JP2005248783A - Control device of internal combustion engine - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は内燃機関の制御技術に関し、特に、蒸発燃料の導入時におけるトルク変動の抑制に用いて好適な内燃機関の制御技術に関する。 The present invention relates to a control technique for an internal combustion engine, and more particularly to a control technique for an internal combustion engine that is suitable for use in suppressing torque fluctuations when evaporative fuel is introduced.
車両用の内燃機関には、燃料タンクで発生する蒸発燃料を吸着して貯えるキャニスタが備えられている。キャニスタに貯えられた蒸発燃料は内燃機関の運転中、吸気通路の負圧を利用してキャニスタからパージされ、新気とともに吸気通路に放出されて燃焼室において燃焼処理される。 An internal combustion engine for a vehicle is provided with a canister that adsorbs and stores evaporated fuel generated in a fuel tank. During the operation of the internal combustion engine, the evaporated fuel stored in the canister is purged from the canister using the negative pressure in the intake passage, is discharged into the intake passage together with fresh air, and is combusted in the combustion chamber.
また、内燃機関は、所望の燃焼状態を実現するための目標空燃比を定め、実際の空燃比がこの目標空燃比となるように燃料供給量を制御している。上記のように蒸発燃料を燃焼室に導入して燃焼処理する場合には、蒸発燃料の導入に伴う空燃比の変動を考慮に入れ、燃料噴射量等の機関制御パラメータを調整する必要がある。 Further, the internal combustion engine determines a target air-fuel ratio for realizing a desired combustion state, and controls the fuel supply amount so that the actual air-fuel ratio becomes this target air-fuel ratio. When evaporative fuel is introduced into the combustion chamber for combustion processing as described above, it is necessary to adjust engine control parameters such as the fuel injection amount in consideration of fluctuations in the air-fuel ratio accompanying the introduction of evaporative fuel.
蒸発燃料のパージ実行時における内燃機関の制御に関しては、従来、様々な技術が提案されている。例えば、特許文献1には、気筒又は気筒群毎に空燃比フィードバック補正値を設定して空燃比フィードバック制御を行う内燃機関において、気筒又は気筒群毎の空燃比フィードバック補正値の比率から蒸発燃料の分配率を求め、求めた蒸発燃料の分配率に基づいて気筒又は気筒群毎の空燃比フィードバック補正値が等しくなるように燃料供給を行うようにした技術が開示されている。
しかしながら、気筒毎又は気筒群毎の空燃比フィードバック補正値の比率と蒸発燃料の分配率とは必ずしも一致しないため、上記従来技術のような方法では蒸発燃料の分配率を正確に推定することは難しい。また、上記従来技術にかかるバンク毎に空燃比センサを搭載した内燃機関では、空燃比センサ間の出力の同一性が確保できなければ蒸発燃料の分配率の推定精度はさらに低下してしまう。このため、上記従来技術では、蒸発燃料の分配ばらつきに応じた燃料噴射量の補正を正確に行うことができず、結果、気筒間の発生トルクのばらつきを誘発してしまうおそれがある。 However, since the ratio of the air-fuel ratio feedback correction value for each cylinder or each cylinder group does not necessarily match the distribution ratio of the evaporated fuel, it is difficult to accurately estimate the distribution ratio of the evaporated fuel by the method as in the above prior art. . Further, in an internal combustion engine in which an air-fuel ratio sensor is mounted for each bank according to the above-described prior art, the estimation accuracy of the evaporated fuel distribution rate is further reduced unless the same output can be ensured between the air-fuel ratio sensors. For this reason, in the above prior art, it is not possible to accurately correct the fuel injection amount according to the distribution variation of the evaporated fuel, and as a result, there is a risk of inducing variation in the generated torque between the cylinders.
また、上記従来技術では、仮に空燃比フィードバック補正値から蒸発燃料の分配率をある程度の精度で推定できるとしても、パージ開始直後の蒸発燃料の濃度が不安定な領域では蒸発燃料の分配率を求めることができない。蒸発燃料の分配率が算出されるのは、蒸発燃料の濃度が安定して空燃比フィードバック補正値が安定してからとなる。さらに、蒸発燃料の濃度が安定してから空燃比フィードバック補正値が安定するまでには、排気ガスの輸送遅れの分、時間遅れが生じる。このため、上記従来技術では、蒸発燃料の導入に対して燃料噴射量の補正が遅れることになり、パージ開始後しばらくの間は蒸発燃料の導入により生じるトルク変化を抑制できないおそれがある。 Further, in the above prior art, even if the evaporated fuel distribution rate can be estimated with a certain degree of accuracy from the air-fuel ratio feedback correction value, the evaporated fuel distribution rate is obtained in the region where the concentration of evaporated fuel is unstable immediately after the start of the purge. I can't. The distribution ratio of the evaporated fuel is calculated after the concentration of the evaporated fuel is stabilized and the air-fuel ratio feedback correction value is stabilized. Furthermore, there is a time delay corresponding to the exhaust gas transport delay from the stabilization of the evaporated fuel concentration to the stabilization of the air-fuel ratio feedback correction value. For this reason, in the above prior art, the correction of the fuel injection amount is delayed with respect to the introduction of the evaporated fuel, and there is a possibility that the torque change caused by the introduction of the evaporated fuel cannot be suppressed for a while after the purge starts.
気筒間の発生トルクのばらつきや特定気筒のトルク変化は内燃機関のトルク変動として現れる。このため、従来技術では、蒸発燃料の導入に伴い内燃機関のトルク変動が生じ、車両のドライバビリティを悪化させてしまう可能性があった。 Variations in torque generated between cylinders and torque changes in specific cylinders appear as torque fluctuations in the internal combustion engine. For this reason, in the prior art, the torque fluctuation of the internal combustion engine occurs with the introduction of the evaporated fuel, and the drivability of the vehicle may be deteriorated.
本発明は、上述のような課題を解決するためになされたもので、蒸発燃料の導入により生じる内燃機関のトルク変動を抑制できるようにした内燃機関の制御装置を提供することを目的とする。 The present invention has been made to solve the above-described problems, and an object of the present invention is to provide a control device for an internal combustion engine that can suppress torque fluctuations of the internal combustion engine caused by the introduction of evaporated fuel.
第1の発明は、上記の目的を達成するため、内燃機関の制御装置であって、
燃料タンクで発生した蒸発燃料を内燃機関の吸気通路に導入する蒸発燃料導入手段と、
前記内燃機関の作動データから各気筒の発生トルクに対応するトルク対応値を求めるトルク対応値算出手段と、
蒸発燃料導入時の各気筒の前記トルク対応値に基づいて蒸発燃料の気筒毎の分配率に対応する分配率対応値を求める分配率対応値算出手段と、
気筒毎に設定される機関制御パラメータに従い前記内燃機関を制御する制御手段と、
前記分配率対応値に基づいて前記機関制御パラメータの補正値を求める補正値算出手段と、
を備えることを特徴としている。
In order to achieve the above object, a first invention is a control device for an internal combustion engine,
Evaporative fuel introduction means for introducing evaporative fuel generated in the fuel tank into the intake passage of the internal combustion engine;
Torque corresponding value calculating means for obtaining a torque corresponding value corresponding to the generated torque of each cylinder from the operation data of the internal combustion engine;
A distribution rate corresponding value calculating means for obtaining a distribution rate corresponding value corresponding to the distribution rate of each evaporated fuel cylinder based on the torque corresponding value of each cylinder at the time of evaporative fuel introduction;
Control means for controlling the internal combustion engine in accordance with engine control parameters set for each cylinder;
Correction value calculation means for obtaining a correction value of the engine control parameter based on the distribution rate corresponding value;
It is characterized by having.
第2の発明は、上記の目的を達成するため、内燃機関の制御装置であって、
燃料タンクで発生した蒸発燃料を内燃機関の吸気通路に導入する蒸発燃料導入手段と、
前記内燃機関の作動データから各気筒の発生トルクに対応するトルク対応値を求めるトルク対応値算出手段と、
蒸発燃料導入時の特定気筒の前記トルク対応値と蒸発燃料導入前の前記特定気筒の前記トルク対応値との差に基づいて前記特定気筒に導入されている蒸発燃料の濃度に対応する濃度対応値を求める濃度対応値算出手段と、
気筒毎に設定される機関制御パラメータに従い前記内燃機関を制御する制御手段と、
前記濃度対応値に基づいて前記特定気筒にかかる前記機関制御パラメータの補正値を求める補正値算出手段と、
を備えることを特徴としている。
In order to achieve the above object, a second invention is a control device for an internal combustion engine,
Evaporative fuel introduction means for introducing evaporative fuel generated in the fuel tank into the intake passage of the internal combustion engine;
Torque corresponding value calculating means for obtaining a torque corresponding value corresponding to the generated torque of each cylinder from the operation data of the internal combustion engine;
A concentration corresponding value corresponding to the concentration of the evaporated fuel introduced into the specific cylinder based on a difference between the torque corresponding value of the specific cylinder at the time of evaporating fuel introduction and the torque corresponding value of the specific cylinder before the evaporative fuel introduction. Concentration corresponding value calculating means for obtaining
Control means for controlling the internal combustion engine in accordance with engine control parameters set for each cylinder;
Correction value calculation means for obtaining a correction value of the engine control parameter for the specific cylinder based on the concentration correspondence value;
It is characterized by having.
第1の発明において、蒸発燃料の分配率のばらつきは、蒸発燃料の導入時における各気筒のトルクのばらつきとして現れる。したがって、蒸発燃料の導入時に内燃機関の作動データから各気筒の発生トルクに対応するトルク対応値を求めることで、各気筒のトルク対応値から蒸発燃料の気筒毎の分配率を推定することができる。第1の発明によれば、蒸発燃料の気筒毎の分配率に対応する分配率対応値に基づいて機関制御パラメータの補正値が算出されるので、蒸発燃料の分配率のばらつきに応じて正確に気筒毎の機関制御パラメータを調整することができ、蒸発燃料の導入時に生じる気筒間の発生トルクのばらつきを効果的に抑制することができる。これにより、気筒間の発生トルクのばらつきによる内燃機関のトルク変動を抑制することが可能になる。 In the first invention, the variation in the distribution ratio of the evaporated fuel appears as a variation in the torque of each cylinder when the evaporated fuel is introduced. Accordingly, by obtaining the torque corresponding value corresponding to the generated torque of each cylinder from the operation data of the internal combustion engine when evaporating fuel is introduced, the distribution ratio of the evaporated fuel for each cylinder can be estimated from the torque corresponding value of each cylinder. . According to the first aspect of the invention, since the correction value of the engine control parameter is calculated based on the distribution rate corresponding value corresponding to the distribution rate of the evaporated fuel for each cylinder, it is accurately determined according to the variation in the distribution rate of the evaporated fuel. It is possible to adjust the engine control parameter for each cylinder, and to effectively suppress the variation in the torque generated between the cylinders when the evaporated fuel is introduced. As a result, it is possible to suppress torque fluctuations of the internal combustion engine due to variations in torque generated between the cylinders.
第2の発明において、特定気筒に導入されている蒸発燃料の濃度は、蒸発燃料の非導入時の発生トルクと蒸発燃料の導入時の発生トルクとのトルク差として現れる。このトルク差は、蒸発燃料の導入直後のように蒸発燃料の濃度が不安定な領域では、濃度の変動に応じて変動する。したがって、特定気筒の発生トルクに対応するトルク対応値を蒸発燃料の導入時に算出し、蒸発燃料の導入前に検出しておいたトルク対応値と比較することで、特定気筒に導入される蒸発燃料の濃度を正確且つ速やかに推定することができる。第2の発明によれば、蒸発燃料の濃度に対応する濃度対応値に基づいて特定気筒にかかる機関制御パラメータの補正値が算出されるので、蒸発燃料の導入直後の濃度が不安定な領域であっても、蒸発燃料の濃度に応じて正確に特定気筒の機関制御パラメータを調整することができ、蒸発燃料の導入により生じる特定気筒のトルク変化を速やかに抑制することできる。これにより、特定気筒のトルク変化による内燃機関のトルク変動を抑制することが可能になる。 In the second invention, the concentration of the evaporated fuel introduced into the specific cylinder appears as a torque difference between the generated torque when the evaporated fuel is not introduced and the generated torque when the evaporated fuel is introduced. This torque difference fluctuates according to the fluctuation of the concentration in the region where the concentration of the evaporated fuel is unstable, such as immediately after the introduction of the evaporated fuel. Therefore, the vapor corresponding value corresponding to the generated torque of the specific cylinder is calculated when the evaporated fuel is introduced, and is compared with the torque corresponding value detected before the vaporized fuel is introduced. Can be estimated accurately and promptly. According to the second invention, since the correction value of the engine control parameter for the specific cylinder is calculated based on the concentration corresponding value corresponding to the concentration of the evaporated fuel, the concentration immediately after the introduction of the evaporated fuel is in an unstable region. Even in such a case, the engine control parameter of the specific cylinder can be accurately adjusted according to the concentration of the evaporated fuel, and the torque change of the specific cylinder caused by the introduction of the evaporated fuel can be quickly suppressed. Thereby, it becomes possible to suppress the torque fluctuation of the internal combustion engine due to the torque change of the specific cylinder.
実施の形態1.
以下、図1乃至図6を参照して、本発明の実施の形態1について説明する。
Hereinafter,
図1は本発明の実施の形態1としての制御装置が適用されたエンジンシステムの概略構成図である。本実施形態にかかる内燃機関2は火花点火式の4ストロークエンジンであり、図示していないが複数の気筒を有している。各気筒の燃焼室16には吸気通路4と排気通路6が接続されている。燃焼室16と吸気通路4との接続部にはその連通状態を制御する吸気弁8が設けられ、燃焼室16と排気通路6との接続部にはその連通状態を制御する排気弁10が設けられている。燃焼室16の頂部には点火プラグ12が取り付けられている。また、クランク軸22の近傍には、所定のクランク角位置で信号を出力するクランク角センサ32が取り付けられている。
FIG. 1 is a schematic configuration diagram of an engine system to which a control device according to
排気通路6には排気ガスの空燃比を検出するA/Fセンサ34が設けられている。また、その下流には排気ガス中の有害成分を浄化するための図示しない触媒装置が設けられている。
The
吸気通路4はその一端にエアクリーナ20を備えている。エアクリーナ20の直ぐ下流部分には吸入空気流量を測定するエアフローメータ36が配置されている。さらに、エアフローメータ36の下流には燃焼室16内へ流入する新気の量を調整する電子制御式のスロットル弁18が配置されている。このスロットル弁18にはその開度に応じた信号を出力するスロットルセンサ38が組み込まれている。吸気通路4の先端は各気筒の燃焼室16に空気を導入するために分岐しており、通路毎に燃焼室16に燃料を供給するための燃料噴射弁14が取り付けられている。
The intake passage 4 is provided with an
燃料噴射弁14から噴射される燃料は図示しない燃料通路を通って燃料タンク50から供給される。燃料タンク50には内部で発生した蒸発燃料を抜き出すためのベーパ通路44が接続されている。ベーパ通路44の一端は、内部に蒸発燃料を吸着するための活性炭が充填されたキャニスタ40に接続されている。このため、燃料タンク50の内部で発生した蒸発燃料はベーパ通路44を通ってキャニスタ40に到達し、キャニスタ40の内部に吸着される。
The fuel injected from the
キャニスタ40には大気導入通路46が接続されると共に、スロットル弁18の下流において吸気通路4に連通するパージ通路42が接続されている。パージ通路42にはその内部を流れるガスの流量を制御するためのパージ制御弁48が設けられている。パージ制御弁48はデューティ制御されることにより任意の開度を実現する制御弁である。
An atmospheric
内燃機関2はその制御装置としてECU(Electronic Control Unit)30を備えている。ECU30は複数のセンサによって検出される内燃機関2の作動データに基づき内燃機関2の作動に係わる各種機器を総合的に制御する。ECU30の入力側にはクランク角センサ32、A/Fセンサ34、エアフローメータ36、スロットルセンサ38が接続され、その出力側には点火プラグ12、燃料噴射弁14、パージ制御弁48が接続されている。ECU30は各センサ32,34,36,38から作動データの供給を受けていると共に、各機器12,14,48に対して駆動信号を供給している。なお、ECU30にはこれらのセンサ32,34,36,38や機器12,14,48以外にも複数のセンサや機器が接続されているが、ここではその説明は省略する。
The internal combustion engine 2 includes an ECU (Electronic Control Unit) 30 as its control device. The
ECU30が実施する内燃機関2の制御の一つとして、キャニスタ40に吸着された蒸発燃料をパージするパージ制御がある。このパージ制御は、内燃機関2の運転中、所定のパージ条件が成立する場合にパージ制御弁48を適当にデューティ駆動することで実行される。パージ制御弁48がデューティ駆動されることで、内燃機関2の吸気通路4の負圧がキャニスタ40に導かれる。その結果、大気導入通路46から吸入された新気とともに、キャニスタ40内の蒸発燃料がパージ通路42に放出される。放出された蒸発燃料はパージ通路42を通って吸気通路6に導入され、燃焼室16において燃焼処理される。
One of the controls of the internal combustion engine 2 performed by the
パージ制御の実行時、吸気通路6に導入される蒸発燃料の影響で燃焼室16に吸入される混合気の空燃比は変動する。このとき、蒸発燃料の気筒毎の分配率が等しければ、A/Fセンサ34の出力信号に基づく空燃比フィードバック制御によって各気筒の混合気空燃比をそれぞれ目標空燃比に近づけることができる。しかしながら、実際には気筒間の吸気干渉等によって蒸発燃料の分配率にはばらつきが生じている。このため、空燃比フィードバック制御により排気空燃比を目標空燃比に一致させたとしても、各気筒の混合気空燃比にはばらつきが生じ、その影響で気筒間にトルク差が発生してしまう。図2はパージ実行中の各気筒のトルク挙動を示すグラフである。図2に示すような気筒間のトルク差は内燃機関2のトルク変動として現れ、車両のドライバビリティを悪化させてしまう。このため、ECU30は、パージ制御の実行時には以下に説明するトルク変動抑制制御も併せて実行するようにしている。
When the purge control is executed, the air-fuel ratio of the air-fuel mixture sucked into the
本実施形態において実行されるトルク変動抑制制御は、パージ制御の実行に合わせて予め燃料噴射量を補正することで蒸発燃料の分配率のばらつきによる気筒間の発生トルクのばらつきを抑制し、それにより蒸発燃料の導入に伴う内燃機関のトルク変動を抑制しようとするものである。燃料噴射量の補正は、空燃比フィードバックで用いられる補正係数とは別にパージ制御用の特別の補正係数を燃料噴射量に乗じることにより行う。 The torque fluctuation suppression control executed in the present embodiment suppresses the variation in generated torque between cylinders due to the variation in the distribution ratio of the evaporated fuel by correcting the fuel injection amount in advance in accordance with the execution of the purge control. It is intended to suppress the torque fluctuation of the internal combustion engine accompanying the introduction of the evaporated fuel. The fuel injection amount is corrected by multiplying the fuel injection amount by a special correction factor for purge control separately from the correction factor used in the air-fuel ratio feedback.
図3はトルク変動抑制制御において用いられる補正係数の算出方法を説明するためのフローチャートである。図3に示すルーチンでは、先ず、パージ制御の実行中であるか否か判定される(ステップ100)。パージ制御の実行中か否かは、例えば、パージ制御弁48をデューティ制御するための駆動信号が出力されているか否かによって判定することができる。
FIG. 3 is a flowchart for explaining a correction coefficient calculation method used in torque fluctuation suppression control. In the routine shown in FIG. 3, it is first determined whether or not purge control is being executed (step 100). Whether or not the purge control is being executed can be determined, for example, by whether or not a drive signal for duty-controlling the
ステップ100の判定においてパージ制御の実行中であると判定されたら、次のステップ102で、気筒毎の発生トルクに対応するトルク対応値が算出される(ステップ102)。トルク対応値は、例えば、以下に説明するように、クランク角センサ32から供給される作動データ(クランク角信号)から運動方程式に則って算出することができる。
If it is determined in
以下の(1)式,及び(2)式は、クランク角センサ32から供給されるクランク角信号からトルクを算出するための式である。
Ti=J×(dω/dt)+Tf+Tl ・・・(1)
Ti=Tgas+Tinertia ・・・(2)
上記の(1)式、(2)式において、Tiはエンジンの燃焼によってクランク軸に発生する図示トルクである。ここで、(2)式の右辺は図示トルクTiを発生させるトルクを示しており、(1)式の右辺は図示トルクTiを消費するトルクを示している。
The following equations (1) and (2) are equations for calculating torque from the crank angle signal supplied from the
Ti = J × (dω / dt) + Tf + Tl (1)
Ti = Tgas + Tinertia (2)
In the above equations (1) and (2), Ti is the indicated torque generated on the crankshaft by engine combustion. Here, the right side of equation (2) indicates the torque that generates the indicated torque Ti, and the right side of equation (1) indicates the torque that consumes the indicated torque Ti.
(1)式の右辺において、Jは混合気の燃焼によって駆動される駆動部材の慣性モーメント、dω/dtはクランク軸の角加速度、Tfは駆動部のフリクショントルク、Tlは走行時に路面から受ける負荷トルク、を示している。ここで、J×(dω/dt)はクランク軸の角加速度に起因する動的な損失トルク(=Tac)である。フリクショントルクTfは、ピストンとシリンダ内壁の摩擦など各嵌合部の機械的な摩擦によるトルクであって、補機類の機械的な摩擦によるトルクを含むものである。負荷トルクTlは、走行時の路面状態などの外乱によるトルクである。冷間ファーストアイドル時はシフトギヤはニュートラル状態であるので、以下の説明ではTl=0とする。 In the right side of equation (1), J is the moment of inertia of the drive member driven by the combustion of the air-fuel mixture, dω / dt is the angular acceleration of the crankshaft, Tf is the friction torque of the drive unit, and Tl is the load received from the road surface during travel Torque. Here, J × (dω / dt) is a dynamic loss torque (= Tac) resulting from the angular acceleration of the crankshaft. The friction torque Tf is a torque due to mechanical friction of each fitting portion such as friction between the piston and the inner wall of the cylinder, and includes torque due to mechanical friction of auxiliary machinery. The load torque Tl is a torque due to a disturbance such as a road surface condition during traveling. Since the shift gear is in the neutral state during cold first idling, Tl = 0 is assumed in the following description.
また、(2)式の右辺において、Tgasはシリンダの筒内ガス圧によるトルク、Tinertiaはピストンなどの往復慣性質量による慣性トルクを示している。筒内ガス圧によるトルクTgasは、シリンダ内の混合気の燃焼によって発生するトルクである。燃焼状態を正確に推定するためには、筒内ガス圧によるトルクTgasを求める必要がある。 In the right side of the equation (2), Tgas represents torque due to cylinder cylinder gas pressure, and Tinertia represents inertial torque due to reciprocating inertial mass such as a piston. The torque Tgas due to the in-cylinder gas pressure is a torque generated by the combustion of the air-fuel mixture in the cylinder. In order to accurately estimate the combustion state, it is necessary to obtain the torque Tgas by the cylinder gas pressure.
(1)式に示されるように、図示トルクTiは、角加速度に起因する動的な損失トルクJ×(dω/dt)、フリクショントルクTf、及び負荷トルクTlの和として求めることができる。しかし、(2)式に示されるように、図示トルクTiと筒内ガス圧によるトルクTgasは一致しないため、図示トルクTiから燃焼状態を正確に推定することはできない。 As shown in the equation (1), the indicated torque Ti can be obtained as the sum of dynamic loss torque J × (dω / dt) due to angular acceleration, friction torque Tf, and load torque Tl. However, as shown in the equation (2), the indicated torque Ti and the torque Tgas due to the in-cylinder gas pressure do not match, so the combustion state cannot be accurately estimated from the indicated torque Ti.
図4は、(2)式の各トルクとクランク角との関係を示す特性図である。図4において、縦軸は各トルクの大きさを、横軸はクランク角を示しており、図4中の一点鎖線は図示トルクTiを、実線は筒内ガス圧によるトルクTgasを、破線は往復慣性質量による慣性トルクTinertiaをそれぞれ示している。ここで、図4は4気筒の場合の特性を示したものであり、図4中のTDC、BDCは、4気筒のうちの1気筒のピストンが上死点(TDC)、または下死点(BDC)の位置にある場合のクランク角(0°,180°)を示している。内燃機関が4気筒の場合、クランク軸が180°回転する度に1気筒ずつ爆発行程が行われ、1回の爆発毎に図4中のTDCからBDCまでのトルク特性が繰り返し現れる。 FIG. 4 is a characteristic diagram showing the relationship between each torque and crank angle in equation (2). In FIG. 4, the vertical axis indicates the magnitude of each torque, the horizontal axis indicates the crank angle, the one-dot chain line in FIG. 4 indicates the indicated torque Ti, the solid line indicates the torque Tgas due to the in-cylinder gas pressure, and the broken line reciprocates. Inertia torque Tinertia due to inertial mass is shown. Here, FIG. 4 shows the characteristics in the case of four cylinders. TDC and BDC in FIG. 4 are the top dead center (TDC) or bottom dead center (TDC) of one cylinder among the four cylinders ( The crank angle (0 °, 180 °) in the position of (BDC) is shown. When the internal combustion engine has four cylinders, an explosion stroke is performed for each cylinder every time the crankshaft rotates 180 °, and torque characteristics from TDC to BDC in FIG.
図4中の実線に示すように、筒内ガス圧によるトルクTgasは、TDCからBDCの間で急激に増加し、減少する。ここで、Tgasの急激な増加は、爆発行程で燃焼室内の混合気が爆発するためである。爆発後、Tgasは減少し、他の圧縮行程或いは排気行程にある気筒の影響により、負の値となる。その後、クランク角がBDCに達するとシリンダの容積変化がゼロとなり、Tgasは0になる。 As shown by the solid line in FIG. 4, the torque Tgas due to the in-cylinder gas pressure rapidly increases and decreases between TDC and BDC. Here, the rapid increase in Tgas is due to the explosion of the air-fuel mixture in the combustion chamber during the explosion stroke. After the explosion, Tgas decreases and becomes a negative value due to the influence of the cylinders in other compression strokes or exhaust strokes. Thereafter, when the crank angle reaches BDC, the change in volume of the cylinder becomes zero and Tgas becomes zero.
一方、往復慣性質量による慣性トルクTinertiaは、筒内ガス圧によるトルクTgasとは無関係に、ピストンなど往復運動する部材の慣性質量によって発生する慣性トルクである。往復運動する部材は加減速を繰り返しており、Tinertiaはクランクが回転していれば角速度一定の場合であっても常に発生する。図4中の破線に示すように、クランク角がTDCの位置では往復運動する部材は停止しており、Tinertia=0である。クランク角がTDCからBDCに向かって進むと、往復運動する部材が停止状態から運動し始める。この際、これらの部材の慣性によってTinertiaは負の方向に増加する。クランク角が90°近傍に達した時点では、往復運動する部材が所定の速度で運動しているため、これらの部材の慣性によってクランク軸が回転する。従って、TinertiaはTDCとBDCの間で負の値から正の値へ変わる。その後、クランク角がBDCまで到達すると往復運動する部材は停止し、Tinertia=0となる。 On the other hand, the inertia torque Tinertia due to the reciprocating inertial mass is an inertial torque generated by the inertial mass of a reciprocating member such as a piston, regardless of the torque Tgas due to the in-cylinder gas pressure. The reciprocating member repeatedly accelerates and decelerates, and Tinertia always occurs as long as the crank rotates, even if the angular velocity is constant. As shown by the broken line in FIG. 4, the member that reciprocates is stopped at the position where the crank angle is TDC, and Tinertia = 0. When the crank angle advances from TDC toward BDC, the reciprocating member starts to move from the stopped state. At this time, Tinertia increases in the negative direction due to the inertia of these members. When the crank angle reaches around 90 °, the reciprocating members are moving at a predetermined speed, so that the crankshaft rotates due to the inertia of these members. Therefore, Tinertia changes from a negative value to a positive value between TDC and BDC. After that, when the crank angle reaches BDC, the reciprocating member stops and Tinertia = 0.
(2)式に示されるように、図示トルクTiは筒内ガス圧によるトルクTgasと往復慣性質量による慣性トルクTinertiaの和である。このため、図4の一点鎖線に示されるように、TDCとBDCの間では、図示トルクTiは混合気の爆発によるTgasの増加によって増加し、一旦減少した後、Tinertiaによって再び増加するという複雑な挙動を示している。 As shown in the equation (2), the indicated torque Ti is the sum of the torque Tgas caused by the in-cylinder gas pressure and the inertia torque Tinertia caused by the reciprocating inertial mass. For this reason, as shown by the one-dot chain line in FIG. 4, between TDC and BDC, the indicated torque Ti increases due to an increase in Tgas due to the explosion of the mixture, once decreases, and then increases again due to Tinertia. The behavior is shown.
しかし、TDCからBDCまでのクランク角180°の区間に着目すると、この区間での往復慣性質量による慣性トルクTinertiaの平均値は0となる。これは、往復慣性質量を有する部材が、クランク角0°〜90°とクランク角90°〜180°で反対の動きをするためである。従って、(1)式および(2)式の各トルクをTDCからBDCまでの平均値として算出すると、往復慣性質量による慣性トルクTinertia=0として計算することができる。これにより、往復慣性質量による慣性トルクTinertiaが図示トルクTiに与える影響を排除することができ、正確な燃焼状態を簡単に推定することが可能となる。 However, when attention is paid to a section with a crank angle of 180 ° from TDC to BDC, the average value of inertia torque Tinertia due to reciprocating inertia mass in this section is zero. This is because a member having a reciprocating inertia mass moves in the opposite direction at a crank angle of 0 ° to 90 ° and a crank angle of 90 ° to 180 °. Therefore, when the torques in the equations (1) and (2) are calculated as average values from TDC to BDC, the inertia torque Tinertia = 0 by the reciprocating inertia mass can be calculated. As a result, the influence of the inertia torque Tinertia due to the reciprocating inertia mass on the indicated torque Ti can be eliminated, and an accurate combustion state can be easily estimated.
そして、TDCからBDCまでの区間において各トルクの平均値を求めると、Tinertiaの平均値が0となるため、(2)式から、図示トルクTiの平均値と筒内ガス圧によるトルクTgasの平均値とが等しくなる。このため、図示トルクTiに基づいて正確に燃焼状態を推定することができる。 Then, when the average value of each torque is obtained in the section from TDC to BDC, the average value of Tinertia becomes 0. From the equation (2), the average value of the indicated torque Ti and the average of the torque Tgas due to the in-cylinder gas pressure are obtained. The value becomes equal. Therefore, the combustion state can be accurately estimated based on the indicated torque Ti.
さらに、TDCからBDCまでの区間でクランク軸の角加速度の平均値を求めると、この区間でのTinertiaの平均値は0であるため、往復慣性質量が角加速度に与える影響を排除して角加速度を求めることができる。従って、燃焼状態のみに起因する角加速度を算出することができ、角加速度に基づいて正確に燃焼状態を推定することが可能となる。 Further, when the average value of the angular acceleration of the crankshaft in the section from TDC to BDC is obtained, the average value of Tinertia in this section is 0, so that the influence of the reciprocating inertia mass on the angular acceleration is eliminated. Can be requested. Therefore, it is possible to calculate the angular acceleration caused only by the combustion state, and it is possible to accurately estimate the combustion state based on the angular acceleration.
次に、(1)式の右辺の各トルクを算出する方法を説明する。最初に、角加速度に起因する動的な損失トルクTac=J×(dω/dt)の算出方法を説明する。図5は、クランク軸の角加速度を求める方法を示す模式図であり、クランク角信号とトルク算出タイミングを示す図である。図5に示すように、本実施形態では、クランク軸の回転の10°毎にクランク角センサ32からクランク角信号が供給される。
Next, a method for calculating each torque on the right side of the equation (1) will be described. First, a method of calculating dynamic loss torque Tac = J × (dω / dt) resulting from angular acceleration will be described. FIG. 5 is a schematic diagram illustrating a method for obtaining the angular acceleration of the crankshaft, and is a diagram illustrating a crank angle signal and torque calculation timing. As shown in FIG. 5, in the present embodiment, a crank angle signal is supplied from the
ECU2は、角加速度に起因する動的な損失トルクTacをTDCからBDCまでの平均値として算出する。このために、本実施形態の装置は、TDCとBDCの2ヶ所のクランク角位置で角速度ω0(k),ω0(k+1)をそれぞれ求め、同時にクランク軸がTDCからBDCまで回転する時間Δt(k)を求める。 The ECU 2 calculates the dynamic loss torque Tac caused by the angular acceleration as an average value from TDC to BDC. For this purpose, the apparatus of this embodiment obtains angular velocities ω 0 (k) and ω 0 (k + 1) at two crank angle positions of TDC and BDC, and the crankshaft rotates from TDC to BDC at the same time. Time Δt (k) is obtained.
角速度ω0(k)を求める際には、例えば図5に示すように、クランク角がTDCの位置から前後10°ずつ回転している間の時間Δt0(k),Δt10(k)をクランク角センサ32から検出する。そして、時間Δt0(k)+Δt10(k)の間にクランク軸が20°回転しているため、ω0(k)=(20/(Δt0(k)+Δt10(k))×(π/180)を演算することによってω0(k)[rad/s]を算出できる。同様に、ω0(k+1)を算出する際は、クランク角がBDCの位置から前後10°ずつ回転している間の時間Δt0(k+1),Δt10(k+1)を検出する。そして、ω0(k+1)=(20/(Δt0(k+1)+Δt10(k+1)))×(π/180)を演算することによってω0(k+1)[rad/s]を算出できる。角速度ω0(k),ω0(k+1)を求めた後は、(ω0(k+1)−ω0(k))/Δt(k)を演算し、TDCからBDCまでクランク軸が回転する間の角加速度の平均値を算出する。
When obtaining the angular velocity ω 0 (k), for example, as shown in FIG. 5, the times Δt 0 (k) and Δt 10 (k) during which the crank angle is rotated by 10 ° forward and backward from the TDC position are calculated. It is detected from the
そして、角加速度の平均値を求めた後は、(1)式の右辺に従って、角加速度の平均値と慣性モーメントJを乗算する。これにより、クランク軸がTDCからBDCまで回転する間の動的な損失トルクJ×(dω/dt)の平均値を算出できる。なお、駆動部の慣性モーメントJは、駆動部品の慣性質量から予め求めておく。 After the average value of angular acceleration is obtained, the average value of angular acceleration and the moment of inertia J are multiplied according to the right side of equation (1). As a result, an average value of dynamic loss torque J × (dω / dt) while the crankshaft rotates from TDC to BDC can be calculated. The inertia moment J of the drive unit is obtained in advance from the inertia mass of the drive component.
次にフリクショントルクTfの算出方法を説明する。図6はフリクショントルクTfと内燃機関の機関回転数Ne、冷却水温thwとの関係を表したマップである。図6において、フリクショントルクTf、機関回転数Ne、冷却水温thwは、TDCからBDCまでクランク軸が回転した場合の平均値である。また、冷却水温は、thw1→thw2→thw3の順に高温になる。図6に示すように、フリクショントルクTfは機関回転数(Ne)が増えると増加し、また冷却水温thwが低くなると増加する。図6のマップは、機関回転数Ne、冷却水温thwをパラメータとして可変し、TDCからBDCまでクランク軸を回転させた際に発生するフリクショントルクTfを測定し、その平均値を算出することで予め作成しておく。そして、燃焼状態を推定する際には、TDCからBDCまでの区間における冷却水温の平均値、機関回転数の平均値を図6のマップに当てはめて、フリクショントルクTfの平均値を求める。この際、冷却水温は水温センサ(図示略)から、機関回転数はクランク角センサ32からそれぞれ検出する。
Next, a method for calculating the friction torque Tf will be described. FIG. 6 is a map showing the relationship between the friction torque Tf, the engine speed Ne of the internal combustion engine, and the coolant temperature thw. In FIG. 6, the friction torque Tf, the engine speed Ne, and the coolant temperature thw are average values when the crankshaft rotates from TDC to BDC. Further, the cooling water temperature becomes higher in the order of thw1 → thw2 → thw3. As shown in FIG. 6, the friction torque Tf increases as the engine speed (Ne) increases, and increases as the cooling water temperature thw decreases. In the map of FIG. 6, the engine rotational speed Ne and the coolant temperature thw are varied as parameters, the friction torque Tf generated when the crankshaft is rotated from TDC to BDC is measured, and the average value is calculated in advance. Create it. When estimating the combustion state, the average value of the cooling water temperature and the average value of the engine speed in the section from TDC to BDC are applied to the map of FIG. 6 to obtain the average value of the friction torque Tf. At this time, the coolant temperature is detected from a water temperature sensor (not shown), and the engine speed is detected from the
クランク角の変動に伴うフリクショントルクTfの挙動は非常に複雑であり、バラツキも大きい。しかし、フリクショントルクTfの挙動は主としてピストンの速度に依存しているため、往復慣性質量による慣性トルクTinertiaの平均値が0となる区間毎のフリクショントルクTfの平均値はほぼ一定している。従って、往復慣性質量による慣性トルクTinertiaの平均値が0となる区間(TDC→BDC)毎にフリクショントルクTfの平均値を求めることで、複雑な瞬時挙動を示すフリクショントルクTfを精度良く求めることができる。また、フリクショントルクTfをこの区間毎の平均値とすることで、図6に示すマップを正確に作成することができる。 The behavior of the friction torque Tf accompanying the variation of the crank angle is very complicated and has a large variation. However, since the behavior of the friction torque Tf mainly depends on the speed of the piston, the average value of the friction torque Tf for each section where the average value of the inertia torque Tinertia due to the reciprocating inertia mass is zero is substantially constant. Therefore, by obtaining the average value of the friction torque Tf for each section (TDC → BDC) where the average value of the inertia torque Tinertia due to the reciprocating inertia mass is 0, the friction torque Tf showing a complex instantaneous behavior can be obtained with high accuracy. it can. Further, by making the friction torque Tf an average value for each section, the map shown in FIG. 6 can be created accurately.
また、上述したようにフリクショントルクTfには補機類の摩擦によるトルクが含まれる。ここで、補機類の摩擦によるトルクは、補機類が動作しているか否かによって値が異なる。例えば、補機の1つであるエアコンのコンプレッサには、エンジンの回転がベルト等によって伝達されており、エアコンが実際に動作していない状態であっても摩擦によるトルクが発生している。 Further, as described above, the friction torque Tf includes torque due to friction of auxiliary machinery. Here, the value of the torque due to the friction of the auxiliary machines varies depending on whether or not the auxiliary machines are operating. For example, the rotation of the engine is transmitted to a compressor of an air conditioner, which is one of the auxiliary machines, by a belt or the like, and torque due to friction is generated even when the air conditioner is not actually operating.
一方、補機類を動作させた場合、例えばエアコンのスイッチをONした場合は、エアコンを動作させていない状態に比べてコンプレッサで消費されるトルクは大きくなる。このため、補機類の摩擦によるトルクが大きくなり、フリクショントルクTfの値も増大する。従って、フリクショントルクTfを正確に求めるためには、補機類の動作状態を検出し、補機類のスイッチがONしている場合には、図6のマップから求めたフリクショントルクTfの値を補正することが望ましい。 On the other hand, when the auxiliary machines are operated, for example, when the air conditioner switch is turned on, the torque consumed by the compressor becomes larger than in the state where the air conditioner is not operated. For this reason, the torque due to the friction of the auxiliary machinery increases, and the value of the friction torque Tf also increases. Therefore, in order to accurately determine the friction torque Tf, the operation state of the auxiliary machinery is detected, and when the auxiliary machinery is switched on, the value of the friction torque Tf obtained from the map of FIG. It is desirable to correct.
なお、極冷間始動時などにおいては、実際にフリクショントルクTfが発生している部位の温度と冷却水温との差を考慮して、フリクショントルクTfを補正することがより好適である。この場合、冷間始動後の機関始動時間、筒内流入燃料量等を考慮して補正を行うことが望ましい。 It is more preferable to correct the friction torque Tf in consideration of the difference between the temperature of the portion where the friction torque Tf is actually generated and the cooling water temperature at the time of extremely cold start. In this case, it is desirable to perform correction in consideration of the engine start time after the cold start, the in-cylinder inflow fuel amount, and the like.
本実施形態では、上記の図示トルク(推定図示トルクとも言う)Tiが各気筒の発生トルクに対応するトルク対応値として用いられる。ECU30は上記の計算方法で各気筒について計nサイクル(例えば10サイクル)の図示トルクを算出する。算出された図示トルクは、ECU30の内部に備えられたメモリに記憶されていく。そして、算出されたnサイクルの図示トルクは気筒毎に平均され、気筒毎の平均図示トルクが算出される。
In the present embodiment, the above indicated torque (also referred to as estimated indicated torque) Ti is used as a torque corresponding value corresponding to the generated torque of each cylinder. The
ステップ102において、気筒毎のnサイクルの平均図示トルクが算出されたら、次に、全気筒のnサイクルの平均図示トルク(全気筒平均図示トルク)が算出される(ステップ104)。すなわち、ステップ102で算出された気筒毎の平均図示トルクをさらに気筒間で平均されたものが算出される。
If the average indicated torque for n cycles for each cylinder is calculated in
次のステップ106では、各気筒についてステップ102で算出された平均図示トルクとステップ104で算出された全気筒平均図示トルクとの差(或いは乖離率)が求められ、さらに、求められたトルク差(或いは乖離率)の絶対値が所定の判定値よりも大きいか否か気筒毎に判定される。蒸発燃料の導入時に生じる気筒間のトルクのばらつきは蒸発燃料の分配率のばらつきに起因しており、分配率のばらつきの傾向とトルクのばらつきの傾向とは一致している。本実施形態では、トルクのばらつきを気筒毎のトルク差(或いは乖離率)として表し、これを蒸発燃料の気筒毎の分配率に対応する分配率対応値として用いている。
In the
ステップ106の判定の結果、トルク差(或いは乖離率)の絶対値が判定値より大きい気筒については、トルク差(或いは乖離率)に応じた燃料噴射量の補正係数が図示しないマップ等から算出される(ステップ108)。一方、トルク差(或いは乖離率)の絶対値が判定値以下の気筒については燃料噴射量の補正係数の算出は行われない。
As a result of the determination in
ECU30は上記の補正係数算出ルーチンによって算出された補正係数を用い、各気筒の燃料噴射量を補正する。また、ECU30は算出された補正係数を図示しないメモリに気筒別に記憶する。ECU30は補正係数の値を気筒毎に学習しており、新たに補正係数が算出される度にメモリに記憶された補正係数を新たな値に更新するようになっている。次回のパージ制御の実行時には、ECU30は予め補正係数を乗じられた量の燃料噴射量を当該気筒に供給するよう燃料噴射弁14を制御する。
The
以上説明したトルク変動抑制制御によれば、蒸発燃料の分配率に対応する気筒間のトルク差(或いは乖離率)に基づいて気筒毎の燃料噴射量が補正されるので、蒸発燃料の分配率のばらつきに応じて正確に気筒毎の燃料噴射量を調整することができる。また、蒸発燃料の分配率のばらつきは基本的に内燃機関2のハード諸元に起因するので、パージ毎に分配率のばらつき状態が大きく変化することはない。上記トルク変動抑制制御によれば、燃料噴射量の補正のために算出された補正係数は学習されて次回のパージ制御時に用いられるので、パージ開始時から蒸発燃料の分配率のばらつきに応じた燃料噴射を気筒毎に実現することができる。以上のことから、本実施形態の制御装置によれば、蒸発燃料の導入時に生じる気筒間の発生トルクのばらつきを効果的に抑制することができ、これにより内燃機関2のトルク変動を抑制することが可能になる。 According to the torque fluctuation suppression control described above, the fuel injection amount for each cylinder is corrected based on the torque difference (or deviation rate) between the cylinders corresponding to the distribution ratio of the evaporated fuel. The fuel injection amount for each cylinder can be accurately adjusted according to the variation. Further, since the variation in the distribution ratio of the evaporated fuel is basically caused by the hardware specifications of the internal combustion engine 2, the distribution state of the distribution ratio does not change greatly every purge. According to the torque fluctuation suppression control, since the correction coefficient calculated for correcting the fuel injection amount is learned and used in the next purge control, the fuel corresponding to the variation in the distribution ratio of the evaporated fuel from the start of the purge. Injection can be realized for each cylinder. From the above, according to the control device of the present embodiment, it is possible to effectively suppress the variation in the torque generated between the cylinders when the evaporated fuel is introduced, thereby suppressing the torque fluctuation of the internal combustion engine 2. Is possible.
なお、上述した実施の形態においては、ECU30による上記ステップ102の処理の実行により、第1の発明の「トルク対応値算出手段」が実現されている。また、ECU30による上記ステップ104,106の処理の実行により、第1の発明の「分配率対応値算出手段」が実現されている。さらに、ECU30による上記ステップ108の処理の実行により、第1の発明の「補正値算出手段」が実現されている。
In the above-described embodiment, the “torque corresponding value calculating means” according to the first aspect of the present invention is realized by the execution of the processing of
実施の形態2.
以下、図7を参照して、本発明の実施の形態2について説明する。
Embodiment 2.
The second embodiment of the present invention will be described below with reference to FIG.
本発明の実施の形態2としての制御装置は実施の形態1と同様に図1に示す構成のエンジンシステムに適用され、ECU30が内燃機関2の制御装置として機能している。本実施形態においては、ECU30は、パージ制御の実行時、実施の形態1で説明したトルク変動抑制制御の代わりに以下に説明するトルク変動抑制制御を実行する。
The control device as the second embodiment of the present invention is applied to the engine system having the configuration shown in FIG. 1 as in the first embodiment, and the
本実施形態において実行されるトルク変動抑制制御は、パージ制御の実行時に各気筒に導入される蒸発燃料の濃度を求め、その蒸発燃料の濃度に応じて各気筒の燃料噴射量を補正することで蒸発燃料の導入に伴うトルク変化を速やかに抑制し、それにより蒸発燃料の導入に伴う内燃機関のトルク変動を抑制しようとするものである。実施の形態1にかかるトルク変動抑制制御が気筒間のトルク差を無くすことを目的としているのに対し、本実施形態にかかるトルク変動抑制制御は気筒毎のトルク変化を無くすことを目的としている。なお、実施の形態1と同様、燃料噴射量の補正は、空燃比フィードバックで用いられる補正係数とは別にパージ制御用の特別の補正係数を燃料噴射量に乗じることにより行う。 The torque fluctuation suppression control executed in the present embodiment obtains the concentration of the evaporated fuel introduced into each cylinder when the purge control is executed, and corrects the fuel injection amount of each cylinder according to the concentration of the evaporated fuel. It is intended to quickly suppress a torque change accompanying the introduction of the evaporated fuel, thereby suppressing a torque fluctuation of the internal combustion engine accompanying the introduction of the evaporated fuel. The torque fluctuation suppression control according to the first embodiment aims to eliminate the torque difference between the cylinders, whereas the torque fluctuation suppression control according to the present embodiment aims to eliminate the torque change for each cylinder. As in the first embodiment, correction of the fuel injection amount is performed by multiplying the fuel injection amount by a special correction coefficient for purge control separately from the correction coefficient used in the air-fuel ratio feedback.
図7は本実施形態にかかるトルク変動抑制制御において用いられる補正係数の算出方法を説明するためのフローチャートである。図7に示すルーチンでは、先ず、パージ制御が開始されたか否か判定される(ステップ200)。パージ制御の開始は、例えば、パージ制御弁48をデューティ制御するための駆動信号が出力されることによって判定することができる。なお、実施の形態1では各気筒の補正係数が同一ルーチンで算出されるのに対し、本実施形態では補正係数は気筒毎に別ルーチンで算出される。つまり、図7のルーチンは気筒毎に実施される(図7は第m気筒の補正係数を算出するルーチンになっている)。
FIG. 7 is a flowchart for explaining a correction coefficient calculation method used in torque fluctuation suppression control according to the present embodiment. In the routine shown in FIG. 7, it is first determined whether or not purge control has been started (step 200). The start of the purge control can be determined by, for example, outputting a drive signal for duty-controlling the
ステップ200の判定においてパージ制御が開始されていないと判定された場合には、第m気筒のnサイクル(例えば10サイクル)について発生トルクに対応するトルク対応値が算出される。ここでは、トルク対応値として、実施の形態1で説明したように、クランク角センサ32のクランク角信号から運動方程式に則って算出される図示トルク(推定図示トルク)Timが用いられているものとする。ECU30はnサイクル分の図示トルクTimが算出されたらそれらを平均し、第m気筒の平均図示トルクTim_aveを算出する(以上、ステップ210)。算出された平均図示トルクTim_aveはECU30の図示しないメモリに記憶される。なお、平均図示トルクTim_aveはステップ200の判定が非成立となる度に算出され、最新の値がECU30のメモリに記憶更新されるようになっている。
If it is determined in
ステップ200の判定においてパージ制御が開始されたと判定された場合には、その時点(kサイクル目)における第m気筒の図示トルクTim(k)が算出される(ステップ202)。そして、次のステップ204において、ステップ202で算出された今回サイクルの図示トルクTim(k)とパージ制御開始前の平均図示トルクTim_aveとのトルク差eが算出される。
When it is determined that the purge control is started is determined in
上記トルク差eは、パージ制御の開始に伴い第m気筒に導入された蒸発燃料の濃度に対応している。燃焼室16に吸入される混合気の空燃比は蒸発燃料の導入により上昇し、それに伴い当該気筒の発生トルクも上昇する。したがって、蒸発燃料の導入前後のトルク差eを求めることで蒸発燃料の濃度を推定することができる。ステップ206では、予め設定された算出式やマップからトルク差eに応じた蒸発燃料濃度dが算出される。なお、ここでは蒸発燃料の濃度dを算出しているが、必ずしも濃度そのものを算出する必要は無く、蒸発燃料の濃度に対応する値が算出されればよい。
The torque difference e corresponds to the concentration of the evaporated fuel introduced into the m-th cylinder with the start of purge control. The air-fuel ratio of the air-fuel mixture sucked into the
燃料噴射量の補正係数はステップ206で算出された蒸発燃料濃度dに応じて図示しないマップ等から算出される(ステップ208)。マップでは蒸発燃料の濃度dが濃いほど燃料噴射量を減少させるように補正係数が設定されている。ECU30は上記の補正係数算出ルーチンによって算出された補正係数を用い、次回サイクルにおける第m気筒の燃料噴射量を補正する。ECU30はパージ制御が実行されている間、ステップ200乃至208の処理を繰り返し行い、サイクル毎に新たな補正係数を算出して次回サイクルの燃料噴射量を継続的に補正していく。
The fuel injection amount correction coefficient is calculated from a map or the like (not shown) according to the evaporated fuel concentration d calculated in step 206 (step 208). In the map, the correction coefficient is set so that the fuel injection amount decreases as the concentration d of the evaporated fuel increases. The
以上説明したトルク変動抑制制御によれば、パージ制御の実行により導入される蒸発燃料の濃度に応じて気筒別に燃料噴射量が補正されるので、パージ制御の実行開始直後の濃度が不安定な領域であっても、蒸発燃料の濃度に応じて正確に燃料噴射量を調整することができる。また、蒸発燃料の濃度はパージ開始前の平均図示トルクとパージ開始後の今回サイクルの図示トルクとのトルク差から算出されるので、パージ制御の開始直後から燃料噴射量を調整することができる。以上のことから、本実施形態の制御装置によれば、蒸発燃料の導入時に生じる各気筒のトルク変化を速やかに抑制することができ、これにより内燃機関2のトルク変動を抑制することが可能になる。 According to the torque fluctuation suppression control described above, the fuel injection amount is corrected for each cylinder according to the concentration of the evaporated fuel introduced by the execution of the purge control, so that the concentration immediately after the start of the purge control is unstable. Even so, the fuel injection amount can be accurately adjusted according to the concentration of the evaporated fuel. Further, since the concentration of the evaporated fuel is calculated from the torque difference between the average indicated torque before the start of purging and the indicated torque of the current cycle after the start of purging, the fuel injection amount can be adjusted immediately after the start of the purge control. From the above, according to the control device of the present embodiment, it is possible to quickly suppress the torque change of each cylinder that occurs when the evaporated fuel is introduced, thereby suppressing the torque fluctuation of the internal combustion engine 2. Become.
なお、上述した実施の形態においては、ECU30による上記ステップ202,210の処理の実行により、第2の発明の「トルク対応値算出手段」が実現されている。また、ECU30による上記ステップ204,206の処理の実行により、第2の発明の「濃度対応値算出手段」が実現されている。さらに、ECU30による上記ステップ208の処理の実行により、第2の発明の「補正値算出手段」が実現されている。
In the embodiment described above, the “torque corresponding value calculation means” of the second invention is realized by the execution of the processing of
その他.
以上、本発明の実施の形態のいくつかについて説明したが、本発明は上記実施の形態に限定されるものではなく、本発明の趣旨を逸脱しない範囲で種々変形して実施することができる。例えば、次のように変形して実施してもよい。
Others.
While some of the embodiments of the present invention have been described above, the present invention is not limited to the above-described embodiments, and various modifications can be made without departing from the spirit of the present invention. For example, the following modifications may be made.
実施の形態1では、各気筒の図示トルクを全気筒の平均図示トルクに合わせるように各気筒の燃料噴射量を補正しているが、気筒間のトルク差を解消できる方法であればこれに限定されない。例えば、最も大きい図示トルクの気筒に他の気筒の図示トルクを合わせるように各気筒の燃料噴射量を補正してもよい。 In the first embodiment, the fuel injection amount of each cylinder is corrected so that the indicated torque of each cylinder matches the average indicated torque of all cylinders. However, the method is not limited to this as long as the torque difference between the cylinders can be eliminated. Not. For example, the fuel injection amount of each cylinder may be corrected so that the indicated torque of the other cylinder is matched with the cylinder having the largest indicated torque.
また、上記各実施の形態では、蒸発燃料の導入に伴う気筒間のトルク差或いは各気筒のトルク変化を抑制するための手段として燃料噴射量を補正しているが、他の機関制御パラメータを補正するようにしてもよい。例えば、点火プラグ12の点火時期を補正してもよく、吸気弁8に可変動弁機構を備える場合には吸気弁8の作用角やリフト量を制御して吸気量を補正するようにしてもよい。
Further, in each of the above embodiments, the fuel injection amount is corrected as a means for suppressing the torque difference between the cylinders or the change in torque of each cylinder accompanying the introduction of the evaporated fuel, but other engine control parameters are corrected. You may make it do. For example, the ignition timing of the
また、上記各実施の形態では、トルク対応値としてクランク角センサ32から供給されるクランク角信号から算出される図示トルクを用いているが、気筒の発生トルクに対応する値であれば他の値を用いてもよい。例えば、燃焼室16内の圧力を検出する筒内圧センサを備える場合には、筒内圧センサから供給される作動データとクランク角センサ32から供給される作動データとに基づいて公知の方法で算出できる図示トルクを用いてもよい。
Further, in each of the above embodiments, the indicated torque calculated from the crank angle signal supplied from the
2 内燃機関
4 吸気通路
6 排気通路
8 吸気弁
10 排気弁
12 点火プラグ
14 燃料噴射弁
16 燃焼室
18 スロットル弁
22 クランク軸
30 ECU(Electronic Control Unit)
32 クランク角センサ
34 A/Fセンサ
40 キャニスタ
48 パージ制御弁
50 燃料タンク
2 Internal combustion engine 4
32 Crank angle sensor 34 A /
Claims (2)
前記内燃機関の作動データから各気筒の発生トルクに対応するトルク対応値を求めるトルク対応値算出手段と、
蒸発燃料導入時の各気筒の前記トルク対応値に基づいて蒸発燃料の分配率に対応する分配率対応値を求める分配率対応値算出手段と、
気筒毎に設定される機関制御パラメータに従い前記内燃機関を制御する制御手段と、
前記分配率対応値に基づいて前記機関制御パラメータの補正値を求める補正値算出手段と、
を備えることを特徴とする内燃機関の制御装置。 Evaporative fuel introduction means for introducing evaporative fuel generated in the fuel tank into the intake passage of the internal combustion engine;
Torque corresponding value calculating means for obtaining a torque corresponding value corresponding to the generated torque of each cylinder from the operation data of the internal combustion engine;
A distribution ratio corresponding value calculating means for obtaining a distribution ratio corresponding value corresponding to the distribution ratio of the evaporated fuel based on the torque corresponding value of each cylinder at the time of evaporative fuel introduction;
Control means for controlling the internal combustion engine in accordance with engine control parameters set for each cylinder;
Correction value calculation means for obtaining a correction value of the engine control parameter based on the distribution rate corresponding value;
A control device for an internal combustion engine, comprising:
前記内燃機関の作動データから各気筒の発生トルクに対応するトルク対応値を求めるトルク対応値算出手段と、
蒸発燃料導入時の特定気筒の前記トルク対応値と蒸発燃料導入前の前記特定気筒の前記トルク対応値との差に基づいて前記特定気筒に導入されている蒸発燃料の濃度に対応する濃度対応値を求める濃度対応値算出手段と、
気筒毎に設定される機関制御パラメータに従い前記内燃機関を制御する制御手段と、
前記濃度対応値に基づいて前記特定気筒にかかる前記機関制御パラメータの補正値を求める補正値算出手段と、
を備えることを特徴とする内燃機関の制御装置。
Evaporative fuel introduction means for introducing evaporative fuel generated in the fuel tank into the intake passage of the internal combustion engine;
Torque corresponding value calculating means for obtaining a torque corresponding value corresponding to the generated torque of each cylinder from the operation data of the internal combustion engine;
A concentration corresponding value corresponding to the concentration of the evaporated fuel introduced into the specific cylinder based on a difference between the torque corresponding value of the specific cylinder at the time of evaporating fuel introduction and the torque corresponding value of the specific cylinder before the evaporative fuel introduction. Concentration corresponding value calculating means for obtaining
Control means for controlling the internal combustion engine in accordance with engine control parameters set for each cylinder;
Correction value calculation means for obtaining a correction value of the engine control parameter for the specific cylinder based on the concentration correspondence value;
A control device for an internal combustion engine, comprising:
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Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2004058669A JP2005248783A (en) | 2004-03-03 | 2004-03-03 | Control device of internal combustion engine |
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Cited By (3)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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JP2010112382A (en) * | 2008-11-10 | 2010-05-20 | Delphi Technologies Inc | Engine control system and method |
JP2013119821A (en) * | 2011-12-08 | 2013-06-17 | Toyota Motor Corp | Control device for internal combustion engine |
JP2013525148A (en) * | 2010-05-01 | 2013-06-20 | 珠海納思達企業管理有限公司 | Ink cartridge filling apparatus and ink cartridge filling method using the apparatus |
-
2004
- 2004-03-03 JP JP2004058669A patent/JP2005248783A/en active Pending
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JP2013525148A (en) * | 2010-05-01 | 2013-06-20 | 珠海納思達企業管理有限公司 | Ink cartridge filling apparatus and ink cartridge filling method using the apparatus |
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