JP2005054639A - エンジンの燃料噴射量制御装置 - Google Patents
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Abstract
【解決手段】燃料噴射弁(21)から噴射される噴霧が先端から後端までつらなる塊状で吸気系を経て燃焼室(5)内の気流中を飛行すると仮定し、噴霧速度と噴霧の飛距離限界と燃料噴射弁の噴孔から前記吸気ポート出口までの距離とから定まるこの噴霧塊の燃焼室内における気流中割合が0を超える範囲を噴霧塊が燃焼室(5)内における気流中にある区間とみなし、この噴霧塊の気流中割合に少なくとも基づいて燃料噴射弁(21)から噴射される燃料量のうち吸気弁(15)の開弁時に吸気弁(15)または吸気ポート(4)4に衝突することなく燃焼室(5)へと直接噴き入れられる噴霧量を算出するモデルを用いて燃料噴射弁(21)からの燃料噴射量を算出する燃料噴射量算出手段(31)とを備える。
【選択図】図1
Description
噴射弁21から吸気ポート4に噴射された燃料は、気化してガス(気体)となる分と、噴霧のまま漂う分とに大きく分岐される。ガス、微粒噴霧となった燃料はポート壁4aや吸気弁傘裏部15aに付着することなく燃焼室5に吸入される。噴霧のまま漂う燃料は、その一部が気流に運ばれて燃焼室5に直接吸入され、残りは吸気弁傘裏部15aと吸気ポート壁4aとに付着する。
このようにしていろいろな経緯を経て燃焼室5に吸入された燃料群は、一部はガス、微粒噴霧として直接燃焼に寄与し、一部は燃焼室5内の壁流を形成する。燃焼室5内の壁流は、現実には吸気弁15の燃焼室側表面15b、排気弁16の燃焼室側表面(図2、図3には図示していない)、吸気ポート4aにつながっているシリンダヘッド壁51、ピストン冠面6a、点火プラグ表面(図示しない)、さらにはシリンダ面壁52とどこにでも存在する。燃焼室5内の壁流は、一部は点火による燃焼までの間に圧縮熱や壁熱などで蒸発、気化してガス、微粒噴霧となり燃焼に寄与し、一部は燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに排気行程で排気通路8へと排出される。特に、シリンダ面壁52の壁流を形成する燃料はその一部がオイルに希釈されたままクランクケースに逃げてブローバイガスに含まれる。
これは(a)噴射弁21より噴射された直後にガス、微粒噴霧となった燃料、(b)燃焼室5に吸入された噴霧から蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、(c)ポート壁流より蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、(d)吸気弁壁流より蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、(e)燃焼室壁流より点火による燃焼までの間に蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、(f)シリンダ面壁流より点火による燃焼までの間に蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料の合計である。
これは、(g)燃焼室壁流より燃焼が完了してから蒸発してガス、微粒噴霧となり、排気行程で排気通路8へと排出される燃料と、(h)シリンダ面壁流より燃焼が完了してから蒸発してガス、微粒噴霧となり、排気行程で排気通路8へと排出される燃料との合計である。
これは、(i)シリンダ面壁流よりオイルに希釈されたままクランクケースに逃げてブローバイガスに含まれる燃料である。
−Mfvn-1(Y0+Y1+Y2)…(1)
Mfp=Mfpn-1+Fin・X2
−Mfpn-1(Z0+Z1+Z2)…(2)
ただし、Mfv :吸気弁壁付着量、
Mfvn-1 :Mfvの1燃焼サイクル前の値、
Mfp :ポート壁付着量、
Mfpn-1 :Mfpの1燃焼サイクル前の値、
Fin :燃料噴射量、
Xn、Yn、Zn:各部燃料分岐割合、
ここで、上記(1)式は、1燃焼サイクル前の吸気弁壁付着量であるMfvn-1に対して今回の噴射により壁流となって増える燃料分(右辺第2項)を加算し、今回の噴射までに減っている燃料分(右辺第3項、第4項、第5項)を減算するものである。すなわち、右辺第2項のFin・X1は、今回の燃料噴射量Finのうち吸気弁壁流に変化する燃料分である。右辺第3項のMfvn-1・Y0はMfvn-1のうち今回の噴射までに蒸発してガス、微粒噴霧となりそのまま燃焼室5に吸入されて燃焼する燃料分である。右辺第4項のMfvn-1・Y1はMfvn-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れて燃焼室壁流となる燃料分、Mfvn-1・Y2はMfvn-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れてシリンダ面壁流となる燃料分である。
+Mfv・Y1+Mfp・Z1
−Cfhn-1(V0+V1) …(3)
Cfc=Cfcn-1+Fin・X4
+Mfv・Y2+Mfp・Z2
−Cfcn-1(W0+W1+W2)…(4)
ただし、Cfh :燃焼室壁付着量、
Cfhn-1 :Cfhの1燃焼サイクル前の値、
Cfc :シリンダ面壁付着量、
Cfcn-1 :Cfcの1燃焼サイクル前の値、
Fin :燃料噴射量、
Xn、Yn、Zn、Vn、Wn:各部燃料分岐割合、
上記(3)式において、右辺第2項のFin・X3は、今回の燃料噴射量Finのうち燃焼室壁流に変化する燃料分である。右辺第3項、第4項のMfv・Y1、Mfp・Z1はそれぞれMfv、Mfpから引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れて燃焼室壁流に変化する燃料分である。右辺第5項のCfhn-1・V0はCfhn-1のうち点火による燃焼までの間に圧縮熱や壁熱等で蒸発、気化して燃焼に寄与した燃料分、右辺第6項のCfhn-1・V1はCfhn-1のうち燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに排気行程で排出された燃料分である。
+Cfc・W0 …(5)
Fac =Cfh・V1+Cfc・W1…(6)
Foil=Cfc・W2 …(7)
ここで、(5)式は上記(a)〜(f)の燃料の合計を燃焼分燃料Fcomと、(6)式は上記(g)、(h)の燃料の合計を未燃分燃料Facと、(7)式は上記(i)の燃料をオイル落ち量Foilとして数式化したもの(モデル)である。
(8)式は燃焼分も未燃分も燃焼室5内のすべてのガスが排気通路8へ排出されることを表している。実際には一部のガスは排気通路8へ排出されることなく燃焼室5内に残留するのであるが、この残留ガスは図4に示した混合気モデルでは考えていない。
Fin={K#・Tfbya・Tp−(Mfv・Y0+Mfp・Z0
+Cfh・V0+Cfc・W0)/X0 …(9)
(2)排気要求があるとき;
Fin={K#・Tfbya・Tp−(Mfv・Y0+Mfp・Z0
+Cfh・V0+Cfc・W0+Cfh・V1+Cfc・W1)}
/X0 …(10)
ここで、(9)式は出力要求または安定度要求があるときにシリンダ吸入空気量(Qcyl)と、前記3つの燃焼分(X0、Y0+Z0、V0+W0)の燃料(Fin・X0+Mfv・Y0+Mfp・Z0+Cfh・V0+Cfc・W0)との比が理論空燃比よりリッチ側の値となるように要求噴射量Finを算出する式である。これに対して(10)式は三元触媒9からの排気要求があるときにシリンダ吸入空気量(Qcyl)と、3つの燃焼分(X0、Y0+Z0、V0+W0)の燃料(Fin・X0+Mfv・Y0+Mfp・Z0+Cfh・V0+Cfc・W0)及び未燃分(V1+W1)の燃料(Cfh・V1+Cfc・W1)の合計との比が理論空燃比となるように燃料噴射弁21からの燃料噴射量を算出する式である。
+(Mfv・Y0+Mfp・Z0+Cfh・V0+Cfc・W0)
…(11)
ただし、K#:定数、
Tp:エアフローメータ32よりから求めた基本噴射量、
(11)式は、ガス、微粒噴霧となる燃料分(右辺第1項)及び燃料壁流に奪われる燃料分(右辺第2項〜第5項)の合計とが左辺の噴射燃料量に等しいことを表している。この式をFinについて整理すれば、上記(9)式が得られる。
Ti=Fin×(α+αm−1)×2+Ts…(12b)
ただし、α:空燃比フィードバック補正係数、
αm:空燃比学習補正係数、
Ts:無効パルス幅、
これら最終噴射量Tiの式はL−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンにおける従来の燃料噴射量Ti[ms]の演算式とは趣が異なる。ちなみに、当該演算式(シーケンシャル噴射時)は次のようなものである。
+CHOSn+Ts …(13)
TFBYA=1+KTW+KAS+KUB+KMR …(14)
ただし、TFBYA :従来装置の目標当量比、
Kathos:壁流補正量(応答の遅いもの)、
CHOSn :壁流補正量(応答の速いもの)、
KTW :水温増量補正係数、
KAS :始動後増量補正係数、
KUB :未燃分補正係数、
KMR :混合気補正係数、
(13)、(14)式に示す従来の演算式では、増量補正係数がたくさんあることからもわかるように、低水温時、低温始動直後で燃焼不安定な状態、未燃分、全負荷時、加減速時などに対してそれぞれに別個の増量補正係数(KTW、KAS、KUB、KMR、Kathos、CHOSn)を導入し、個別に対応していた。しかしながら、こうした方法だと増量補正係数の数に応じて適合工数が飛躍的に増大せざるを得ない。また、KTW、KAS、KUBの適合については燃料挙動までは解析されていない。
…(15)
(15)式によれば要求度数=100%のときFin=Fin2、要求度数=0%のときFin=Fin1となる。
〈1〉噴霧分岐のモデル同定(噴霧分岐全体プロセス)
図10は噴霧の各分岐分(X0、X1、X2、X3、X4)の推定(同定)に用いる噴霧分岐全体のプロセスをモデルで示したもので、噴射時からの燃料噴霧の分岐を図示のように時系列的に6つに分解している。
噴射時噴霧は粒径の異なる燃料噴霧の集まりである。従って、横軸に粒径D[μm]を、縦軸に噴霧の質量割合[%]を採れば、図10上段左端に示したように粒径Dに対して山形の分布(XA)を有し(太実線参照)、その山形の曲線で囲まれる面積が、噴射時の総噴霧の総和である100%になる。山形の分布を有する燃料噴霧のうちから一部が噴射時に気化し、残りは噴霧のまま滞留する。粒径の小さい噴霧ほど気化しやすいので、気化せずに残る噴霧の分布(細実線参照)は噴射時噴霧の分布(XA)より粒径の小さい側が小さなものとなる。これら2つの分布の間の面積分が噴射時に気化する噴霧分X0´[%]であり、100−X0´が気化せずに噴霧のまま滞留する噴霧分XB[%]である。
図10上段左より2番目の特性において、大きな山(太実線参照)は気化せずに吸気ポート4に残留する噴霧の噴霧の分布であり、このうち燃焼室5へと直接噴き入れられる噴霧の分布を小さな山(細実線参照)で重ねて描いている。この小さな山の面積が燃焼室5へと直接噴き入れられる噴霧分XD[%]であり、XB−XDつまり大きな山と小さな山の間の面積分が吸気系に残留する噴霧分XC[%]である。
燃焼室5へと直接噴き入れられず吸気ポート(吸気系)に残留する噴霧のうち一部は噴霧のまま浮遊し(気化する分を含む)、残りは吸気系の壁面(ポート壁4aと吸気弁壁15a)とに付着する。粒径の小さい噴霧ほど噴霧のまま浮遊しやすいので、図10上段右から2番目の特性において吸気系の壁面に付着する噴霧の分布(細実線参照)は吸気系に残留する噴霧の分布(太実線参照)より粒径の小さい側が小さなものとなる。これら2つの分布の間の面積分が吸気系に噴霧のまま浮遊する分(吸気系での気中浮遊割合)X0´´[%]であり、上記吸気系に残留する噴霧分XBからこの浮遊分X0´´を差し引いた値が吸気系付着分XE(吸気系付着割合)[%]となる。
燃焼室5へと直接噴き入れられる噴霧のうち一部は噴霧のまま燃焼室5内を浮遊し(気化する分を含む)、残りは燃焼室壁及びシリンダ面壁52に付着する。粒径の小さい噴霧ほど噴霧のまま浮遊しやすいので、図10下段右から2番目の特性において燃焼室壁及びシリンダ面壁52に付着する噴霧の分布(細実線参照)は燃焼室5へと直接噴き入れられる噴霧の分布(太実線参照)より粒径の小さい側が小さなものとなる。これら2つの分布の間の面積分が燃焼室5内で噴霧のまま浮遊する分(燃焼室5での気中浮遊割合)X0´´´[%]であり、上記燃焼室5へと直接噴き入れられる噴霧分XDからこの浮遊分X0´´´を差し引いた値が燃焼室壁付着分(燃焼室付着割合)XF[%]である。
図10上段右端の特性において、大きな山(太実線参照)は上記の吸気系付着分のXEの分布、小さな山(細実線参照)は吸気弁壁15aに付着する噴霧分の分布である。この小さな山の面積が吸気弁壁15aに付着する噴霧分X1[%]であり、上記吸気系付着分XEからこの吸気弁壁付着分X1を差し引いた値がポート壁付着分X2[%]である。
図10下段右端の特性において、大きな山(太実線参照)は上記の燃焼室付着分XFの分布、小さな山(細実線参照)は燃焼室壁に付着する噴霧の分布である。この小さな山の面積が燃焼室壁付着分X3[%]であり、上記燃焼室付着分XFからこの燃焼室壁付着分X3を差し引いた値がシリンダ面壁付着分X4[%]である。
〈2−1〉噴霧分岐のモデル同定(気化)
1)XA;噴射時噴霧の粒径分布:
噴射時噴霧の質量割合についての粒径分布XAは噴射弁21の噴霧計測結果を用いる。
噴射時噴霧の気化については図12のように噴霧の質量をm、表面積をA、直径をD、噴霧の気化量をΔm、また、吸気ポート4の流速をV、吸気ポート4の温度をT、吸気ポート4の圧力(この圧力は大気圧より低くなり、大気圧を基準とすれば負圧となる。)をPとすると、気化率X0´と気化量Δmとは次式で表される。
Δm=f(V、T、P)×A×t…(17)
ここで、(17)式のf(V、T、P)は単位表面積、単位時間当たりの蒸発量(この値を以下「気化特性」という。)で、気化特性f(V、T、P)は流速V、温度T、圧力Pの関数であることを表している。(17)式のtは単位時間である。
ここで、XAk はk番目の区分の粒径に対する質量割合、Dkはk番目の区分の粒径で、Σは粒径の全区分(kについて1から最大区分数まで)にわたって総和することを表している。KA#はガス流速Vの表面積での有効利用率(1より小さい定数)である。
+ΣXAk×f(V2、T、P)×A×t2×KA#/Dk…(19)
ただし、V1;噴霧貫通力による噴霧の速度、
t1;噴霧の貫通に要する時間、
V2;吸気気流の速度、
t2;吸気気流に噴霧が暴露されている時間、
ここで、噴霧貫通力による噴霧の速度V1と噴霧の貫通に要する時間t1とは、噴射弁21に作用する燃圧Pfが決まれば一定値である。これらV1、t1の値は噴射弁21の仕様が決まれば定まる。燃圧Pfを可変に制御するエンジンでは、燃圧PfによりV1、t1が変化するので、燃圧Pfの関数として設定する。
ただし、#KV;流速指数、
(20)式の流速指数#KVは流路面積(吸気ポート4の流路面積)を気筒容積で割った値により定まる値である。この指数には単位合わせの分も含める。ここで、流路面積、気筒容積は図面より求めることができる。
このようにして噴射時気化分X0´が求まると、噴霧のまま吸気ポート4に残留する噴霧分XBは次式で与えられる。
〈2−2〉噴霧分岐のモデル同定(直接噴き入り)
1)XD;燃焼室5へと直接噴き入れられる噴霧分:
噴射弁21からの噴霧は、排気行程中の噴射であれば吸気弁15が全閉しているので、吸気弁15、吸気ポート4にしか直撃しないのであるが、吸気弁傘裏部を狙って吸気行程で噴射するときには、図15のようにその一部が吸気弁15または吸気ポートに衝突することなく吸気弁15と弁シートの隙間をスッポ抜けて燃焼室5へと直接噴き入れられる。この直接噴き入り率をKXDとし、燃焼室5へと直接噴き入れられる噴霧分XDを次式により算出する。
直接噴き入り率KXDは噴射タイミングのほか、噴射方向(噴射弁21の向きと吸気弁15の向き)の影響も受ける。そこで、噴射タイミングI/Tと噴射弁21の軸と吸気弁15の軸との挟み角βとから図16を内容とするマップを検索することにより直接噴き入り率KXDを求める。挟み角βは図面からわかる。図16の特性は適合により求める。
ただし、H;吸気弁の最大リフト、
H0;基準最大リフト、
(23)式のH0は吸気弁作動角可変機構を働かせないときの吸気弁の最大リフトである。吸気弁作動角可変機構を働かせるときには、通常、吸気弁の最大リフトHがH0より小さくなるので、その分直接噴き入り率が減る。そこで(23)式によりその分の減量補正を行わせるものである。
このようにして直接噴き入れられる噴霧分XDが求まると、吸気系に残留する噴霧分XCは次式で与えられる。
〈2−3〉噴霧分岐のモデル同定(浮遊)
1)X0´´;吸気系での浮遊分:
吸気ポート4に噴霧がくまなく分布し、図17のように各噴霧は重力加速度により空気に抗して落下するものと仮定する。こうした自然落下モデルでは、落下してポート壁4aに到達しない噴霧は浮遊し、ポート壁4aに到達した噴霧はポート壁4aに付着するとみなす。
ここで、Lkは粒径区分kにおける噴霧の到達距離である。このLkは、
Lk=Vk×tp…(26)
の式により表されるので(Vkは粒径区分kにおける噴霧の落下速度、tpは浮遊時間(あるいは到達制限時間)としての噴射タイミングI/Tより圧縮行程開始までの時間)、これを(25)式に代入すると、次式が得られる。
この結果、粒径Dをパラメータとする小区分毎の噴霧の落下速度Vのテーブル(図18参照)を作成しておき、粒径区分kが1よりD0となるまで、(27)式により総和すれば吸気系での浮遊分X0´´を求めることができる。D0は図18において粒径毎の浮遊分が0となるときの粒径である。tpはエンジンコントローラ31内蔵のタイマにより計測させればよい。#LPは一定値であり、図面より定まる。
考え方は吸気系での浮遊分X0´´と同様である。すなわち、燃焼室5内に噴霧がくまなく分布し、図17のように各噴霧は重力加速度により空気に抗して落下するものと仮定する。こうした自然落下モデルでは、落下してピストン冠面6aに到達しない噴霧は浮遊し、ピストン冠面6aに到達した噴霧は燃焼室(燃焼室壁やシリンダ面壁52)に付着するとみなす。
ここで、Lkは粒径区分kにおける噴霧の到達距離であり、このLkは、
Lk=Vk×tc…(29)
の式により表されるので(Vkは粒径区分kにおける噴霧の落下速度、tcは浮遊時間(あるいは到達制限時間)としての噴射タイミングI/T(または吸気行程開始)より圧縮行程終了(または燃焼開始)までの時間)、これを(28)式に代入すると、次式が得られる。
この結果、粒径Dをパラメータとする小区分毎の噴霧の落下速度Vのテーブル(図18参照)を作成しておき、粒径区分が1よりD0となるまで、(30)式により総和すれば燃焼室での浮遊分X0´´´を求めることができる。D0は図18において粒径毎の浮遊分が0となるときの粒径である。tcエンジンコントローラ31内蔵のタイマにより計測させればよい。#LCは一定値であり、図面より定まる。
このようにして吸気系での浮遊分X0´´、燃焼室での浮遊分X0´´´が求まると、吸気系付着分XE、燃焼室付着分XFは次式で与えられる。
XF=XD−X0´´´…(32)
吸気弁作動角可変機構を備えるエンジンでは、直接噴き入れられる噴霧の2次微粒化が促進されるため、直接噴き入れられる噴霧分XDと燃焼室での浮遊分X0´´´の補正を行う。ここで、2次微粒化とは、吸気弁作動角可変機構が働くとき、吸気弁の最大リフトが小さくなって吸気弁と弁シートの隙間を流れる気流が、吸気弁作動角可変機構が働かないときより高速となり、そのぶん直接噴き入れられる噴霧の微粒化が促進されることをいう。
〈2−4〉噴霧分岐のモデル同定(付着部位)
1)X1、X2;吸気弁壁付着分、ポート壁付着分:
吸気系付着分XEの分布は図19において下側の太実線であり、このうち吸気弁壁付着分X1の分布は図19において下側の破線のようになり、2つの分布の間がポート壁付着分X2の分布である。従って、吸気系付着分XEを、吸気弁直撃率#DVRに応じて次式のように吸気弁壁付着分X1と、ポート壁付着分X2とに割り振る。
X2=XE−X1 …(34)
ただし、KX1;吸気弁直撃率係数、
ここで、吸気弁直撃率係数KX1は吸気弁直撃率#DVRと圧力Pとから図20を内容とするマップを検索することにより求める。図20に示したように吸気弁直撃率係数KX1は吸気弁直撃率#DVRが大きくなるほど大きくなる。また、吸気弁直撃率#DVRが同じでも圧力Pが小さくなる低負荷時のほうが吸気弁直撃率係数KX1の値が小さくなる。図20において「負圧無」とは圧力Pが大気圧に近づく高負荷時のこと、「高負圧」とは圧力Pが大気圧より離れて小さくなる低負荷時のことである。吸気弁直撃率#DVRは、噴射弁21からの噴霧が吸気弁15に衝突する割合のことで、吸気ポート4と噴射弁噴霧の図面から算出できる。
燃焼室壁、シリンダ面壁52に付着する噴霧の分布を図19に重ねて示す。燃焼室付着分XFを、割り振り率KX4で次式のように燃焼室壁付着分X3と、シリンダ面壁付着分X4とに割り振る。
X3=XF−X4 …(36)
ここで、噴霧流入のレイアウトによりシリンダ付着指標を定め、このシリンダ付着指標から図21を内容とするテーブルを検索して割り振り率KX4を求める。ここで、シリンダ指標は噴射弁21からの噴霧が吸気弁15と弁シートの隙間を抜けて燃焼室5内に入って各部壁に付着する燃料のうち、シリンダ壁に向かう割合を表すもので、例えば噴霧形状を円錐として吸気弁15と弁シートの隙間を抜ける割合をB、Bのうちシリンダ壁に向かう割合をAとすれば、A/Bをシリンダ指標として用いればよい。図21のように、割り振り率KX4はシリンダ付着指標が大きくなるほど大きくなる値である。
〈3〉壁流の蒸発、持ち去りのモデル同定
ここではまず壁流を物理モデルとするに際しての基本的な考え方を示す。
図22のように壁流の蒸発モデルを考える。すなわち、蒸発表面積Aは波の高さと比例し、また波の高さは付着量mと比例すると仮定すると、次式が成立する。
ただし、K#;定数、
蒸発量Δmは次式により与えられる。
(38)式のf(T、V、P)は壁流の蒸発特性である。この壁流の蒸発は噴霧の蒸発と同様であるから、壁流の蒸発特性としては図13に示した気化特性をそのまま流用している。ただし、(38)式は上記(17)式と比較して右辺に単位時間tがない。つまり、ここでのΔmは単位時間当たりで考えている。
この結果、壁流の蒸発量は付着量と比例する。
図23のように壁流の再飛散と壁流の移動のモデルを考える。すなわち、壁流の再飛散量Δm´も波の高さと比例し、波の高さは付着量mと比例すると仮定すると、壁流の飛散率y1、2は次式により与えられる。
(40)式のf(T、V、粘度、表面張力)は再飛散率基本値で、その特性を図24に示す。使用燃料であるガソリンが決まると粘度と表面張力が定まり、その使用燃料に対して適合することにより、図24に示したように温度Tと流速Vに対する特性が得られる。再飛散率基本値は温度Tが高くなるほど、また流速Vが大きくなるほど大きくなる値である。
H=m×K# …(42)
ただし、Vw;壁流の移動速度、
(41)式の壁流の移動速度Vwは、
Vw=f(V、T、粘度) …(43)
である。ここで、(43)式のf(V、T、粘度)は移動率基本値で、その特性を図25に示す。使用燃料であるガソリンが決まると粘度が定まり、その使用燃料に対して適合することにより、図25に示したように温度Tと流速Vに対する特性が得られる。移動率基本値は温度Tが高くなるほど、また流速Vが大きくなるほど大きくなる値である。
これより壁流の移動量も付着量と比例すると仮定する。
〈4−1〉蒸発、持ち去りの各部モデルへの適用
1)吸気弁壁流への適用:
図26は図22、図23の壁流モデルを吸気弁15に形成される壁流に適用した図である。この吸気弁壁流からの蒸発燃焼分、吸気弁壁流からの燃焼室壁への分岐分、吸気弁壁流からのシリンダ面壁52への分岐分をそれぞれ次のように算出する。
=f(図13)×#KWVV …(45)
燃焼室壁分岐分 ;Y1=(Δm´+Δm´´)/m
=f(図24)×#KVC+f(図25)×#KVT
…(46)
シリンダ面壁分岐分;Y2=(Δm´+Δm´´)/m
=f(図24)×(1−#KVC)
+f(図25)(1−×#KVT)…(47)
ここで、#KWVVは吸気弁壁流の蒸発係数、#KVCは吸気弁壁流の再飛散係数、#KVTは吸気弁壁流の移動係数である。
図27は図22、図23の壁流モデルを吸気ポートに形成される壁流に適用した図である。この吸気ポート壁流からの蒸発燃焼分、吸気ポート壁流からの燃焼室壁への分岐分、吸気ポート壁流からのシリンダ面壁52への分岐分をそれぞれ次のように算出する。
=f(図13)×#KWVP …(48)
燃焼室壁分岐分 ;Z1=(Δm´+Δm´´)/m
=f(図24)×#KHC+f(図25)×#KHT
…(49)
シリンダ面壁分岐分;Z2=(Δm´+Δm´´)/m
=f(図24)×(1−#KHC)
+f(図25)(1−×#KHT)…(50)
ここで、#KWVPは吸気ポート壁流の蒸発係数、#KHCは吸気ポート壁流の再飛散係数、#KHTは吸気ポート壁流の移動係数である。
〈4−2〉蒸発、持ち去りの各部モデルへの適用
1)燃焼室壁流への適用:
図28は図22の壁流モデルを燃焼室(シリンダ面壁を除く)に形成される壁流に適用した図である。この燃焼室壁流からの気化燃焼分、燃焼室壁流からの気化未燃排出分をそれぞれ次のように算出する。
気化未燃排出分;V1=f(図13)×#KCL…(52)
ここで、#KCVは燃焼室壁流の蒸発係数、#KCVは燃焼室壁流の蒸発係数である。
図29は図22、図23の壁流モデルをシリンダ面壁に形成される壁流に適用した図である。このシリンダ面壁流からの気化燃焼分、シリンダ面壁流からの気化未燃排出分、シリンダ面壁流からのオイル混入分をそれぞれ次のように算出する。
気化未燃排出分;W1=f(図13)×#KBL…(54)
オイル混入分 ;W2=f(図30)×#KBO…(55)
ここで、#KBVはシリンダ面壁流の蒸発係数、#KBLはシリンダ面壁流の蒸発係数、#KBOはシリンダ面壁流のオイル混入係数である。
気化未燃排出分の区間;平均流速Vc=V2×#KIL…(57)
ここで、#KIV、#KILは定数である。
ただし、f(V、T、P);気化特性、
(58)式は簡単には全体(100%)から燃焼室内で気化する分(f(V、T、P)×A×t×KA#/D)を差し引いた残りのうち燃焼室内における気流中割合FCに相当する分が燃焼室5内に噴霧のまま存在すると考える式である。
ただし、#KXD2;直接噴き入り率(1.0より小さい一定値)、
#XI1 ;噴霧密度の補正分(1.0より小さい一定値)、
そこで第2実施形態では次の手順で燃焼室5へと直接噴き入れられる噴霧分XDを算出する。
−(t−#t6)×#VFを#LM1に制限したもの}
/(#t6−#t4)×#VF…(60)
そして、このFCを単位時間t毎に区切ってその区分に1から増える番号を振り、時刻#t4が属する時間区分である1より時刻#t5が属する時間区分である最大値まで、時間区分の番号とその番号の時間区分でのFCとを対応づけてメモリに格納する。
時刻t3以降;VG=VGn-1−#GG(VG≧0)…(62)
ただし、VGP;初期値(正の値)、
VGn-1;VGの前回値、
#GG;流速減少量(一定値)、
ここで、時刻t3は吸気弁開時の時刻である。(61)、(62)式より吹き返し分流速VGは時刻t3でステップ的にVGPだけ大きくなり、その後は所定時間毎に#GGずつ減少して0になる値である。なお、図33上段では吹き返し分流速VGは負の値であるが、(61)、(62)式により算出されるVGは正の値である。これは、噴霧は流速が正だろうと負だろうと、噴霧の気化に対しては同じ働きをするので、表しやすい正の値を採用したものである。(61)式の初期値VGPはPm/Pa(ただしPmは吸気圧力、Paは大気圧)から所定のテーブルを検索することにより求める。
ただし、VPP;ピストン下降速度
Ne ;エンジン回転速度
KPV;定数、
ここで、時刻t2は吸気上死点の時刻である。(63)式のピストン下降速度VPPは、t−t2をクランク角に換算した値からピストン位置テーブルを参照し、その近接2点間の値の傾きから算出する。定数KPVは気筒容積/流路面積×#K(定数)の式により算出する。
すなわち、吹き返し分流速VGとの相対流速は|−VG−#VF|=|VG+#VF|となり、ピストン下降分流速VPとの相対流速は|VP−#VF|となる。こうして求めた相対流速VもFCに合わせて単位時間t毎に区切ってその区分に1から増える番号を振り、時刻#t4が属する時間区分である1より時刻#t5が属する時間区分である最大値まで、時間区分の番号とその番号の時間区分での相対流速Vとを対応づけてメモリに格納する。
ここで、Vjはj番目の時間区分に対する相対流速、f(Vj、T、P)はj番目の時間区分に対する気化特性、FCjはj番目の時間区分に対する気流中割合である。また、Σの総和の範囲は時間の全区分(時刻#t4が属する時間区分より時刻#t5が属する時間区分まで)である。
ただし、Dp;吸気ポート4の直径、
ここで、(66)式のxは図35に示したように吸気弁15と弁シートの隙間のうち径方向の最大幅である。この最大幅xは図34のように噴射形状が円錐状となるとみなしたとき、次式により与えることができる。
w=Lv×sin(β+α)/cosβ=Lv×Kw …(68)
h=Lv×cosα/cosβ=Lv×Kh …(69)
ただし、β ;吸気弁15と噴射弁21の挟む角、
γ ;噴射角、
l ;噴射弁21から吸気ポート4出口までの距離、
Lv;吸気弁15の瞬時リフト、
上記(66)〜(69)式において、吸気弁15の瞬時リフト(時々刻々のリフトのこと)Lvはクランク角の関数であり、エンジンの仕様により分かっている。また、残りのβ、γ、lは全て図面より求めることができる固定値である。従って、面積比Ksは結局、次式により表される。
=f1(Lv)…(71)
この面積比Ksを求めるため瞬時リフトLvを所定クランク角毎に区切ってその区分に1から増える番号を振り、吸気弁開時期が属するクランク角区分である1より吸気弁閉時期が属するクランク角区分である最大まで、クランク角区分の番号とその番号のクランク角区分での瞬時リフトとを対応づけてメモリに格納しておく。
ここで、f1(Lvi)はi番目のクランク角区分に対する面積比、Lviはi番目のクランク角区分に対する瞬時リフトである。また、Σの総和の範囲はクランク角の全区分(吸気弁開時期が属するクランク角区分より吸気弁開時期が属するクランク角区分まで)である。
このように、第3実施形態(請求項4に記載の発明)によれば、直接噴き入り率KXD3を、吸気弁15と弁シートの隙間のうち径方向の最大幅xと吸気弁15が閉じた状態での吸気ポート4の直径Dpとの比である距離比(Ks)を用いて算出するので、距離比(Ks)を上記(70)式のように簡単なモデル式で表すことができ、実験適合する必要がない。
Ks≒x/Dp=Lv×sinβ/Dp…(75)
=f2(Lv) …(76)
ただし、Lv;吸気弁15の瞬時リフト、
β ;吸気弁15と噴射弁21の挟む角、
Dp;吸気ポート4の直径
従って、第4実施形態では、(75)、(76)式を第3実施形態の上記(70)、(71)式に代えて用いて、燃焼室5へと直接噴き入れられる噴霧分XDを算出すればよい。
5 燃焼室
15 吸気弁
21 燃料噴射弁
31 エンジンコントローラ
Claims (17)
- 燃焼室入口の吸気ポートを開閉する吸気弁と、
吸気ポート内に燃料を噴射する燃料噴射弁と、
この燃料噴射弁から噴射される噴霧が先端から後端までつらなる塊状で吸気系を経て燃焼室内の気流中を飛行すると仮定し、噴霧速度と噴霧の飛距離限界と前記燃料噴射弁の噴孔から前記吸気ポート出口までの距離とから定まるこの噴霧塊の燃焼室内における気流中割合が0を超える範囲を前記噴霧塊が燃焼室内における気流中にある区間とみなし、この噴霧塊の燃焼室内における気流中割合に少なくとも基づいて前記燃料噴射弁から噴射される燃料量のうち前記吸気弁の開弁時に吸気弁または吸気ポートに衝突することなく前記燃焼室へと直接噴き入れられる噴霧量を算出するモデルを用いて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出する燃料噴射量算出手段と
を備えることを特徴とするエンジンの燃料噴射量制御装置。 - 前記燃焼室へと直接噴き入れられる噴霧量は、前記吸気ポート出口に前記吸気弁が存在しないと仮定したときに前記燃料噴射弁から噴射される燃料量のうち前記燃焼室へと直接噴き入れられる噴霧量と、前記吸気弁の開弁時に前記吸気弁と弁シートの隙間を通り抜ける割合である直接噴き入り割合との積であることを特徴とする請求項1に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
- 前記直接噴き入り割合を、前記吸気弁と弁シートの隙間面積またはこの隙間面積と前記吸気弁が閉じた状態での吸気ポートの断面積との比である面積比から算出することを特徴とする請求項2に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
- 前記吸気弁と弁シートの隙間面積に代えて、前記吸気弁と弁シートの隙間のうち径方向の最大の幅を、または前記面積比に代えて前記最大幅と前記吸気弁が閉じた状態での吸気ポートの直径との比である距離比を用いることを特徴とする請求項3に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
- 前記最大幅を、前記燃料噴射弁から噴射される噴霧の噴射形状が円錐状であるとして算出することを特徴とする請求項4に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
- 前記最大幅を、前記燃料噴射弁から噴射される噴霧の噴射形状が円柱状であるとして算出することを特徴とする請求項4に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
- 前記最大幅を、前記吸気弁の瞬時リフトを用いて算出することを特徴とする請求項4に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
- 前記最大幅を、前記燃料噴射弁と前記吸気弁の挟み角を用いて算出することを特徴とする請求項4に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
- 前記吸気弁の最大リフトに応じた噴霧密度の補正分により前記直接噴き入り割合を補正することを特徴とする請求項2に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
- 前記燃焼室へと直接噴き入れられる噴霧量を前記区間での噴霧の速度または気流の速度に基づいても算出することを特徴とする請求項1に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
- 前記気流の速度は、前記吸気弁が開いているときのサイクル位置で定まる吸気系または燃焼室内の吸気流速であることを特徴とする請求項10に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
- 前記気流の速度は、前記吸気弁が開いた瞬間に生じる吹き返し分流速と、その後に前記吸気弁が開いているときに生じるピストン下降分流速とからなることを特徴とする請求項11に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
- 前記ピストン下降分流速はピストン下降速度に応じた値であることを特徴とする請求項12に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
- 前記ピストン下降分流速を、前記ピストン下降速度、エンジン回転速度及びエンジンの気筒容積と前記吸気系の流路面積の比から求めることを特徴とする請求項13に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
- 前記噴霧の速度または気流の速度に代えて、前記噴霧の速度と前記気流の速度との差の絶対値である相対流速を用いることを特徴とする請求項10に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
- 前記噴霧の速度を粒径で決定することを特徴とする請求項1に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
- 前記燃焼室へと直接噴き入れられる噴霧量に代えて、前記燃料噴射弁から噴射される燃料量のうち前記吸気弁の開弁時に吸気弁または吸気ポートに衝突することなく燃焼室へと直接噴き入れられる噴霧分を算出することを特徴とする請求項1に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
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