valve; In the control device for an internal combustion engine that controls the internal combustion engine based on the control valve passing air flow rate calculated by the calculation means,
A temperature detecting device for detecting a temperature around the control valve; and the control valve passage air flow rate calculating means includes the upstream intake passage pressure, the downstream intake passage pressure, and the control valve opening. Furthermore, a control device for an internal combustion engine that calculates the control valve passage gas flow rate based on a temperature around the control valve detected by the temperature detection device. The control valve passage gas flow rate calculation means is such that μ is a flow coefficient in the control valve, Ae is an opening cross-sectional area of the control valve, Pa is the pressure in the upstream intake passage, Ta is the temperature of the control valve passage air, and Pm is the downstream When the side intake passage pressure, Re is a constant, and Φ (Pm / Pa) is a coefficient determined according to the value of Pm / Pa, the control valve passage gas flow rate mt is calculated based on the following equation (1):

2. The control apparatus for an internal combustion engine according to claim 1, wherein the flow coefficient [mu] is changed according to the temperature around the control valve. 3. The internal combustion engine according to claim 1, further comprising: a temperature increasing device configured to perform a temperature increasing process for increasing the temperature of at least a portion of the intake pipe near the control valve. Control device. The temperature raising device executes a temperature raising process when the temperature of the air flowing into the control valve is equal to or lower than a predetermined temperature, and prohibits the temperature raising process when the temperature of the air flowing into the control valve is higher than a predetermined temperature. The control apparatus for an internal combustion engine according to claim 3.

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