以下、図面に基づき本発明の実施形態について説明する。
図1は、本発明のシステムを説明するための概略図である。
空気は吸気コレクタ2に蓄えられた後、吸気マニホールド3を介して各気筒の燃焼室5に導入される。燃料は各気筒の吸気ポート4に配置された燃料インジェクタ21より噴射供給される。空気中に噴射された燃料は気化しつつ空気と混合してガス(混合気)を作り、燃焼室5に流入する。この混合気は吸気弁15が閉じることで燃焼室5内に閉じこめられ、ピストン6の上昇によって圧縮される。
この圧縮混合気に対して高圧火花により点火を行うため、パワートランジスタ内蔵の点火コイルを各気筒に配した電子配電システムの点火装置11を備える。すなわち、点火装置11は、バッテリからの電気エネルギーを蓄える点火コイル13と、点火コイル13の一次側への通電、遮断を行うパワートランジスタと、燃焼室5の天井に設けられ点火コイル13の一次電流の遮断によって点火コイル13の二次側に発生する高電圧を受けて、火花放電を行う点火プラグ14とからなっている。
圧縮上死点より少し手前で点火プラグ14により火花が飛ばされ圧縮混合気に着火されると、火炎が広がりやがて爆発的に燃焼し、この燃焼によるガス圧がピストン6を押し下げる仕事を行う。この仕事はクランクシャフト7の回転力として取り出される。燃焼後のガス(排気)は排気弁16が開いたとき排気通路8へと排出される。
排気通路8には三元触媒9を備える。三元触媒9は排気の空燃比が理論空燃比を中心とした狭い範囲(ウインドウ)にあるとき、排気に含まれるHC、CO、NOxといった有害三成分を同時に効率よく除去できる。空燃比は吸入空気量と燃料量の比であるので、エンジンの1サイクル(4サイクルエンジンではクランク角で720°区間)当たりに燃焼室5に導入される吸入空気量と、燃料インジェクタ21からの燃料噴射量との比が理論空燃比となるように、エンジンコントローラ31ではエアフローメータ32からの吸入空気流量の信号とクランク角センサ(33、34)からの信号に基づいて燃料インジェクタ21からの燃料噴射量を定めると共に、三元触媒9の上流に設けたO2センサ35からの信号に基づいて空燃比をフィードバック制御している。
吸気コレクタ2の上流には絞り弁23がスロットルモータ24により駆動される、いわゆる電子制御スロットル22を備える。運転者が要求するトルクはアクセルペダル41の踏み込み量(アクセル開度)に現れるので、エンジンコントローラ31ではアクセルセンサ42からの信号に基づいて目標トルクを定め、この目標トルクを実現するための目標空気量を定め、この目標空気量が得られるようにスロットルモータ24を介して絞り弁23の開度を制御する。
吸気弁用カムシャフト25、排気弁用カムシャフト26及びクランクシャフト7の各前部にはそれぞれカムスプロケット、クランクスプロケットが取り付けられ、これらスプロケットにタイミングチェーン(図示しない)を掛け回すことで、カムシャフト25、26がエンジンのクランクシャフト7により駆動されるのであるが、このカムスプロケットと吸気弁用カムシャフト25との間に介在して、作動角一定のまま吸気弁用カムの位相を連続的に制御し得る可変吸気バルブタイミングコントロール機構(以下、「吸気VTC機構」という。)27と、カムスプロケットと排気弁用カムシャフト26との間に介在して、作動角一定のまま排気弁用カムの位相を連続的に制御し得る可変排気バルブタイミングコントロール機構(以下、「排気VTC機構」という。)28とを備える。吸気弁15の開閉時期や排気弁16の開閉時期を変えると燃焼室5に残留する不活性ガスの量が変化する。燃焼室5内の不活性ガスの量が増えるほどポンピングロスが減って燃費がよくなるので、運転条件によりどのくらいの不活性ガスが燃焼室5内に残留したらよいかを目標吸気弁閉時期や目標排気弁閉時期にして予め定めており、エンジンコントローラ31ではそのときの運転条件(エンジンの負荷と回転速度)より目標吸気弁閉時期と目標排気弁閉時期を定め、それら目標値が得られるように吸気VTC機構27、排気VTC機構28の各アクチュエータを介して吸気弁閉時期と排気弁閉時期を制御する。
吸気温度センサ43からの吸気温度の信号、吸気圧力センサ44からの吸気圧力の信号、排気温度センサ45からの排気温度の信号、排気圧力センサ46からの排気圧力の信号が、水温センサ37からの冷却水温の信号と共に入力されるエンジンコントローラ31では、パワートランジスタ13を介して点火プラグ14の一次側電流の遮断時期である点火時期を制御する。
図2はエンジンコントローラ31内で行われる点火時期制御のブロック図で、大きくは点火時期演算部51と点火時期制御部61とからなる。点火時期演算部51はさらに初期燃焼期間算出部52、主燃焼期間算出部53、燃焼期間算出部54、基本点火時期算出部55、前回燃焼開始時期算出部56及び点火時期指令値算出部57からなる。
初期燃焼期間算出部52では、混合気が着火してから火炎核が形成されるまでの期間を初期燃焼期間BURN1として算出する。主燃焼期間算出部53では、火炎核が形成されてから燃焼圧力が最大値Pmaxに達するまでの期間を主燃焼期間BURN2として算出する。燃焼期間算出部54では、これら初期燃焼期間BURN1と主燃焼期間BURN2との合計を、燃焼開始より最大燃焼圧力Pmaxに至るまでの燃焼期間BURNとして算出する。基本点火時期算出部55では、この燃焼期間BURNに基づいてMBTの得られる点火時期(この点火時期を「基本点火時期」という。)MBTCALを算出する。
点火時期指令値算出部57は図40に示したように、ノックによる圧力上昇量推定部80、ノック強度推定値算出部86、ノック判定部87、点火時期遅角補正部88、デポジット量算出部89からなる。
ノックによる圧力上昇量推定部80では運転条件に基づいて燃焼室5内のノックによる圧力上昇分DP(ノックによる圧力上昇量)を推定する。このノックによる圧力上昇量推定部80は、さらに自着火時期算出部81、未燃燃料量算出部82、自着火時容積算出部83、既燃ガス比熱算出部84、ノックによる圧力上昇量算出部85からなる。
自着火時期算出部81では燃焼室5内の燃料が自着火にいたるまでの時間τの逆数の分布を表す特性に基づいて燃焼室5内の燃料が自着火する時期(以下「自着火時期」という。)θknkを算出(推定)する。未燃燃料量算出部82では、燃料量QINJとこの自着火時期θknkとに基づいて計算式により自着火する燃料量である未燃燃料量MUBを算出する。自着火時容積算出部83では自着火時期θknkに基づいて燃焼室5の自着火時期における容積Vknkを算出する。既燃ガス比熱算出部84では既燃ガス(自着火する燃料ガス)のエンタルピEと自着火時期θknkとに基づいて計算式により既燃ガスの定容比熱Cvを算出する。ノックによる圧力上昇分算出部85では、これら未燃燃料量MUB、自着火時期容積Vknk、既燃ガスの定容比熱Cvとに基づいてノックによる圧力上昇分DPを計算式により算出する。
ノック強度推定値算出部86ではこのノックによる圧力上昇分DPに基づいてノック強度推定値KICを算出する。ノック判定部87ではこのノック強度推定値KICと所定のスライスレベルSLとの比較によりノック強度が大きいか否かを判定する。点火時期遅角補正部88ではこの判定結果に基づきノック強度が大きい場合に基本点火時期MBTCALを遅角側に補正した値を点火時期指令値QADVとして求め、これに対してノック強度が大きくない場合に基本点火時期MBTCALをそのまま点火時期指令値QADVとする。
燃焼室内デポジット量算出部89では実ノック強度KIDとノック強度推定値KICに基づいて燃焼室5内のデポジット量VDEPを算出する。
図2に戻り点火時期制御部61ではこのようにして算出された点火時期指令値QADVで点火プラグ14が燃焼室5内の混合気に対して着火するように、イグニッションコイル13への通電角と非通電角を制御する。
上記のように燃焼期間BURNを初期燃焼期間BURN1と主燃焼期間BURN2に分けて算出し、燃焼期間BURNに応じて基本点火時期MBTCALを求めるようにしたのは、燃焼解析より得られた結果に基づくものである。以下、燃焼解析に基づくこの点火時期制御をさらに説明する。
図3に示すようにMBT(最大トルクの得られる最小進角値)で混合気に点火した場合に混合気の燃焼圧力が最大値Pmaxとなるクランク角を基準クランク角θPMAX[degATDC]とする。基準クランク角θPMAXは燃焼方式によらずほぼ一定であり、一般に圧縮上死点後12〜15度、最大で圧縮上死点後10〜20度の範囲にある。
図4に火花点火エンジンにおける燃焼室内の燃焼解析により得られた燃焼質量割合BR(燃焼ガス質量割合)の変化を示す。燃焼室に供給された燃料に対する燃焼質量の比率を表す燃焼質量割合BRは、点火時に0%であり、完全燃焼によって100%に達する。基準クランク角θPMAXにおける燃焼質量割合は一定で約60%であることが実験により確かめられている。
燃焼質量割合BRが0%から基準クランク角θPMAX相当の約60%に達するまでの変化代に相当する燃焼期間は、燃焼開始直後で燃焼質量割合にも燃焼圧力にもほとんど変化のない期間である初期燃焼期間と、燃焼質量割合と燃焼圧力が急激に増加する主燃焼期間とに分けられる。初期燃焼期間は、燃焼開始から火炎核が形成されるまでの段階であり、火炎核が形成されるのは燃焼質量割合が0%から2%〜10%まで変化したときである。この初期燃焼期間中は、燃焼圧力や燃焼温度の上昇速度が小さく、燃焼質量割合の変化に対して初期燃焼期間は長い。初期燃焼期間の長さは燃焼室内の温度や圧力の変化の影響を受けやすい。
一方、主燃焼期間においては、火炎核から外側へと火炎が伝播するのであり、その火炎速度(つまり燃焼速度)が急上昇する。そのため、主燃焼期間の燃焼質量割合の変化は初期燃焼期間の燃焼質量割合の変化に比べて大きい。
エンジンコントローラ31では、燃焼質量割合が2%に達する(変化する)までを初期燃焼期間BURN1[deg]とし、初期燃焼期間BURN1の終了後、基準クランク角θPMAXに至るまでの区間(燃焼室量割合でいえば2%より約60%に達するまでの間)を主燃焼期間BURN2[deg]として区別する。そして、初期燃焼期間BURN1に主燃焼期間BURN2を加えた合計である燃焼期間BURN[deg]を算出し、この燃焼期間BURNから基準クランク角θPMAX[degATDC]を差し引き、さらに後述する点火無駄時間相当クランク角IGNDEAD[deg]を加えたクランク角位置を、MBTの得られる点火時期である基本点火時期MBTCAL[degBTDC]として設定する。
火炎核の形成される初期燃焼期間での燃焼室5内の圧力、温度は、点火時の圧力、温度とほぼ等価になるが、これから点火時期を算出しようとしているのに、最初から正確な点火時期を設定することはできない。そこで、図2に示したように前回燃焼開始時期算出部56で基本点火時期の前回値を前回燃焼開始時期MBTCYCL[degBTDC]として算出し、この値を初期燃焼期間算出部52に対して与えるようにし、初期燃焼期間算出部52において初期燃焼期間の算出をサイクリックに繰り返すことで、精度の高い結果を時間遅れなしに出すようにしている。
次に、エンジンコントローラ31で実行される上記の基本点火時期MBTCALの算出を以下のフローチャートを参照しながら詳述する。
図5は点火時期の算出に必要な各種の物理量を算出するためのもので、一定時間毎(例えば10msec毎)に実行する。
まずステップ11では、吸気弁閉時期IVC[degBTDC]、温度センサ43により検出されるコレクタ内温度TCOL[K]、圧力センサ44により検出されるコレクタ内圧力PCOL[Pa]、温度センサ45により検出される排気温度TEXH[K]、内部不活性ガス率MRESFR[%]、温度センサ37により検出される冷却水温TWK[K]、目標当量比TFBYA、クランク角センサにより検出されるエンジン回転速度NRPM[rpm]、点火無駄時間DEADTIME[μsec]を読み込む。
ここで、クランク角センサはクランクシャフト7のポジションを検出するポジションセンサ33と、吸気用カムシャフト25ポジションを検出するフェーズセンサ34とからなり、これら2つのセンサ33、34からの信号に基づいてエンジン回転速度NRPM[rpm]が算出されている。
吸気弁閉時期IVCは吸気VTC機構27に与える指令値から既知である。あるいはフェーズセンサ34により実際の吸気弁閉時期を検出してもかまわない。
内部不活性ガス率MRESFRは燃焼室内に残留する不活性ガス量を燃焼室内の総ガス量で除した値で、その算出については後述する。点火無駄時間DEADTIMEは一定値である。
目標当量比TFBYAは図示しない燃料噴射量の算出フローにおいて算出されている。目標当量比TFBYAは無名数であり、理論空燃比を14.7とすると、次式により表される値である。
TFBYA=14.7/目標空燃比 …(1)
例えば(1)式より目標空燃比が理論空燃比のときTFBYA=1.0となり、目標空燃比が例えば22.0といったリーン側の値であるとき、TFBYAは1.0未満の正の値である。
ステップ12では、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける容積(つまり圧縮開始時期での容積)VIVC[m3]を算出する。燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCは、ピストン6のストローク位置によって決まる。ピストン6のストローク位置はエンジンのクランク角位置によって決まる。
図6を参照して、エンジンのクランクシャフト71の回転中心72がシリンダの中心軸73からオフセットしている場合を考える。コネクティングロッド74、コネクティングロッド74とクランクシャフト71との結節点75、コネクティングロッド74とピストンをつなぐピストンピン76が図に示す関係にあるとする。このときの、燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCは次式(2)〜(6)で表すことができる。
VIVC=f1(θivc)=Vc+(π/4)D2・Hivc …(2)
Vc=(π/4)D2・Hx/(ε−1) …(3)
Hivc={(CND+ST2/2)−(CRoff−PISoff)2}1/2
−{(ST/2)・cos(θivc+θoff)}
+(CND2−X2)1/2 …(4)
X =(ST/2)・sin(θivc+θoff)−CRoff+PISoff …(5)
θoff=arcsin{(CRoff−PISoff)/(CND・(ST/2))}…(6)
ただし、Vc:隙間容積[m3]、
ε :圧縮比、
D :シリンダボア径[m]、
ST :ピストンの全ストローク[m]、
Hivc :吸気弁閉時期におけるピストンピン76の
TDCからの距離[m]、
Hx :ピストンピン76のTDCからの距離の最大値と最小値の
差[m]、
CND :コネクティングロッド74の長さ[m]、
CRoff :結節点75のシリンダ中心軸73からのオフセット距離
[m]、
PISoff:クランクシャフト回転中心72のシリンダ中心軸73から
のオフセット距離[m]、
θivc :吸気弁閉時期のクランク角[degATDC]、
θoff :ピストンピン76とクランクシャフト回転中心72とを結
ぶ線がTDCにおいて垂直線となす角度[deg]、
X :結節点75とピストンピン76との水平距離[m]、
吸気弁閉時期のクランク角θivcは前述のように、エンジンコントローラ31から吸気VTC機構27への指令信号によって決まるので、既知である。式(2)〜(6)にこのときのクランク角θivc(=IVC)を代入すれば、燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCを算出することができる。したがって、実用上は燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCは吸気弁閉時期IVCをパラメータとするテーブルで設定したものを用いる。吸気VTC機構27を備えないときには定数で与えることができる。
ステップ13では、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける温度(つまり圧縮開始時期温度)TINI[K]を算出する。燃焼室5に流入するガスの温度は、燃焼室5に流入する新気と燃焼室5に残留する不活性ガスとが混じったガスの温度であり、燃焼室5に流入する新気の温度は吸気コレクタ2内の新気温度TCOLに等しく、また燃焼室5内に残留する不活性ガスの温度は排気ポート部近傍の排気温度TEXHで近似できるので、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける温度TINIは吸気弁閉時期IVCになったタイミングでの、吸気コレクタ2内の新気温度TCOL、排気温度TEXH、燃焼室5内に残留する不活性ガスの割合である内部不活性ガス率MRESFRから次式により求めることができる。
TINI=TEXH×MRESFR+TCOL×(1−MRESFR)…(7)
ステップ14では燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける圧力(つまり圧縮開始時期圧力)PINI[Pa]を算出する。すなわち、吸気弁閉時期IVCになったタイミングでのコレクタ内圧力PCOLを吸気弁閉時期IVCにおける圧力PINIとして取り込む。
ステップ15では、燃焼室5内の混合気の燃えやすさを表す反応確率RPROBA[%]を算出する。反応確率RPROBAは無次元の値であり、残留不活性ガス率MRESFR、冷却水温TWK[K]、目標当量比TFBYAの3つのパラメータに依存するので、次式により表すことができる。
RPROBA=f3(MRESFR、TWK、TFBYA) …(8)
具体的に説明すると、MRESFR、TWK、TFBYAの3つのパラメータの組み合わせによって得られる反応確率の最大値を100%とし、これらのパラメータと反応確率RPROBAの関係を実験的に求め、求めた反応確率RPROBAをパラメータに応じたテーブルとしてエンジンコントローラ31のメモリに予め格納しておく。ステップ14ではパラメータに応じてこのテーブルを検索することにより反応確率RPROBAを求める。
具体的には、冷却水温TWKに応じて図7に示すような特性を有する水温補正係数のテーブルと、同様に設定された内部不活性ガス率補正係数のテーブル(図示しない)と、目標当量比TFBYAに応じて図8に示すような特性を有する当量比補正係数のテーブルを予めメモリに格納しておく。各補正係数の最大値はそれぞれ1.0であり、3種類の補正係数の積に反応確率の最大値100%を掛け合わせることで、反応確率RPROBAを算出する。
各テーブルを説明すると、図7に示す水温補正係数は冷却水温TWKが高いほど大きく、冷却水温TWKが80℃以上では1.0になる。図8に示す当量比補正係数は目標当量比TFBYAが1.0のとき、つまり理論空燃比のときに最大値の1.0となり、目標当量比が1.0より大きくても小さくても当量比補正係数は減少する。内部不活性ガス率補正係数は図示しないが、内部不活性ガス率MRESFRがゼロの場合に1.0となる。
ステップ16では、基準クランク角θPMAX[degATDC]を算出する。前述のように基準クランク角θPMAXはあまり変動しないが、それでもエンジン回転速度NRPMの上昇に応じて進角する傾向があるため、基準クランク角θPMAXはエンジン回転速度NRPMの関数として次式で表すことができる。
θPMAX=f4(NRPM) …(9)
具体的にはエンジン回転速度NRPMから、エンジンコントローラ31のメモリに予め格納された図9に示す特性のテーブルを検索することにより基準クランク角θPMAXを求める。算出を容易にするために、基準クランク角θPMAXを一定とみなすことも可能である。
最後にステップ17では、点火無駄時間相当クランク角IGNDEAD[deg]を算出する。点火無駄時間相当クランク角IGNDEADは、エンジンコントローラ31から点火コイル13の一次電流を遮断する信号を出力したタイミングから点火プラグ14が実際に点火するまでのクランク角区間で、次式により表すことができる。
IGNDEAD=f5(DEADTIME、NRPM) …(10)
ここでは、点火無駄時間DEADTIMEを200μsecとする。(10)式は、エンジン回転速度NRPMから点火無駄時間DEADTIMEに相当するクランク角である点火無駄時間相当クランク角IGNDEADを算出するためのものである。
図10は初期燃焼期間BURN1[deg]を算出するためのもの、また図12は主燃焼期間BURN2[deg]を算出するためのもので、一定時間毎(例えば10msec毎)に実行する。図10、図12は図5に続けて実行する。
図10、図12はどちらを先に実行してもかまわない。
まず図10から説明すると、ステップ161では、前回燃焼開始時期MBTCYCL[degBTDC]、図5のステップ12で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVC[m3]、図5のステップ13で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における温度TINI[K]、図5のステップ14で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における圧力PINI[Pa]、エンジン回転速度NRPM[rpm]、図5のステップ15で算出されている反応確率RPROBA[%]を読み込む。
ここで、前回燃焼開始時期MBTCYCLは、基本点火時期MBTCALの[degBTDC]の1サイクル前の値であり、その算出については図13により後述する。
ステップ162では燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0[m3]を算出する。前述したように、ここでの点火時期(燃焼開始時期)は今回のサイクルで演算する基本点火時期MBTCALではなく基本点火時期の1サイクル前の値である。すなわち、基本点火時期の1サイクル前の値であるMBTCYCLから次式により燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0を算出する。
V0=f6(MBTCYCL) …(11)
具体的には前回燃焼開始時期MBTCYCLにおけるピストン6のストローク位置と、燃焼室5のボア径から、燃焼室5のMBTCYCLにおける容積V0を算出する。図5のステップ12では、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける容積VIVCを、吸気弁閉時期をパラメータとする吸気弁閉時期容積のテーブルを検索することにより求めたが、ここではMBTCYCLをパラメータとする前回燃焼開始時期容積のテーブルを検索することにより、燃焼室5の前回燃焼開始時期MBTCYCLにおける容積V0を求めればよい。
ステップ163では燃焼開始時期における有効圧縮比Ecを算出する。有効圧縮比Ecは無次元の値であり、次式に示すように燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0を燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCで除した値である。
Ec=f7(V0−VDEP、VIVC)
=(V0−VDEP)/VIVC …(12)
ただし、VDEP:燃焼室5内のデポジット量、
(12)式では燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0から、燃焼室5内におけるデポジットの堆積による燃焼室5の容積減少分を表すデポジット量VDEPを減算している。これは次の理由による。燃焼室5内にデポジットが堆積して燃焼室5の容積が減少している状態になるとそのぶん圧縮比が上昇する。従って、燃焼室5内にデポジットが堆積して燃焼室5の容積が減少している状態になっても、燃焼室5内にデポジットが堆積していないときの燃焼室容積(ステップ162のV0)を用いて有効圧縮比Ecを算出したのでは、燃焼室容積の減少に伴う誤差が生じるので、これを避けるためである。燃焼室5内のデポジット量VDEPの算出については後述する(図37参照)。
ステップ164では吸気弁閉時期IVCから燃焼開始時期に至る間の燃焼室5内の温度上昇率TCOMPを次式に示すように有効圧縮比Ecに基づいて算出する。
TCOMP=f8(Ec)=Ec^(κ−1) …(13)
ただし、κ:比熱比、
(13)式は断熱圧縮されるガスの温度上昇率の式である。なお、(13)式右辺の「^」は累乗計算を表している。この記号は後述する式でも使用する。
κは断熱圧縮されるガスの定圧比熱を定容比熱で除した値で、断熱圧縮されるガスが空気であればκ=1.4であり、簡単にはこの値を用いればよい。ただし、混合気に対してκの値を実験的に求めることで、一層の算出精度の向上が可能である。
図11は(13)式を図示したものである。従って、このような特性のテーブルを予めエンジンコントローラ31のメモリに格納しておき、有効圧縮比Ecに基づき当該テーブルを検索することにより温度上昇率TCOMPを求めることも可能である。
ステップ165では、燃焼室5の燃焼開始時期における温度T0[K]を、燃焼室5の吸気弁閉時期における温度TINIに温度上昇率TCOMPを乗じることで、つまり
T0=TINI×TCOMP …(14)
の式により算出する。
ステップ166、167はステップ164、165と同様である。すなわち、ステップ166では吸気弁閉時期IVCから燃焼開始時期に至る間の燃焼室5内の圧力上昇率PCOMPを次式に示すように有効圧縮比Ecに基づいて算出する。
PCOMP=f9(Ec)=Ec^κ…(41)
ただし、κ:比熱比、
(41)式も(13)式と同じに断熱圧縮されるガスの圧力上昇率の式である。(41)式右辺の「^」も(13)式と同じに累乗計算を表している。
κは上記(13)式で用いている値と同じで、断熱圧縮されるガスが空気であればκ=1.4であり、簡単にはこの値を用いればよい。ただし、混合気に対してその組成、温度からκの値を求めることで、一層の算出精度の向上が可能である。
図11と同様の特性のテーブルを予めエンジンコントローラ31のメモリに格納しておき、有効圧縮比Ecに基づき当該テーブルを検索することにより圧力上昇率PCOMPを求めることも可能である。
ステップ167では、燃焼室5の燃焼開始時期における圧力P0[Pa]を、燃焼室5の吸気弁閉時期における圧力PINIに圧力上昇率PCOMPを乗じることで、つまり
P0=PINI×PCOMP …(42)
の式により算出する。
ステップ168では、初期燃焼期間における層流燃焼速度SL1[m/sec]を次式(公知)により算出する。
SL1=f10(T0、P0)
=SLstd×(T0/Tstd)2.18×(P0/Pstd)-0.16 …(15)
ただし、Tstd :基準温度[K]、
Pstd :基準圧力[Pa]、
SLstd:基準温度Tstdと基準圧力Pstdにおける基準層流燃焼
速度[m/sec]、
T0 :燃焼室5の燃焼開始時期における温度[K]、
P0 :燃焼室5の燃焼開始時期における圧力[Pa]、
層流燃焼速度(層流火炎速度)は気体の流れがない状態での火炎の伝播速度のことであり、燃焼室5内の圧縮速度、燃焼室5内の吸気流速に因らず、燃焼室5の温度及び圧力の関数となることが知られていることから、初期燃焼期間における層流燃焼速度を燃焼開始時温度T0と燃焼開始時圧力P0の関数として、また後述するように主燃焼期における層流燃焼速度を圧縮上死点時温度TTDCと圧縮上死点圧力PTDCの関数としている。これは、層流燃焼速度は一般的に、エンジン負荷、燃焼室5内の不活性ガス率、吸気弁閉時期、比熱比、吸気温度により変化するのであるが、これらは燃焼室5内の温度Tと圧力Pに影響する因子であるので、層流燃焼速度は最終的に燃焼室5内の温度Tと圧力Pにより規定できるとするものである。
上記の(15)式において基準温度Tstdと基準圧力Pstdと基準層流燃焼速度SLstdは実験により予め定められる値である。
燃焼室5の通常の圧力である2bar以上の圧力下では、(15)式の圧力項(P0/Pstd)-0.16は小さな値となる。従って、圧力項(P0/Pstd)-0.16を一定値として、基準層流燃焼速度SLstdを基準温度Tstdのみで規定することも可能である。
従って、基準温度Tstdが550[K]で、基準層流燃焼速度SLstdが1.0[m/sec]で、圧力項が0.7である場合の燃焼開始時期における温度T0と層流燃焼速度SL1との関係は近似的に次式で定義することができる。
SL1=f11(T0)
=1.0×0.7×(T0/550)2.18 …(16)
ステップ169では、初期燃焼期間におけるガス流動の乱れ強さST1を算出する。このガス流動の乱れ強さST1は無次元の値であり、燃焼室5に流入する新気の流速と燃料インジェクタ21の噴射燃料のペネトレーションとに依存する。
燃焼室5に流入する新気の流速は、吸気通路の形状と、吸気弁15の作動状態と、吸気弁15を設ける吸気ポート4の形状に依存する。噴射燃料のペネトレーションは燃料インジェクタ21の噴射圧力と、燃料噴射期間と、燃焼噴射タイミングに依存する。
最終的に、初期燃焼期間におけるガス流動の乱れ強さST1は、エンジン回転速度NRPMの関数として次式で表すことができる。
ST1=f12(NRPM)=C1×NRPM …(17)
ただし、C1:定数、
乱れ強さST1を回転速度NRPMをパラメータとするテーブルから求めることも可能である。
ステップ170では層流燃焼速度S1と乱れ強さST1から、初期燃焼期間におけるガスの燃焼速度FLAME1[m/sec]を次式により算出する。
FLAME1=SL1×ST1 …(18)
燃焼室5内にガス乱れがあるとガスの燃焼速度が変化する。(18)式はこのガス乱れに伴う燃焼速度への寄与(影響)を考慮したものである。
ステップ171では、次式により初期燃焼期間BURN1[deg]を算出する。
BURN1={(NRPM×6)×BR1×(V0−VDEP)}
/(RPROBA×AF1×FLAME1) …(19)
ただし、VDEP:燃焼室5内のデポジット量、
AF1 :火炎核の反応面積(固定値)[m2]、
この(19)式および後述する(22)式は、燃焼ガス質量を燃焼速度で割ると燃焼期間が得られるとする次の基本式より導いたものであるが、(19)、(22)式右辺の分子、分母ががただちに燃焼ガス質量、燃焼速度を表すものではない。
燃焼期間[sec]=シリンダ内総質量[g]/(未燃ガス密度[g/m3]
×火炎表面積[m2]×火炎速度[m/sec])
…(補1)
(補1)式右辺分母の未燃ガス密度は、未燃ガス質量[g]を未燃ガス体積[m3]で割った値であるので、従来装置のように質量に相当する充填効率ITACのみの関数では未燃ガス密度を正確に計算できているとはいえない。そこで、(補1)式に対して実験結果とを照らし合わせつつ所定の近似を導入して初めて得られたのが上記(19)式及び後述する(22)式に示す実験式である。
ここで、(19)式右辺のBR1は燃焼開始時期より初期燃焼期間BURN1の終了時期までの燃焼質量割合の変化代であり、ここではBR1=2%に設定している。(19)式右辺の(NRPM×6)は単位をrpmからクランク角(deg)に変換するための処理である。火炎核の反応面積AF1は実験的に設定される。
また、初期燃焼期間中はほぼ燃焼室容積は変わらないとみなすことができる。従って、初期燃焼期間BURN1を算出するに際して最初の燃焼室容積である燃焼開始時の燃焼室容積V0を採用している。
さらに(19)式では燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0から、燃焼室5内のデポジット量VDEPを減算している。これは次の理由による。燃焼室5内にデポジットが堆積して燃焼室5の容積が減少している状態になるとそのぶん圧縮比が上昇して燃焼の速度が上昇し燃焼期間が短くなる。従って、燃焼室5内にデポジットが堆積して燃焼室5の容積が減少している状態になっても、燃焼室5内にデポジットが堆積していないときの燃焼室容積(ステップ162のV0)を用いて初期燃焼期間BURN1を算出したのでは、圧縮比の上昇に伴う誤差が生じるので、これを避けるためである。燃焼室5内のデポジット量VDEPの算出については後述する(図37参照)。
次に図12のフローに移ると、ステップ181では図10のステップ161と同様に、図5のステップ12で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVC[m3]、図5のステップ13で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における温度TINI[K]、図5のステップ14で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における圧力PINI[Pa]、エンジン回転速度NRPM[rpm]、図5のステップ15で算出されている反応確率RPROBA[%]を読み込み、さらにシリンダ新気量MACYL[g]、目標当量比TFBYA、内部不活性ガス量MRES[g]、外部不活性ガス量MEGR[g]を読み込む。
ここで、図1には外部EGR装置は示していないが、図12に関する限り外部EGR装置を備えているエンジンを前提として説明する。この場合に、外部不活性ガス量MEGRは例えば公知の手法(特開平10−141150号公報参照)を用いて算出すればよい。なお、図1に示す本実施形態のように外部EGR装置を備えていないエンジンを対象とするときには外部不活性ガス量MEGR=0で扱えば足りる。シリンダ新気量MACYL、内部不活性ガス量MRESの算出については図14以降で後述する。
ステップ182、183は図10のステップ163、164と同様である。すなわち、ステップ182で圧縮上死点時期における有効圧縮比Ec 2を算出する。有効圧縮比Ec 2も上記(12)式の有効圧縮比Ecと同様に無次元の値であり、次式に示すように燃焼室5の圧縮上死点時における容積VTDCを燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCで除した値である。
Ec 2=f13(VTDC、VIVC)=VTDC/VIVC
…(43)
(43)式において燃焼室5の圧縮上死点時における容積VTDCは運転条件によらず一定であり、予めエンジンコントローラ31のメモリに格納しておけばよい。
ステップ183では吸気弁閉時期IVCから圧縮上死点に至る間の燃焼室5内の断熱圧縮による温度上昇率TCOMP 2を次式に示すように有効圧縮比Ec 2に基づいて算出する。
TCOMP 2=f14(Ec 2)
=Ec 2^(κ−1)…(44)
ただし、κ:比熱比、
図11と同様の特性のテーブルを予めエンジンコントローラ31のメモリに格納しておき、有効圧縮比Ec 2から当該テーブルを検索することにより温度上昇率TCOMP 2を求めることも可能である。
ステップ184ではシリンダ新気量MACYL、目標当量比TFBYA、内部不活性ガス量MRES、外部不活性ガス量MEGRから次式により燃焼室5の総ガス質量MGAS[g]を算出する。
MGAS=MACYL×(1+TFBYA/14.7)+MRES+MEGR
…(45)
(45)式右辺の括弧内の「1」は新気分、「TFBYA/14.7」は燃料分である。
ステップ185ではこの燃焼室5の総ガス質量MGASと、シリンダ新気量MACYL、目標当量比TFBYAを用い、次式により混合気の燃焼による温度上昇量(燃焼上昇温度)TBURN[K]を算出する。
TBURN={MACYL×TFBYA/14.7×BRk×Q}
/(Cv×MGAS)…(46)
ただし、Q :燃料の定発熱量、
BRk:シリンダ内燃料の燃焼質量割合、
Cv :定積比熱、
(46)式右辺の分子はシリンダ内燃料による発生総熱量[J]、分母は単位発生熱量当たりの温度上昇率[J/K]を意味している。すなわち、(46)式は熱力学の公式に当てはめた近似式である。
ここで、シリンダ内燃料の燃焼質量割合BRkとしては予め実験等で適合しておく。簡易的には例えば60%/2=30%を設定する。これは、本実施形態では燃焼質量割合BRが約60%に達するまでを燃焼期間として扱うので、そのちょうど中間の30%をBRkとして設定するものである。
燃料の定発熱量Qは燃料の種類により異なる値であるので、燃料の種類に応じ予め実験等で求めておく。定積比熱Cvは2〜3の値であり予め実験等で代表値を適合しておく。ただし、混合気に対してその組成、温度から定積比熱Cvの値を求めることで、一層の算出精度の向上が可能である。
ステップ186では、燃焼室5の圧縮上死点における温度TTDC[K]を、燃焼室5の吸気弁閉時期における温度TINIに圧縮上死点までの温度上昇率TCOMP 2を乗じその乗算値に上記の燃焼上昇温度TBURNを加算することで、つまり次式により算出する。
TTDC=TINI×TCOMP 2+TBURN
…(47)
ステップ187では、この燃焼室5の圧縮上死点における温度TTDCと容積VTDC及び燃焼室5の吸気弁閉時期における圧力PINI、容積VIVC及び温度TINIから次式により燃焼室5の圧縮上死点における圧力PTDC[K]を算出する。
PTDC=PINI×VIVC×TTDC/(VTDC×TINI)
…(48)
(48)式は状態方程式を用いて得たものである。すなわち、吸気弁閉時期における圧力、容積及び温度(PINI、VIVC、TINI)を用いて次の状態方程式が成立する。
PINI×VIVC=n・R・TINI…(補2)
ただし、n:モル数、
R:ガス定数、
圧縮上死点近傍では容積はほぼ等しいので、圧縮上死点での圧力、容積及び温度(PTDC、VTDC、TTDC)を用いて次の状態方程式が成立する。
PTDC×VTDC=n・R・TTDC…(補3)
この(補3)式と上記(補2)との両式からn・Rを消去しPTDCについて解くと、上記(48)式が得られる。
ステップ188では図10のステップ168と同様にして、次式(公知)により、主燃焼期間における層流燃焼速度SL2[m/sec]を算出する。
SL2=f15(TTDC、PTDC)
=SLstd×(TTDC/Tstd)2.18×(PTDC/Pstd)-0.16
…(49)
ただし、Tstd :基準温度[K]、
Pstd :基準圧力[Pa]、
SLstd:基準温度Tstdと基準圧力Pstdにおける基準層流燃焼速度
[m/sec]、
TTDC:燃焼室5の圧縮上死点における温度[K]、
PTDC:燃焼室5の圧縮上死点における圧力[Pa]、
(49)式の解説は上記(16)式と同様ある。すなわち、(49)式の基準温度Tstdと基準圧力Pstdと基準層流燃焼速度SLstdは実験により予め定められる値である。燃焼室5の通常の圧力である2bar以上の圧力下では、(49)式の圧力項(PTDC/Pstd)-0.16は小さな値となる。従って、圧力項(PTDC/Pstd)-0.16を一定値として、基準層流燃焼速度SLstdを基準温度Tstdのみで規定することも可能である。よって、基準温度Tstdが550[K]で、基準層流燃焼速度SLstdが1.0[m/sec]で、圧力項が0.7である場合の圧縮上死点における温度TTDCと層流燃焼速度SL2との関係は近似的に次式で定義することができる。
SL2=f16(TTDC)
=1.0×0.7×(TTDC/550)2.18
…(50)
ステップ189期間では主燃焼期間におけるガス流動の乱れ強さST2を算出する。このガス流動の乱れ強さST2も初期燃焼期間におけるガス流動の乱れ強さST1と同様に、エンジン回転速度NRPMの関数として次式で表すことができる。
ST2=f17(NRPM)=C2×NRPM …(20)
ただし、C2:定数、
乱れ強さST2を回転速度をパラメータとするテーブルから求めることも可能である。
ステップ190では、層流燃焼速度SL2[m/sec]と主燃焼期間におけるガス流動の乱れ強さST2とから、主燃焼期間における燃焼速度FLAME2[m/sec]を次式により算出する。
FLAME2=SL2×ST2 …(21)
ただし、SL2:層流燃焼速度[m/sec]、
(21)式は(18)式と同様、ガス乱れに伴う燃焼速度への寄与を考慮したものである。
ステップ191では、主燃焼期間BURN2[deg]を(19)式に類似した次式で算出する。
BURN2={(NRPM×6)×(BR2×VTDC)}
/(RPROBA×AF2×FLAME2) …(22)
ただし、AF2:火炎核の反応面積[m2]、
ここで、(22)式右辺のBR2は主燃焼期間の開始時期より終了時期までの燃焼質量割合の変化代である。初期燃焼期間の終了時期に燃焼質量割合BRが2%になり、その後、主燃焼期間が開始し、燃焼質量割合BRが60%に達して主燃焼期間が終了すると考えているので、BR2=60%−2%=58%を設定している。AF2は火炎核の成長行程における平均の反応面積であり、(19)式のAF1と同様に、予め実験的に定めた固定値とする。
主燃焼期間では圧縮上死点を挟んで燃焼室容積が変化する。つまり、主燃焼期間の開始時期と、主燃焼期間の終了時期のほぼ中央に圧縮上死点位置が存在するとみなすことができる。また、圧縮上死点付近ではクランク角が変化しても燃焼室容積があまり変化しない。そこで主燃焼期間での燃焼室容積としてはこの圧縮上死点での燃焼室容積VTDCで代表させることとしている。
図13は基本点火時期MBTCAL[degBTDC]を算出するためのもので、一定時間毎(例えば10msec毎)に実行する。図10、図12のうち遅く実行されるフローに続けて実行する。
ステップ41では、図10のステップ171で算出されている初期燃焼期間BURN1、図12のステップ191で算出されている主燃焼期間BURN2、図5のステップ17で算出されている点火時期無駄時間相当クランク角IGNDEAD、図5のステップ16で算出されている基準クランク角θPMAXを読み込む。
ステップ42では、初期燃焼期間BURN1と主燃焼期間BURN2の合計を燃焼期間BURN[deg]として算出する。
ステップ43では次式により基本点火時期MBTCAL[degBTDC]を算出する。
MBTCAL=BURN−θPMAX+IGNDEAD …(23)
ステップ44では、この基本点火時期MBTCALから点火無駄時間相当クランク角IGNDEADを差し引いた値を前回燃焼開始時期MBTCYCL[degBTDC]として算出する。
このようにして算出した基本点火時期MBTCALは、点火時期指令値として点火レジスタに移され、実際のクランク角がこの点火時期指令値と一致したタイミングでエンジンコントローラ31より一次電流を遮断する点火信号が点火コイル13に出力される。
また、今サイクルの点火時期指令値としてステップ43で算出された基本点火時期MBTCALが用いられたとすると、次サイクルの点火時期になるまでの間、ステップ44で算出された前回燃焼開始時期MBTCYCLが図10のステップ162において用いられる。
次に、図14は燃焼室5内の内部不活性ガス率MRESFRを算出するためのもので、一定時間毎(例えば10msec毎)に実行する。このフローは上記図5のフローに先立って実行する。
ステップ51ではエアフローメータ32の出力と目標当量比TFBYAを読み込む。ステップ52ではエアフロメータ32の出力に基づいて、燃焼室5に流入する新気量(シリンダ新気量)MACYLを算出する。このシリンダ新気量MACYLの算出方法については公知の方法を用いればよい(特開2001−50091号公報参照)。
ステップ53では、燃焼室5内の内部不活性ガス量MRESを算出する。この内部不活性ガス量MRESの算出については、図15のフローにより説明する。
図15(図14ステップ53のサブルーチン)においてステップ61では、燃焼室5内の排気弁閉時期EVCにおける不活性ガス量MRESCYLを算出する。この不活性ガス量MRESCYLの算出についてはさらに図16のフローにより説明する。
図16(図15ステップ61のサブルーチン)においてステップ71では、排気弁閉時期EVC[degBTDC]、温度センサ45により検出される排気温度TEXH[K]、圧力センサ46により検出される排気圧力PEXH[kPa]を読み込む。
ここで、吸気弁閉時期IVCが吸気VTC機構27に与える指令値から既知であったように、排気弁閉時期EVCも排気VTC機構28に与える指令値から既知である。
ステップ72では燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける容積VEVCを算出する。これは吸気弁閉時期IVCにおける容積VIVCと同様に、排気弁閉時期をパラメータとするテーブルを検索することにより求めればよい。すなわち、排気弁VTC機構28を備える場合には、排気弁閉時期EVCから図23に示すテーブルを検索することにより、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける容積VEVCを求めればよい。排気VTC機構28を備えないときには定数で与えることができる。
また、図示しないが圧縮比を変化させる機構を有する場合には、圧縮比の変化量に応じた排気弁閉時期における燃焼室容積VEVCをテーブルから求める。排気VTC機構28に加えて圧縮比を変化させる機構をも有する場合には、排気弁閉時期と圧縮比変化量とに応じたマップを検索することにより排気弁閉時期における燃焼室容積を求める。
ステップ73では、目標当量比TFBYAから図24に示すテーブルを検索することにより、燃焼室5内の不活性ガスのガス定数REXを求める。図24に示すように、不活性ガスのガス定数REXは目標当量比TFBYAが1.0のとき、つまり理論空燃比のとき最も小さく、これより大きくても小さくても大きくなる。
ステップ74では、排気温度TEXHに基づいて燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける温度TEVCを推定する。簡単には排気温度TEXHをそのままTEVCとおけばよい。なお、燃焼室5の排気弁閉時期における温度TEVCは、インジェクタ21の燃料噴射量に応じた熱量により変化するため、このような特性をも加味すれば、TEVCの算出精度が向上する。
ステップ75では、排気圧力PEXHに基づいて燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける圧力PEVCを算出する。簡単には排気圧力PEXHをPEVCと置けばよい。
ステップ76では、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける容積VEVC、排気弁閉時期EVCにおける温度TEVC、排気弁閉時期EVCにおける圧力PEVC及び不活性ガスのガス定数REXから、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける不活性ガス量MRESCYLを次式により算出する。
MRESCYL=(PEVC×VEVC)/(REX×TEVC) …(24)
このようにして燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける不活性ガス量MRESCYLの算出を終了したら図15に戻り、ステップ62で吸排気弁15、16のオーバーラップ(図では「O/L」と略記する)中に排気側から吸気側へ吹き返す不活性ガス量であるオーバーラップ中吹き返し不活性ガス量MRESOLを算出する。
この不活性ガス量MRESOLの算出については図17のフローにより説明する。
図17(図15ステップ62のサブルーチン)においてステップ81では、吸気弁開時期IVO[degBTDC]と、排気弁閉時期EVC[degBTDC]、図16のステップ74で算出されている燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける温度TEVCを読み込む。
ここで、吸気弁開時期IVOは、吸気弁閉時期IVCより吸気弁15の開き角だけ前の時期となるので、吸気弁閉時期IVCより吸気弁15の開き角(予め分かっている)とから求めることができる。
ステップ82では吸気弁開時期IVOと排気弁閉時期EVCとから、吸排気弁のオーバーラップ量VTCOL[deg]を次式により算出する。
VTCOL=IVO+EVC …(25)
例えば、吸気VTC機構27用アクチュエータへの非通電時に吸気弁開時期IVOが吸気上死点位置にあり、吸気VTC機構27用アクチュエータへの通電時に吸気弁開時期が吸気上死点より進角する特性であり、かつ排気VTC機構28用アクチュエータへの非通電時に排気弁閉時期EVCが排気上死点にあり、排気弁VTC機構28用アクチュエータへの通電時に排気弁閉時期EVCが排気上死点より進角する特性である場合には、IVOとEVCの合計が吸排気弁のオーバーラップ量VTCOLとなる。
ステップ83では、吸排気弁のオーバーラップ量VTCOLから、図25に示すテーブルを検索することによりオーバーラップ中の積算有効面積ASUMOLを算出する。図25に示すようにオーバーラップ中の積算有効面積ASUMOLは吸排気弁のオーバーラップ量VTCOLが大きくなるほど大きくなる値である。
ここで、図26は、吸排気弁のオーバーラップ中の積算有効面積ASUMOLの説明図であり、横軸はクランク角、縦軸は吸気弁12と排気弁15とのそれぞれの開口面積を示している。オーバーラップ中の任意の時点における有効開口面積は、排気弁開口面積と吸気弁開口面積とのうち小さい方とする。オーバーラップ中の全期間における積算有効面積ASUMOLは、吸気弁15及び排気弁16が開いている期間の積分値(図中の斜線部)である。
このようにオーバーラップ中積算有効面積ASUMOLを算出することで、吸気弁15と排気弁16とのオーバーラップ量を1つのオリフィス(流出孔)であると近似することができ、排気系の状態と吸気系の状態とからこの仮想オリフィスを通過するガス流量を簡略的に算出し得る。
ステップ84では、目標当量比TFBYAと、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける温度TEVCとから、図27に示すマップを検索することにより、燃焼室5に残留する不活性ガスの比熱比SHEATRを算出する。図27に示したように、燃焼室に残留する不活性ガスの比熱比SHEATRは目標当量比TFBYAが1.0の近傍にあるときが最も小さくなり、それより大きくても小さくても大きくなる。また、目標当量比TFBYAが一定の条件では、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける温度TEVCが高くなるほど小さくなる。
ステップ85では過給判定フラグTBCRG及びチョーク判定フラグCHOKEを設定する。この過給判定フラグTBCRG及びチョーク判定フラグCHOKEの設定については図18のフローにより説明する。
図18(図17ステップ85のサブルーチン)においてステップ101では、吸気圧力センサ44により検出される吸気圧力PINと、図16のステップ75で算出されている燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける圧力PEVCを読み込む。
ステップ102では、吸気圧力PINと、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける圧力PEVCとから、次式により吸気排気圧力比PINBYEXを算出する。
PINBYEX=PIN/PEVC …(26)
この吸気排気圧力比PINBYEXは無名数であり、これと1をステップ103で比較する。吸気排気圧力比PINBYEXが1以下の場合には過給無しと判断し、ステップ104に進んで過給判定フラグTBCRG(ゼロに初期設定)=0とする。
吸気排気圧力比PINBYEXが1より大きい場合には過給有りと判断し、ステップ105へ進んで過給判定フラグTBCRG=1とする。
ステップ106では、図14のステップ51で読み込まれている目標当量比TFBYAから図28に示すテーブルを検索することにより、混合気の比熱比MIXAIRSHRを求め、これをステップ107で不活性ガスの比熱比SHEATRと入れ換える。図28に示したように、混合気の比熱比MIXAIRSHRは、目標当量比TFBYAが小さくなるほど大きくなる値である。
ステップ106、107において、不活性ガスの比熱比SHEATRを混合気の比熱比MIXAIRSHRに置き換えるのは、ターボ過給や慣性過給等の過給時を考慮したものである。すなわち、過給時には吸排気弁のオーバーラップ中のガス流れが吸気系から排気系へ向かう(吹き抜ける)ので、この場合においては、上記の仮想オリフィスを通過するガスの比熱比を不活性ガスの比熱比から混合気の比熱比に変更することで、吹き抜けるガス量を精度良く推定し、内部不活性ガス量を精度良く算出するためである。
ステップ108では、図17のステップ84または図18のステップ106、107で算出している不活性ガスの比熱比SHEATRに基づき、最小と最大とのチョーク判定しきい値SLCHOKEL、SLCHOKEHを次式により算出する。
SLCHOKEL={2/(SHEATR+1)}
^{SHEATR/(SHEATR−1)} …(27a)
SLCHOKEH={−2/(SHEATR+1)}
^{−SHEATR/(SHEATR−1)}…(27b)
これらのチョーク判定しきい値SLCHOKEL、SLCHOKEHは、チョークする限界値を算出している。
ステップ108において、(27a)右辺、(27b)右辺の各累乗計算が困難な場合には、(27a)、(27b)式の算出結果を、最小チョーク判定しきい値SLCHOKELのテーブルと最大チョーク判定しきい値SLCHOKEHのテーブルとしてそれぞれエンジンコントローラ31のメモリに予め記憶しておき、不活性ガスの比熱比SHEATRから当該テーブルを検索することにより求めてもよい。
テップ109では、吸気排気圧力比PINBYEXが、最小チョーク判定しきい値SLCHOKEL以上でかつ最大チョーク判定しきい値SLCHOKEH以下の範囲内にあるか否か、すなわちチョーク状態にないか否かを判定する。吸気排気圧力比PINBYEXが範囲内にある場合にはチョーク無しと判断し、ステップ110に進んでチョーク判定フラグCHOKE(ゼロに初期設定)=0とする。
吸気排気圧力比P1NBYEXが範囲内にない場合にはチョーク有りと判断し、ステップ111に進んでチョーク判定フラグCHOKE=1とする。
このようにして過給判定フラグとチョーク判定フラグの設定を終了したら図17に戻り、ステップ86〜88で次の4つの場合分けを行う。
〈1〉過給判定フラグTBCRG=0かつチョーク判定フラグCHOKE=0のとき
〈2〉過給判定フラグTBCRG=0かつチョーク判定フラグCHOKE=0のとき
〈3〉過給判定フラグTBCRG=0かつチョーク判定フラグCHOKE=1のとき
〈4〉過給判定フラグTBCRG=1かつチョーク判定フラグCHOKE=0のとき
そして、上記〈1〉のときにはステップ89に進んで、過給無しかつチョーク無し時のオーバーラップ中の平均吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp1を、上記〈2〉のときにはステップ90に進んで過給無しかつチョーク有り時のオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp2を、上記〈3〉のときにはステップ91に進んで過給有りかつチョーク無し時のオーバーラップ中の平均吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp3を、上記〈4〉のときにはステップ92に進んで過給有りかつチョーク有り時の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp4をそれぞれ算出し、算出結果をオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpに移す。
ここで、過給無しかつチョーク無し時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp1の算出について図19のフローにより説明する
図19(図17ステップ89のサブルーチン)においてステップ121では、図16のステップ73、75で算出されている不活性ガスのガス定数REX、燃焼室5の排気弁閉時期における圧力PEVCを読み込む。
ステップ122では、不活性ガスのガス定数REXと、図17のステップ81で読み込まれている燃焼室5の排気弁閉時期における温度TEVCとに基づき、後述するガス流量の算出式に用いる密度項MRSOLDを次式により算出する。
MRSOLD=SQRT{1/(REX×TEVC)} …(28)
ここで、(28)式右辺の「SQRT」はすぐ右のカッコ内の値の平方根を計算させる関数である。
なお、密度項MRSOLDの平方根計算が困難な場合は、(28)式の算出結果をマップとしてエンジンコントローラ31のメモリに予め記憶しておき、ガス定数REXと燃焼室5の排気弁閉時期における温度TEVCとからそのマップを検索することにより求めてもよい。
ステップ123では、図17のステップ84で算出されている不活性ガスの比熱比SHEATRと、図18のステップ102で算出されている吸気排気圧力比PINBYEXとに基づき、後述するガス流量の算出式に用いる圧力差項MRSOLPを次式により算出する。
MRSOLP=SQRT[SHEATR/(SHEATR−1)
×{PTNBYEX^(2/SHEATR)
−PTNBYEX^((SHEATR+1)/SHEATR)}]…(29)
ステップ124では、これら密度項MRSOLD、圧力差項MRSOLPと、燃焼室5の排気弁閉時期における圧力PEVCとから、過給無しかつチョーク無し時のオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp1を次式(ガス流量の算出式)により算出し、その算出値をステップ125でオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpに移す。
MRESOLtmp1=1.4×PEVC×MRSOLD×MRSOLP…(30)
次に、過給無しかつチョーク有り時の吹き返し不活性ガス流量の算出について図20のフローにより説明する
図20(図17ステップ90のサブルーチン)においてステップ131、132では、図19のステップ121、122と同様にして、不活性ガスのガス定数REX、燃焼室5の排気弁閉時期における圧力PEVCを読み込み、これらから前述の(28)式により密度項MRSOLDを算出する。
ステップ133では、図17のステップ84で算出されている不活性ガスの比熱比SHEATRに基づき、チョーク時圧力差項MRSOLPCを次式により算出する。
MRSOLPC=SQRT[SHEATR×{2/(SHEATR+1)} ^{(SHEATR+1)/〔SHEATR−1)}]…(31)
なお、(31)式の累乗計算と平方根計算とが困難な場合には、(31)式の算出結果を、チョーク時圧力差項MRSOLPCのテーブルとしてエンジンコントローラ31のメモリに予めに記憶しておき、不活性ガスの比熱比SHEATRからそのテーブルを検索することにより求めてもよい。
ステップ134では、これら密度項MRSOLD、チョーク時圧力差項MRSOLPCと、燃焼室5の排気弁閉時期における圧力PEVCとから、過給無しかつチョーク有り時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp2を次式により算出し、その算出値をステップ135でオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpに移す。
MRESOLtmp2=PEVC×MRSOLD×MRSOLPC …(32)
次に、過給有りかつチョーク無し時の吹き返しガス流量の算出について図21のフローにより説明する
図21(図17ステップ91のサブルーチン)においてステップ141では、吸気圧力センサ44により検出される吸気圧力PINを読み込む。
ステップ142では、図18のステップ106、107で算出されている不活性ガスの比熱比SHEATRと、図18のステップ102で算出されている吸気排気圧力比PINBYEXとから、過給時圧力差項MRSOLPTを次式により算出する。
MRSOLPT=SQRT[SHEATR/(SHEATR−1)
×{PINBYEX^(−2/SHEATR)
−PINBYEX^(−(SHEATR+1)/SHEATR)}]…(33)
なお、(33)式の累乗計算と平方根計算とが困難な場合は、(33)式の算出結果を、過給時圧力差項MRSOLPTのマップとしてエンジンコントローラ31のメモリに予め記憶しておき、不活性ガスの比熱比SHEATRと吸気排気圧力比PINBYEXとからそのマップを検索することにより求めてもよい。
ステップ143では、この過給時圧力差項MRSOLPTと吸気圧力PINとに基づいて、過給有りかつチョーク無し時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp3を次式により算出し、その算出値をステップ144でオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpに移す。
MRESOLtmp3=−0.152×PIN×MRSOLPT …(34)
ここで、(34)式の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp3は負の値とすることで、オーバーラップ中に吸気系から排気系へ吹き抜ける混合気のガス流量を表すことができる。
次に、過給有りかつチョーク有り時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量の算出について図22のフローにより説明する
図22(図17ステップ92のサブルーチン)においてステップ151、152では、図21のステップ141と同じく吸気圧力センサ44により検出される吸気圧力PINを読み込むと共に、図20のステップ132と同じくチョーク時圧力差項MRSOLPCを前述の(31)式により算出する。
ステップ153では、このチョーク時圧力差項MRSOLPCと吸気圧力PINとに基づいて、過給有りかつチョーク有り時のオーバーラップ中吹き返しガス流量MRESOLtmp4を次式により算出し、その算出値をステップ154でオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpに移す。
MRESOLtmp4=−0.108×PIN×MRSOLPC …(35)
ここで、(35)式の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp4も、MRESOLtmp3と同様、負の値とすることで、オーバーラップ中に吸気側から排気側へ吹き抜ける混合気のガス流量を表すことができる。
このようにして、過給の有無とチョークの有無との組み合わせにより場合分けした、オーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpの算出を終了したら図17に戻り、ステップ93においてこのオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpとオーバーラップ期間中の積算有効面積ASUMOLとから、次式によりオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量MRESOLを算出する。
MRESOL=(MRESOLtmP×ASUMOL×60)
/(NRPM×360) …(36)
このようにしてオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量MRESOLの算出を終了したら図15に戻り、ステップ63において燃焼室5内の排気弁閉時期EVCにおける不活性ガス量MRESCYLと、このオーバーラップ中吹き返しガス量MRESOLとを加算して、つまり次式により内部不活性ガス量MRESを算出する。
MRES=MRESCYL+MRESOL …(37)
前述のように、過給有り時にはオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量(MRESOLtmp3、MRESOLtmp4)が負となるため、上記(36)式のオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量MRESOLも負となり、このとき(37)式によれば、オーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量MRESOLの分だけ内部不活性ガス量が減じられる。
このようにして内部不活性ガス量MRESの算出を終了したら図14に戻り、ステップ54においてこの内部不活性ガス量MRESと、目標当量比TFBYAとを用いて、次式により内部不活性ガス率MRESFR(燃焼室5内の総ガス量に対する内部不活性ガス量の割合)を算出する。
MRESFR=MRES
/{MRES+MACYL×(1+TFBYA/14.7)}…(38)
これで内部不活性ガス率MRESFRの算出を総て終了する。
このように本実施形態によれば、内部不活性ガス量MRESを、燃焼室5の排気弁閉時期における不活性ガス量MRESCYLと、吸排気弁のオーバーラップ中の吹き返しガス量MRESOLとで構成し(図15のステップ63参照)、この場合に、燃焼室5の排気弁閉時期における温度TEV及び圧力PEVCを算出し(図16のステップ74、75)、これら温度TEVC、圧力PEVCと不活性ガスのガス定数REXとに基づいて状態方程式(上記(24)式)により燃焼室5の排気弁閉時期における不活性ガス量MRESCYLを算出する(図16のステップ76参照)ようにしたので、特に、燃焼室5内部の状態量(PEVC、VEVC、TEVC)が刻々と変化する過渡運転時においても、運転条件に関わらず精度良く燃焼室5の排気弁閉時期における不活性ガス量MRESCYLを算出(推定)できる。
また、燃焼室5の排気弁閉時期における温度TEVC及び圧力PEVC、不活性ガスのガス定数REX及び比熱比SHEATR、吸気圧力PINに基づいてオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量(MRESOLtmp1、MRESOLtmp2)を算出し(図19、図20参照)、このガス流量にオーバーラップ中の積算有効面積ASUMOLを乗算して、オーバーラップ中の吹き返しガス量MRESOLを算出する(図17のステップ93参照)ようにしたので、精度良くオーバーラップ中吹き返しガス量MRESOLを算出(推定)できる。
このように、燃焼室5の排気弁閉時期における不活性ガス量MRESCYL、オーバーラップ中吹き返しガス量MRESOLとも精度良く算出(推定)できると、これらの和である内部不活性ガス量MRESも精度良く算出(推定)できることになり、この精度良く推定することが可能となった内部不活性ガス量MRESに基づいて算出される内部不活性ガス率MRESFRを、点火時期の算出に用いる燃焼室5内の吸気弁閉時期IVCにおける温度TINIに活かすことで(図5のステップ13参照)、燃焼室5内の吸気弁閉時期IVCにおける温度TINIを精度良く算出できる。また、精度良く推定することが可能となった内部不活性ガス量MRESを、燃料噴射量、バルブ開閉タイミング(オーバーラップ量)などにも活かすことで、エンジンを適切に制御することが可能である。
また、不活性ガスのガス定数REXや不活性ガスの比熱比SHEATRは、目標当量比TFBYAに応じた値としているので(図24、図27参照)、理論空燃比を外れた空燃比での運転時(例えば理論空燃比よりもリーンな空燃比で運転を行うリーン運転時、冷間始動時のようにエンジンが元々不安定な状態を安定させるために理論空燃比の空燃比よりもリッチ側の空燃比で運転するエンジン始動直後、同じく大きな出力が要求されるために理論空燃比の空燃比よりもリッチ側の空燃比で運転する全負荷運転時)にも、燃焼室5の排気弁閉時期における不活性ガス量MRESCYL、オーバーラップ中吹き返しガス量MRESOL、これらの合計である内部不活性ガス量MRES、これに基づく内部不活性ガス率MRESFRを精度良く算出できる。
また、オーバーラップ期間の積算有効面積ASUMOLを仮想オリフィスの面積とし、この仮想オリフィスを排気が燃焼室5から吸気系へと吹き抜けると仮定しているので、オーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量MRESOLの算出が簡略化されている。
次に、ノッキングについて説明する。図29はノック発生時の燃焼室5内の圧力履歴を示している。高周波分を取り除いた平均圧力を改めて描いてみると、自着火時期θknkに燃焼室5内の圧力が一気に上昇していることがわかる。このノックによる圧力上昇は燃焼室5内の未燃混合気が等容燃焼した結果で生じるとみなして、その圧力上昇分DPを次のように熱力学の計算式により算出する。
いま、未燃燃料量MUBの未燃ガスが等容燃焼で全て燃えると仮定すると、熱力学より発熱量Qは次式で与えられる。
Q=CF#×MUB …(補4)
ただし、CF#:燃料の低位発熱量、
一方、この発熱量Qにより燃焼室5内のガス温度が上昇するので、この温度上昇分をΔTとすれば次式が成立する。
Q=Cv×M×ΔT …(補5)
ただし、M:燃焼室5内の全てのガスの質量、
Cv:既燃ガスの定容比熱、
(補4)、(補5)の両式は等しいと置いて温度上昇分ΔTについて解くと次式が得られる。
ΔT=(CF#×MUB)/(Cv×M) …(補6)
気体の状態方程式PV=nRTの両辺を微分する(ただし、定容変化であるためVは一定)。
V×dP=dn×R×T+n×R×dT …(補7)
ここで、ノックが発生するような状態ではモル数nの変化は小さいため、(補7)式右辺のdn=0として次式を得る。
dP=(n×R/V)×dT …(補8)
(補8)、(補6)の両式より温度上昇分dT(=ΔT)を消去し圧力上昇分DPについて整理すると最終的に次式を得る。
dP=n×R×CF#×MUB/(V×Cv×M)…(補9)
すなわち、(補9)式は、未燃燃料量MUB、燃焼室5の自着火時期における容積V、既燃ガスの定容比熱Cv、燃焼室5内の全てのガスの質量M、燃焼室5内の全てのガスの総モル数nが分かれば、圧力上昇分DPを計算式により求めることができることを示している。
この場合、燃焼室5の自着火時期は公知の手法を用いて求めることができる。公知の手法とは、単位クランク角毎に燃焼室5内の温度及び圧力を算出して図30よりその温度、圧力に対する1/τを求め、この1/τを積算した値が1となるときのクランク角を自着火時期θknkとするものである。ここで、図30のτは燃焼室5内の燃料が自着火にいたるまでの時間である。自着火時期θknkが求まれば、このθknkから燃焼室5の自着火時期における容積Vknkが機械的に求まる。
一方、自着火時期θknkが分かれば図31より自着火時の燃焼質量割合BRknkを求めることができ、この自着火時の燃焼質量割合BRknkと燃料量QINJとから次の計算式により未燃燃料量MUBを求めることができる。すなわち、燃料量QINJのうちBRknkが既に燃焼している割合であるから、残りの1−BRknkがまだ燃焼していない割合となる。
MUB=QINJ×(1−BRknk) …(補10)
ただし、図31では計算を簡単にするため、燃焼開始遅れ期間、初期燃焼期間、主燃焼期間の3つ分け、各期間の特性を直線で近似している。
この場合、図31の特性はエンジンの負荷や回転速度が相違しても変わらないので、エンジン仕様が定まれば一義的に定まることから、運転条件の相違毎に適合する必要はない。
次に、既燃ガスの定容比熱Cvについても次のように熱力学の計算式により算出することができる。すなわち、定圧比熱Cpの定義はCp=(∂E/∂T)pであるから、この式を積分すると次式を得る。
∫dE=Cp×∫dT …(補11)
∴E=Cp×T …(補12)
(補12)式より定圧比熱Cpは次式で与えられる。
Cp=E/T …(補13)
一方、理想気体で等圧変化のときにはCp−Cv=Rが成立するので、この式と(補13)式より定圧比熱Cpを消去し定容比熱Cvについて整理すると最終的に次式が得られる。
Cv=E/T−R …(補14)
ただし、E:エンタルピ、
T:燃焼室5内の自着火時時期における平均温度、
上記(補9)式の燃焼室5内の全てのガスの質量Mは次式により計算できる。
M=MRES+MACYL+QINJ …(補15)
ただし、MRES:内部不活性ガス量、
MACYL:シリンダ新気量、
QINJ:燃料量、
このように、未燃燃料量MUB、既燃ガスの定容比熱Cv、燃焼室5内の全てのガスの質量Mも(補10)、(補14)、(補15)の計算式によりそれぞれ求めることができることがわかる。残る未知数は、上記(補9)式の燃焼室5内の全てのガスの総モル数n、(補14)式のエンタルピE及び燃焼室5内の自着火時期における平均温度T(=TE)である。
ここで、上記(補9)式の燃焼室5内の全てのガスの総モル数n及び各成分ガスのモル数は燃焼の基礎式を用いて計算により求めることができ、各成分ガスのモル数と実験式とを用いて(補14)式のエンタルピEを計算することができる。燃焼室5内の自着火時期における平均温度TEも熱力学の式を用いて計算により求めることができる。
このように、ノックによる圧力上昇分DPを、テーブルやマップに頼らずにほぼ計算式により求められるように構成しているのであり、これによりテーブルやマップ作成に要する実験の工数と時間を大幅に削減することができる。
後は、このようにして得た圧力上昇分DPとノックとを関連させることであり、これをノック強度推定値に換算する。
次に、エンジンコントローラ31で実行される上記ノックによる圧力上昇分DP及びノック強度推定値KICの算出を以下のフローチャートを参照しながら詳述する。
図32は後述するノック強度推定値KICの算出に必要となる物理量を予め算出するためのもので、一定時間毎(例えば10ms毎)に実行する。図13のフローに続けて実行する。なお、以下では前述のフローで既に求めている物理量を重複して求めているような部分もあるが、説明する。
ステップ161では、図14のステップ52、53で算出されているシリンダ新気量MACYL[g]及び内部不活性ガス量MRES[g]、燃料量QINJ[g]、図10のステップ29で算出されている初期燃焼期間BURN1[deg]、図12のステップ34で算出されている主燃焼期間BURN2[deg]、図13のステップ43で算出されている基本点火時期MBTCAL[degBTDC]のほか、IGNDEAD[deg]、クランク角Θ[degATDC]を読み込む。なお、燃料量QINJ[g]は燃料噴射パルス幅TI[ms]に比例させて求めればよい。
上記のクランク角Θは後述するように圧縮上死点TDCを基準のゼロとしてこれより遅角側をプラス、これより進角側をマイナスに採った値であり、クランク角センサ(33、34)により検出されるクランク角θとは相違する。ただし、2つのクランク角θとΘの間には一定の関係があるので、クランク角θからクランク角Θを求めている。
ステップ162ではシリンダ新気量MACYL[g]をWIDRY[g]に、内部不活性ガス量MRES[g]をMASSZ[g]に移す。これらWIDRY、MASSZは、ノック強度指標KNKIの算出にのみ用いるために導入したもので、WIDRYはシリンダ新気量、MASSZは内部不活性ガス量である。
ステップ163では燃焼室5の内部不活性ガス率RTOEGRを次式により算出する。
RTOEGR=MASSZ/(MASSZ+WIDRY+QINJ)…(59)
ステップ164ではクランク角毎の燃焼質量割合BRを算出する。ここでは、図31に示したように、点火から燃焼開始までの期間、初期燃焼期間、主燃焼期間の3つの期間をそれぞれ直線で近似する。この場合、変数としてのクランク角Θは圧縮上死点TDCを基準のゼロとしてこれより遅角側をプラス、これより進角側をマイナスに採った値であり、このクランク角Θ[degATDC]を用いると燃焼質量割合BRは次のような一次式となる。
燃焼遅れ期間;
BR=0 …(60)
初期燃焼期間;
BR=SS1×(Θ+MBTCAL−IGNDEAD) …(61)
主燃焼期間 ;
BR=0.02+SS2×(Θ+MBTCAL−IGNDEAD−BURN1)
…(62)
ただし、SS1:0.02/BURN1、
SS2:0.58/BURN2、
ステップ165では燃焼室5内の燃料が全て燃焼した(つまりBR=1)ときの各ガス成分のモル数を算出する。ただし、ガス成分としては、燃料のほかは、O2、N2、CO2、CO、H2Oに限定する。また、ガソリンの燃料組成をC7H14で近似している。
まず、燃料量QINJ[g]の燃料が燃焼した後に発生する総排出ガスのモル数WEDRY[mol]と排出ガス中のO2、N2、CO2、CO、H2Oといったそれぞれのガス成分のモル数XEO2[mol]、XEN2[mol]、XECO2[mol]、XECO[mol]、XEH2O[mol]を次のように算出する。
総排出ガス;WEDRY=MIDRY#×WlDRY−QlNJ
/(B#×AC#+A#×AH)×(A#/4) …(63.1)
酸素 ;XEO2 ={MIDRY#×WlDRY×0.21−QINJ
/(B#×AC#+A#×AH)×(B#+A#/4)}
/WEDRY …(63.2)
二酸化炭素;XECO2={QINJ/(B#×AC#+A#×AH#)×B#}
/WEDRY …(63.3)
一酸化炭素;XECO =0 …(63.4)
窒素 ;XEN2 =1−XEO2−XECO2−XECO …(63.5)
水 ;XEH2O={MIDRY#×WIDRY×15/745
+QINJ/(B#×AC#+A#×AH#)
×A#/2}/WEDRY …(63.6)
ただし、MIDRY#:1g当たりの新気ガスのモル数
AH#:水素のモル質量、
AC#:炭素のモル質量、
A#、B#:定数、
ここで、ガソリンの燃料組成をC7H14で近似しているため、定数A#は14、定数B#は7である。
次に、燃焼サイクル初期の各ガス成分のモル数WGAS[mol]、WEGR[mol]、WO2[mol]、WN2[mol]、WCO2[mol]、WCO[mol]、WH2O[mol]を次のように算出する。
燃料 ;WGAS=QINJ/(B#×AC#+A#×AH#)
…(64.1)
不活性ガス;WEGR=MIDRY#×WIDRY×RTOEGR…(64.2)
酸素 ;WO2 =MIDRY#×WIDRY×0.21+WEGR×XEO2
…(64.3)
窒素 ;WN2 =MIDRY#×WIDRY×0.89+WEGR×XEN2
…(64.4)
二酸化炭素;WCO2=WEGR×XECO2 …(64.5)
一酸化炭素;WCO =WEGR×XECO …(64.6)
水 ;WH2O=MIDRY#×WIDRY×15/745
+WEGR×XEH2O …(64.7)
次に、全て燃焼した(つまりBR=1)ときの各ガス成分のモル数MLGAS[mol]、MLO2[mol]、MLN2[mol]、MLCO2[mol]、MLCO[mol]、MLH2O[mol]を次のように算出する。
燃料 ;MLGAS=WGAS−QINJ/(B#×AC#+A#×AH#)
…(65.1)
酸素 ;MLO2 =WO2−(B#+A#/4)×QlNJ
/(B#×AC#+A#×AH#) …(65.2)
窒素 ;MLN2 =WN2 …(65.3)
二酸化炭素;MLCO2=WCO2+B#×QINJ
/(B#×AC#+A#×AH#) …(65.4)
一酸化炭素;MLCO =WCO …(65.5)
水 ;MLH2O=WH2O+A#/2×QINJ
/(B#×AC#+A#×AH#) …(65.6)
これで、燃焼室5内の燃料が全て燃焼した(つまりBR=1)ときの各ガス成分のモル数の算出を終了するので、ステップ166に進み各ガス成分のモル数の総和を燃焼室5内の燃料が全て燃焼したときの総ガスモル数MLALLとして、つまり次式により総ガスモル数MLALLを算出する。
MLALL=MLGAS+MLO2+MLN2+MLCO2+MLCO+MLH2O
…(65.7)
図33は一燃焼サイクル毎に自着火時期θknk[degATDC]を算出するためのもので、所定のクランク角毎(例えば実機については10deg程度毎)に実行する。図32のフローに続けて実行する。
自着火時期θknkは次のようにして求めることができる。すなわち、ある温度T及びある圧力のときに燃焼室5内の燃料が自着火にいたるまでの時間をτとしたとき、その逆数である1/τは図30に示した分布となり、クランク角θについてのその積分値∫1/τdθ=1(積分範囲は吸気弁閉時期IVCから所定のクランク角θ1まで)が成立するときのクランク角θ1が自着火時期θknkになることが知られているので、これを利用する。
図33においてまず、ステップ171ではクランク角センサ(33、34)により検出される現在のクランク角θが吸気弁閉時期IVC以降(吸気弁閉時期を含む)か否かをみる。このクランク角θは、燃焼質量割合BRの算出に用いるクランク角Θと相違して、基準の位置は採りやすい上死点や下死点など任意の位置に設ければよい。
現在のクランク角θが吸気弁閉時期IVC以降にあればステップ172に進み図32のステップ162、164で算出されている内部不活性ガス量MASSZ、シリンダ新気量WIDRY、燃焼質量割合BRのほか、燃料量QINJ、温度センサ43により検出されるコレクタ内温度TCOL[K]、温度センサ45より検出される排気温度TEXH[K]、圧力センサ44により検出されるコレクタ内圧力PCOL[Pa]を読み込む。
ステップ173では燃焼室5の圧縮開始時温度TC0[K]を次式により算出する。
TC0={(WIDRY+QINJ)×TCOL+MASSZ×TEXH}
/(WIDRY+QINJ+MASSZ) …(66)
ここでは、不活性ガスと新気の比熱を等しくして式を簡略化している。
ステップ174では燃焼室5の圧縮開始時圧力PC0[Pa]を算出する。これは圧力センサ44により検出される吸気弁閉時期IVCのコレクタ内圧力PCOLをPC0とすればよい。
ステップ175では燃焼室5内の瞬間圧縮比εθを算出する。この瞬間圧縮比εθは燃焼室5の隙間容積Vcを燃焼室5の現在のクランク角θにおける容積で除算した値である。燃焼室5の現在のクランク角θにおける容積はピストン6のストローク位置つまりエンジンのクランク角により定まるので、クランク角をパラメータとするテーブルを予め作成しておき現在のクランク角θからこのテーブルを検索することにより求めればよい。
ステップ176、177では燃焼室5内の燃料が燃焼したときの平均温度TC[K]と平均圧力PC[Pa]を次式により算出する。
TC=TC0×εθ^0・35
+CF#×QINJ×BR/(MASSZ+WIDRY+QINJ)
…(67)
PC=PC0×εθ^1.35×TC/TC0/εθ^0.35…(68)
ただし、εθ :瞬間圧縮比、
CF#:燃料の低位発熱量、
(67)、(68)式は燃焼室5内でガスが断熱圧縮されると共に定容変化で燃焼すると仮定したときの式である。すなわち、(67)式右辺第1項が断熱圧縮後の温度を、(68)式右辺のPC0×εθ^1.35が断熱圧縮後の圧力を、これに対して(67)式右辺第2項が定容変化で燃焼により温度上昇した分を、(68)式右辺のTC/TC0/εθ^0.35が定容変化での燃焼による圧力上昇率を表している。
ステップ178では燃焼室5内の未燃混合気の温度Tを次式により算出する。
Tub=TC0×εθ^0・35×(PC/PC0/εθ^1.35)
^(0.35/1.35) …(69)
(69)式は燃焼室5内でガスが断熱圧縮されると共に、(67)式とは相違して、可逆断熱変化で燃焼すると仮定したときの式である。すなわち、(69)式右辺のTC0×εθ^0・35が断熱圧縮後の温度を、(69)式右辺の(PC/PC0/εθ^1.35)^(0.35/1.35)が可逆断熱変化での燃焼による温度上昇率を表している。
なお、未燃混合気の圧力は上記(68)式の平均圧力PCと等しいと仮定する。
ここで、(67)式の平均温度TCと、(69)式の未燃混合気の温度Tubとの違いは次のようなものである。すなわち、(67)式の平均温度TCは燃焼室5内で発生した熱が燃焼室5内の全てのガスを昇温させると仮定したときの温度である。これに対して、(69)式の未燃混合気温度Tubは燃焼室5内でガスが既燃ガスと未燃ガスの2つに分離された状態にあり、燃焼室5内で発生した熱は既燃ガスのみを昇温させると仮定したときの温度である。そして、未燃混合気の自着火により急激な圧力上昇が生じてノックが発生する。
ステップ179では未燃混合気温度Tubと未燃混合気圧力(=PC)から図30を内容とするマップを検索することにより1/τを算出する。1/τは図30のように温度、圧力が大きくなるほど大きくなる値である。この1/τの特性は燃料の種類(例えばハイオクタンガソリンとレギュラーガソリン)により異なるので、使用する燃料に合わせて選択すればよい。
ステップ180ではこの1/τをSUMに加算する。SUMは1/τの積算値を表す。この積算値SUMには吸気弁閉時期IVCになったときに初期値のゼロを入れている。
ステップ181ではこの積算値SUMと1を比較する。吸気弁閉時期IVCの直後には積算値SUMは1に満たないので、そのまま今回の処理を終了する。次回より所定のクランク角毎ここでは10deg毎にステップ172〜180の操作を繰り返すと、やがて積算値SUM=1となるので、このときには自着火時期になったと判断し、ステップ181よりステップ182に進んでそのときのクランク角θを自着火時期θknkに移す。
ステップ183では、自着火時の燃焼質量割合BRknkを算出する。これは自着火時期θknkが初期燃焼期間にあるときにはこの自着火時期θknkを圧縮上死点TDCを基準とする上記のクランク角Θに変換し、その変換したクランク角Θを上記の(61)式に、また自着火時期θknkが主燃焼期間にあるときにはこの自着火時期θknkを圧縮上死点TDCを基準とする上記のクランク角Θに変換し、その変換したクランク角Θを上記の(62)式にそれぞれ代入することによって求めることができる。
ステップ184では、燃焼室5の自着火時θknkにおける平均温度TEを算出する。これは上記(67)式右辺の燃焼質量割合BRに1.0を代入して得られる燃焼室5の平均温度TCを燃焼室5の自着火時平均温度TEとして求めればよい。
ステップ185では、燃焼室5の自着火時θknkにおける容積Vknkを算出する。燃焼室5の自着火時期θknkにおける容積Vknkは、燃焼室5の現在のクランク角θにおける容積と同様に、ピストン6のストローク位置つまりエンジンのクランク角により定まるので、クランク角をパラメータとするテーブルを予め作成しておき自着火時θknkからこのテーブルを検索することにより求めればよい。
ステップ186ではノック強度推定値KICを算出する。このノック強度推定値KICの算出については図34のフローにより説明する。図34(図33ステップ186のサブルーチン)においてステップ191では図32のステップ162、163、166で算出されている内部不活性ガス量MASSZ[g]、シリンダ新気量WIDRY[g]、総ガスモル数MLALL[mol]、図33のステップ183、184、185で算出されている自着火時の燃焼質量割合BRknk、自着火時平均温度TE、自着火時容積Vknkのほか、燃料量QINJ[g]、エンジン回転速度NRPM[rpm]を読み込む。
ステップ192では燃料量QINJ[g]と自着火時の燃焼質量割合BRknkとから自着火時の未燃燃料量MUB[g]を次式により算出する。
MUB=QINJ×(1−BRknk) …(70)
(70)式は上記(補10)式そのものである。
ステップ193ではガスエンタルピ(自着火する燃料ガスのエンタルピ)E[cal/mol]を算出する。このガスエンタルピの算出については図35のフローにより説明する。図35(図34ステップ193のサブルーチン)においてステップ201では、図33のステップ184で算出されている燃焼室5の自着火時平均温度TE、図32のステップ165、166で算出されている各ガス成分のモル数MLGAS、MLO2、MLN2、MLCO2、MLCO、MLH2O、総ガスモル数MLALLを読み込む。
ステップ202では自着火時平均温度TEから各ガス成分のエンタルピEO2、EN2、ECO2、ECO、EH2Oを算出する。各ガス成分のエンタルピは次の水谷の実験式(内燃機関vol.11 No.125p79参照)を用いて算出すればよい。
(1)TE<1200Kの場合
E=A0#+1000×(A1#×(TE/1000)
+A2#/2×(TE/1000)^2
+A3#/3×(TE/1000)^3
+A4#/4×(TE/1000)^4
+A5#/5×(TE/1000)^5)+HDL#…(71.1)
(2)TE>1200Kの場合
E=B0#+1000×(B1#×(TE/1000)
+B2#×LN(TE/1000)
−B3#/(TE/1000)
−B4#/2/(TE/1000)^2
−B5#/3/(TE/1000)^3)+HDL#…(71.2)
ただし、A0#〜A5#、B0〜B5#、HDL#は実験により求める適合値、
ステップ203では燃料のエンタルピEGを次式により算出する。
EG=B#/AC#×ECO2+A#/AH#×EH20/2
+(B#/AC#+A#/AH#/4)×EO2…(71.3)
ステップ204では各ガス成分の平均エンタルピEを次式により計算して図35の処理を終了し、図34のステップ194に戻る。
E=(MLGAS×EG+MLO2×EO2+MLN2×EN2
+MLCO2×ECO2+MLCO×ECO+MLH2O×EH2O)
/MLALL …(71.4)
図34のステップ194では既燃ガスの定容比熱Cv[J/K・g]をガスエンタルピE、燃焼室5の自着火時平均温度TEを用いて次式により計算する。
Cv=E/TE−R#…(72)
ただし、R#:普遍気体定数、
(72)式は上記(補14)式においてT→TE、R→R#の置き換えにより得られる式である。
ステップ195では自着火による圧力上昇分つまりノックによる圧力上昇分DP[Pa]を次式により算出する。
DP=(WALL×MUB×R#×CF#)
/{Cv×Vknk×(MASSZ+QINJ+WIDRY)}
…(73)
ただし、CF#:燃料の低位発熱量、
(73)式の圧力上昇分DPは図29に示したようにノック発生により燃焼室5内の圧力がステップ的に大きくなるので、この圧力上昇分を計算式により求めるようにしたものである。
(73)式は上記(補9)式においてdP→DP、n→MLALL、R→R#、V→Vknk、M→MASSZ+WIDRY+QINJの置き換えにより得られる式である。
ステップ196ではノック強度推定値基本値KIC0を次式により算出する。
KIC0=相関係数1×DP …(74)
ここで、(74)式右辺の相関係数1はノック強度との相関を表すための係数である。この場合、ノックによる圧力上昇分DPが大きいほどノック強度推定値基本値KIC0が大きくなるようにしている。
ステップ197ではエンジン回転速度NRPMから図36を内容とするテーブルを検索することにより回転速度補正係数KNを次式により算出し、ステップ198でこの回転速度補正係数KNをノック強度推定値基本値KIC0に乗算した値をノック強度推定値KICとして、つまり次式によりノック強度推定値指標KICを算出する。
KIC=KIC0×KN …(75)
ここで、回転速度補正係数KNは、エンジン回転速度NRPMが低いときのほうが回転速度が高いときよりノックによる圧力振動をドライバーが強く感じるので、この違いをノック強度推定値に反映させるためのものである。すなわち、図36のようにKNの値は、基準回転速度NRPM0のときを1.0としてこれより低い回転速度域では1.0を超える値、この逆に基準回転速度NRPM0より高い回転速度域で1.0未満の値である。実際の値は実験により適合する。
このようにしてノック強度推定値KICの算出を終了したら図33に戻り図33の処理をすべて終了する。その後は、現在のクランク角θが次の燃焼サイクルの吸気弁閉時期IVCの近くにくるまでそのまま待機し、次の燃焼サイクルの吸気弁閉時期IVCの近くにくると再び図33の処理を実行する。こうして一燃焼サイクル毎に自着火時期θknk、ノック強度推定値KICが求められる。
図37は燃焼室5内のデポジット量VDEPを算出するためのもので、一定時間毎(例えば10ms毎)に実行する。
ステップ221ではシリンダブロックに取り付けられたノックセンサ47(実ノック強度検出手段)からの電圧信号に基づいてノックが発生しているか否かをみる。ノックは特定の周波数(5k〜20kHz)で振動する現象として現れるので、ノックセンサ47はこの周波数帯の振動を電圧信号に変えて出力する。この電圧信号がある基準値よりも大きくなったときにノックが発生したと判断しステップ222に進んでノック強度KIDを検出する。ノック強度が大きいほどノックセンサ47からの出力が大きくなるのでその値を用いて次式により実ノック強度KIDを検出する。
KID=相関係数2×ノックセンサ出力 …(76)
ここで、(76)式右辺の相関係数2は、(74)式の相関係数1と同じにノック強度との相関を表すための係数で、ノック強度が大きいほど実ノック強度KIDも大きくなる。
ステップ223では図33のステップ186で算出されているノック強度推定値KICを読み込み、このノック強度推定値KICと実ノック強度KIDをステップ224において比較する。ノック強度推定値KICは推定によりノック強度を算出した値で、本来ノックセンサ47で検出された値と等しくなるはずである。しかしながら、燃焼室5内にデポジットが堆積し燃焼室5の容積が減少するとノック発生時期が早くなり、実ノック強度も強くなる。ノック強度推定値KICはあくまで燃焼室5内にデポジットが堆積していない状態での燃焼室容積(Vknk)に基づいて計算されているので、燃焼室5内にデポジットが堆積している場合には実ノック強度KIDよりも強いノック強度推定値KICを算出することになりKID≠KICとなる。このときには、ステップ224よりステップ225に進んで実ノック強度KIDとノック強度推定値KICの差KISを計算し、この差KISから図38を内容とするテーブルを検索することにより燃焼室5内に堆積しているデポジット量VDEPを算出する。
ここで、デポジット量VDEPは燃焼室5内でのデポジット堆積による燃焼室5の容積増加分を表し、図38に示したように差KISが大きくなるほど大きくなる値である。
一方、KID=KICであるときには燃焼室5内にデポジットが堆積していないと判断しそのまま今回の処理を終了する。
このようにして算出したデポジット量VDEPは燃焼開始時容積V0の補正に用いる。すなわち、図10においてステップ163、171では燃焼室5の燃焼開始時における容積V0からこのデポジット量VDEPだけ減算する。
次に、図39は点火時期指令値QADVを算出するためのもので、一定時間毎(例えば10ms毎)に実行する。図13のフローに続けて実行する。
ステップ211では、図33のステップ186により算出されているノック強度推定値KIC、図13のステップ43により算出されている基本点火時期MBTCAL[degBTDC]を読み込む。
ステップ212ではノック強度推定値KICと所定のスライスレベルSLを比較する。
ここで用いられるノック強度推定値KICは前回の燃焼サイクルでの値である。ノック強度推定値KICがスライスレベルSLより大きいときには前回の燃焼サイクルにおいてノックが発生したことを意味するので、今回の燃焼サイクルではノックを回避するため、ステップ213に進み基本点火時期MBTCALより所定値(遅角量)[deg]遅らせた値を点火時期指令値QADV[degBTDC]とする。これに対して、ノック強度推定値KICがスライスレベルSL以下のときには前回の燃焼サイクルにおいてノックが発生していないことを意味し、従って今回の燃焼サイクルにおいてノックを回避する必要がないのでステップ212よりステップ214に進み基本点火時期MBTCALをそのまま点火時期指令値QADVとする。
ここで、本実施形態の作用効果を説明する。
自着火時期(ノック発生時期)に基づいて燃焼室5の自着火時期における容積Vknk(ノック発生時期の燃焼室容積)を算出することができ、自着火時の燃焼質量割合BRknkをこの燃焼室5の自着火時期における容積Vknkで割った値(BRknk/Vknk)は、ノック強度(つまりDP)と相関がある。すなわち、上記(70)、(73)式よりDPは(1−BRknk)/Vknkに比例するので、DPとBRknk/Vknkとの間には相関がある。そこで、(1−BRknk)/Vknkを用いて自着火による圧力上昇分DP、最終的にはノック強度推定値を算出し、このノック強度推定値と実ノック強度を比べることで燃焼室5内のデポジット量を算出できる。
本実施形態(請求項4に記載の発明)はこうした考え方に基づき、図31に示したように燃焼質量割合BRを算出し(図32のステップ164)、自着火時期θknk(ノック発生時期)を算出(推定)し(図33のステップ182)、この自着火時期θknkと燃焼質量割合BRから自着火時の燃焼質量割合BRknkを算出し(図33のステップ183)、自着火時期θknkに基づいて燃焼室5の自着火時期における容積Vknk(ノック発生時期の燃焼室容積)を算出し(図33のステップ185)、この燃焼室5の自着火時期における容積Vknkと自着火時の燃焼質量割合BRknk(ノック発生時期の燃焼質量割合)に基づいてノック強度推定値KICを算出し(図34のステップ192、195〜198)、このノック強度推定値KICと実ノック強度KIDに基づいて燃焼室5内のデポジット量VDEPを算出する(図37のステップ225、226)ので、吸気系にはデポジットが堆積していても燃焼室5内にはデポジットが堆積していない場合や吸気系にはデポジットが堆積していないのに燃焼室5内にはデポジットが堆積している場合においても、燃焼室5内のデポジット量を精度よく算出できる。
また、デポジット量の算出結果を情報として知らせるようにすることで、サービス工場における清掃等の対応が可能となり、エンジンの効率低下や排気悪化等を事前に防ぐことができる。
一方、燃焼室5内にデポジットが堆積すると圧縮比が上がりノッキングが発生しやすくなる。この場合に本実施形態(請求項9に記載の発明)によれば算出したデポジット量に基づいてノックが生じないように点火時期や吸気弁開時期を遅角側に制御するので、燃焼室内のデポジットの堆積に伴うノッキングの発生を防止できる。
ノック強度推定値KICはデポジット量VDEPが多いほど実ノック強度KIDに比べ、大きくなる傾向にある。したがってKIDとKICの差KISが大きいほど燃焼室5内のデポジット量が多いといえる。本実施形態(請求項5に記載の発明)によれば、その差KISを用いることで容易に燃焼室内のデポジット量を算出できる(図38)。
本実施形態(請求項7に記載の発明)によれば、自着火時期θknkを燃焼質量割合BRに基づいて推定するので(図33のステップ172〜182)、筒内圧センサなどノック発生時期を検出するセンサを使わなくても自着火時期θknkを求めることができる。
ただし、筒内圧センサなどノック発生時期を検出するセンサを設けてもかまわない(請求項2に記載の発明)。
実施形態ではデポジット量に基づいてノックが生じないように点火時期を遅角側に制御する場合で説明したが、デポジット量に基づいてノックが生じないように吸気弁開時期を遅角側に制御するようにしてもかまわない(請求項11に記載の発明)。
実施形態では、自着火時期θknk(ノック発生時期)に基づいて燃焼室5の自着火時期における容積Vknk(ノック発生時期の燃焼室容積)を算出し、この燃焼室5の自着火時期における容積Vknkと自着火時の燃焼質量割合BRknk(ノック発生時期の燃焼質量割合)に基づいてノック強度推定値KICを算出し、このノック強度推定値KICと実ノック強度KIDに基づいて燃焼室5内のデポジット量VDEPを算出する場合で説明したが(請求項4に記載の発明)、自着火時期θknk(ノック発生時期)と自着火時の燃焼質量割合BRknk(ノック発生時期の燃焼質量割合)に基づいてノック強度推定値KICを算出し、このノック強度推定値KICと実ノック強度KIDに基づいて燃焼室5内のデポジット量VDEPを算出するようにしてもかまわない(請求項3に記載の発明)。さらに、自着火時期θknk、自着火時の燃焼質量割合BRknk及び実ノック強度KIDに基づいて燃焼室5内のデポジット量VDEPを算出するようにしてもかまわない(請求項2に記載の発明)。
また、燃焼質量割合に代えて熱発生率(燃焼質量割合の積分値である)を用いてもかまわない(請求項1、6、8、12に記載の発明)。
実施形態では、上記(12)式、(19)式で説明したように、燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0からデポジット量VDEPを減算する場合で説明したが、上記(2)式の容積VIVCから、あるいは上記(43)式、(22)式において燃焼室5の圧縮上死点時における容積VTDCからこのデポジット量VDEPを減算するようにしてもかまわない。
請求項2、9に記載の発明において、燃焼質量割合算出手段の機能は図32のステップ164により、ノック発生時期検出・推定手段の機能は図33のステップ172〜182により、ノック発生時燃焼質量割合算出手段の機能は図33のステップ183により、デポジット量算出手段の機能は図37のステップ226により、点火時期制御手段の機能は図39のステップ212、213によりそれぞれ果たされている。