JP2005344565A - Control device for internal combustion engine - Google Patents

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Abstract

<P>PROBLEM TO BE SOLVED: To provide a control device for an internal combustion engine, capable of calculating pumping loss torque with higher accuracy and making the internal combustion engine generate output torque closer to required target torque. <P>SOLUTION: The engine 11 reciprocates a piston 17 by combustion of air fuel mixture in a combustion chamber 21 and rotates and drives a crankshaft 19. An electronic control unit 56 calculates loss of output torque of the crankshaft 19 due to pumping loss accompanied by reciprocation of the piston 17 (pumping torque loss), based on pressure difference between pressure inside a crank chamber 36 (crank chamber inner pressure) and intake pressure. Moreover, the electronic control unit 56 adds the pumping loss torque to the target torque required for the engine 11, and controls parameters (intake air amount, fuel injection amount, ignition timing etc.) affecting the output torque of the engine 11, based on the target torque after the addition (final target torque). <P>COPYRIGHT: (C)2006,JPO&NCIPI

Description

本発明は、内燃機関に要求される目標トルクを実現するために燃料噴射量、吸入空気量等を制御する内燃機関の制御装置に関するものである。   The present invention relates to a control device for an internal combustion engine that controls a fuel injection amount, an intake air amount, and the like in order to realize a target torque required for the internal combustion engine.

運転者のアクセルペダルの操作等を通じて要求されるトルクを目標トルクとして求め、内燃機関の出力トルクがこの目標トルクとなるように燃料噴射量、吸入空気量等を制御する、いわゆるトルクデマンド制御が知られている。この制御では、運転者によるアクセル操作量、機関回転速度等に基づき目標トルクが算出され、これにフリクショントルクが加算されることにより目標トルクが補正される。フリクショントルクの多くは、スロットルバルブ、EGRバルブ等の吸気抵抗分である圧力損失(ポンピングロス)によって占められる。そのほかにも、フリクショントルクには、内燃機関の摺動部分等で損失される摩擦損失である機械損失、及びオルタネータ、エアコン等の補機を駆動するために損失される補機駆動損失が含まれる。   A so-called torque demand control is known in which a torque required through a driver's operation of an accelerator pedal is obtained as a target torque, and the fuel injection amount, intake air amount, etc. are controlled so that the output torque of the internal combustion engine becomes the target torque. It has been. In this control, the target torque is calculated based on the accelerator operation amount by the driver, the engine speed, and the like, and the target torque is corrected by adding the friction torque thereto. Most of the friction torque is occupied by a pressure loss (pumping loss) that is an intake resistance component of a throttle valve, an EGR valve, or the like. In addition, the friction torque includes a mechanical loss that is a friction loss that is lost at a sliding portion of the internal combustion engine, and an auxiliary drive loss that is lost to drive an auxiliary device such as an alternator and an air conditioner. .

こうしたトルクデマンド制御として、例えば特許文献1では、空燃比がリーンであるとき燃焼室に多くの空気が吸入されて吸気圧が高く、ポンピングロスが低減されることに着目し、吸気管圧力(吸気圧)又はそれに関連するパラメータ、例えばシリンダ内総ガス量に基づいてポンピングロストルクを算出している。
特開平11−62658号公報
As such torque demand control, for example, in Patent Document 1, when the air-fuel ratio is lean, a large amount of air is sucked into the combustion chamber, the intake pressure is high, and the pumping loss is reduced. The pumping loss torque is calculated based on the pressure) or a parameter related thereto, for example, the total gas amount in the cylinder.
JP-A-11-62658

ところが、上記特許文献1のように吸気圧やシリンダ内総ガス量のみに基づいてポンピングロストルクを求めた場合、そうでない場合に比べてポンピングロストルクの算出精度が向上するものの、その算出精度が十分なレベルまで高まっているとは言い難く、未だ改善の余地がある。例えば、平地での機関運転時と高地での機関運転時とではポンピングロストルクが異なる。しかし、上記特許文献1では、こうした相違を考慮したポンピングロストルクを算出することができない。   However, when the pumping loss torque is obtained based on only the intake pressure and the total gas amount in the cylinder as in Patent Document 1, the calculation accuracy of the pumping loss torque is improved as compared with the case where the pumping loss torque is not, but the calculation accuracy is It cannot be said that the level has increased to a sufficient level, and there is still room for improvement. For example, the pumping loss torque differs between when the engine is operating on flat ground and when the engine is operating on high ground. However, in the above Patent Document 1, it is impossible to calculate the pumping loss torque in consideration of such a difference.

本発明はこのような実情に鑑みてなされたものであって、その目的は、ポンピングロストルクを一層高い精度で求め、内燃機関に、要求される目標トルクにより近い出力トルクを発生させることのできる内燃機関の制御装置を提供することにある。   The present invention has been made in view of such a situation, and an object thereof is to obtain a pumping loss torque with higher accuracy and to generate an output torque closer to a required target torque in an internal combustion engine. An object of the present invention is to provide a control device for an internal combustion engine.

以下、上記目的を達成するための手段及びその作用効果について記載する。
請求項1に記載の発明では、空気及び燃料の混合気を燃焼室で燃焼させることにより、気筒内でピストンを往復動させて出力軸を回転駆動する内燃機関に用いられるものであって、前記ピストンの往復動に伴い生ずるポンピングロスによる前記出力軸の出力トルクの損失分をポンピングロストルクとして算出するポンピングロストルク算出手段を備え、前記内燃機関に要求されるトルクを目標トルクとし、この目標トルクに少なくとも前記ポンピングロストルク算出手段によるポンピングロストルクを加算し、その加算後の目標トルクに基づき、前記出力トルクに影響を及ぼすパラメータを制御するようにした内燃機関の制御装置において、前記ポンピングロストルク算出手段は、前記ピストンの往復動方向についての両側から同ピストンに作用するクランク室内圧と吸気圧との差圧に基づいて前記ポンピングロストルクを算出するものであるとする。
In the following, means for achieving the above object and its effects are described.
The invention according to claim 1 is used for an internal combustion engine in which a mixture of air and fuel is burned in a combustion chamber to reciprocate a piston in a cylinder to rotationally drive an output shaft. A pumping loss torque calculating means for calculating a loss of the output torque of the output shaft due to the pumping loss caused by the reciprocating motion of the piston as a pumping loss torque, and setting the torque required for the internal combustion engine as a target torque, In the control device for an internal combustion engine, at least the pumping loss torque by the pumping loss torque calculating means is added, and the parameter affecting the output torque is controlled based on the target torque after the addition. The calculating means is configured to change the piston from both sides in the reciprocating direction of the piston. And it is intended to calculate the pumping loss torque based on the differential pressure between the crank chamber pressure and the intake pressure for use.

上記の構成によれば、内燃機関の制御に際し、ピストンの往復動に伴い生ずるポンピングロスによる出力軸の出力トルクの損失分(ポンピングロストルク)がポンピングロストルク算出手段によって算出される。そして、内燃機関に要求される目標トルクに少なくとも上記ポンピングロストルクが加算されることで目標トルクが補正される。この加算後の目標トルクに基づき、出力トルクに影響を及ぼすパラメータが制御される。従って、内燃機関の運転に伴いポンピングロストルクが発生するが、内燃機関からは、要求される目標トルクに相当する出力トルクが発生される。   According to the above configuration, when controlling the internal combustion engine, the loss of the output torque of the output shaft (pumping loss torque) due to the pumping loss caused by the reciprocating motion of the piston is calculated by the pumping loss torque calculating means. The target torque is corrected by adding at least the pumping loss torque to the target torque required for the internal combustion engine. Based on the target torque after the addition, parameters that affect the output torque are controlled. Accordingly, a pumping loss torque is generated with the operation of the internal combustion engine, but an output torque corresponding to the required target torque is generated from the internal combustion engine.

ところで、上記ポンピングロストルクは、ピストンが下降して燃焼室内に空気を吸入する際に発生するため、基本的には燃焼室内の圧力(吸気圧)から大きく影響を受ける。しかし、このピストンが下降する際、クランク室の圧力が高い場合は、低い場合に比べピストンの下降を妨げ、ポンピングロストルクを小さくさせる方向に作用する。従って、ポンピングロストルクは、正確には、燃焼室内の圧力(吸気圧)だけでなくクランク室内圧からも影響を受ける。   By the way, the pumping loss torque is generated when the piston descends and sucks air into the combustion chamber, so that it is basically greatly influenced by the pressure (intake pressure) in the combustion chamber. However, when the pressure of the crank chamber is high when the piston is lowered, the piston is prevented from lowering and the pumping loss torque is reduced as compared with the case where the pressure is low. Therefore, the pumping loss torque is affected not only by the pressure in the combustion chamber (intake pressure) but also by the crank chamber pressure.

この点、請求項1に記載の発明では、ピストンの往復動方向についての両側から同ピストンに作用してポンピングロストルクに影響を及ぼすクランク室内圧と吸気圧とが用いられ、それらの差圧に基づいてポンピングロストルクが算出される。このため、単に吸気圧又はシリンダ内総ガス量のみに基づく場合に比べ、ポンピングロストルクをより高い精度で算出することが可能となる。これに伴い、内燃機関に要求される目標トルクにより近い出力トルクを発生させることができる。   In this regard, in the first aspect of the invention, the crank chamber pressure and the intake pressure that act on the piston from both sides in the reciprocating direction of the piston and affect the pumping loss torque are used, and the differential pressure between them is used. Based on this, the pumping loss torque is calculated. For this reason, it is possible to calculate the pumping loss torque with higher accuracy as compared with the case where it is based solely on the intake pressure or the total gas amount in the cylinder. Accordingly, an output torque closer to the target torque required for the internal combustion engine can be generated.

ここで、一般にクランク室内圧は大気圧に近いため、この大気圧をクランク室内圧の相当値として用いることができる。そこで、請求項2に記載の発明によるように、請求項1に記載の発明において、前記ポンピングロストルク算出手段は、大気圧を前記クランク室内圧の相当値として用いて前記ポンピングロストルクを算出するものであってもよい。   Here, since the crank chamber pressure is generally close to the atmospheric pressure, this atmospheric pressure can be used as an equivalent value of the crank chamber pressure. Therefore, according to the invention described in claim 2, in the invention described in claim 1, the pumping loss torque calculation means calculates the pumping loss torque using atmospheric pressure as an equivalent value of the crank chamber pressure. It may be a thing.

また、クランク室内圧は内燃機関の運転状態に応じて変化し得るため、大気圧を内燃機関の運転状態に基づいて補正し、その補正後の値(推定値)をクランク室内圧として用いることができる。そこで、請求項3に記載の発明によるように、請求項1又は2に記載の発明において、前記内燃機関の運転状態に基づいて大気圧を補正することにより前記クランク室内圧を推定するクランク室内圧推定手段をさらに備え、前記ポンピングロストルク算出手段は、前記クランク室内圧推定手段による推定値を前記クランク室内圧として用いて前記ポンピングロストルクを算出するものであってもよい。このようにすれば、上述した大気圧をクランク室内圧の相当値とする場合よりも高い精度でポンピングロストルクを算出することが可能となる。   In addition, since the crank chamber pressure can change according to the operating state of the internal combustion engine, the atmospheric pressure is corrected based on the operating state of the internal combustion engine, and the corrected value (estimated value) is used as the crank chamber pressure. it can. Therefore, as in the invention described in claim 3, in the invention described in claim 1 or 2, the crank chamber pressure for estimating the crank chamber pressure by correcting the atmospheric pressure based on the operating state of the internal combustion engine. The pumping loss torque calculating unit may further include an estimating unit that calculates the pumping loss torque using an estimated value obtained by the crank chamber pressure estimating unit as the crank chamber pressure. In this way, it is possible to calculate the pumping loss torque with higher accuracy than in the case where the atmospheric pressure is set to a value equivalent to the crank chamber pressure.

さらに、請求項4に記載の発明によるように、請求項1に記載の発明において、前記クランク室内圧を検出するクランク室内圧検出手段をさらに備え、前記ポンピングロストルク算出手段は、前記クランク室内圧検出手段による検出値を前記クランク室内圧として用いて前記ポンピングロストルクを算出するものであってもよい。このようにすれば、上述した大気圧や推定値をクランク室内圧の相当値とする場合よりも高い精度でポンピングロストルクを算出することが可能となる。   Further, according to the invention described in claim 4, in the invention described in claim 1, further comprising crank chamber pressure detecting means for detecting the crank chamber pressure, wherein the pumping loss torque calculating means includes the crank chamber pressure. The pumping loss torque may be calculated using a value detected by the detecting means as the crank chamber pressure. In this way, it is possible to calculate the pumping loss torque with higher accuracy than in the case where the atmospheric pressure or the estimated value described above is set to the equivalent value of the crank chamber pressure.

請求項5に記載の発明では、請求項1〜4のいずれか1つに記載の発明において、前記ポンピングロストルク算出手段は、前記ポンピングロストルクの算出に際し、前記ピストンの頂面面積又はその相当値に基づいて前記差圧を補正するものであるとする。   According to a fifth aspect of the present invention, in the invention according to any one of the first to fourth aspects, the pumping loss torque calculating means calculates the pumping loss torque when calculating the top surface area of the piston or its equivalent. It is assumed that the differential pressure is corrected based on the value.

ここで、頂面面積の相当値としては、例えばピストンが往復動する気筒(シリンダ)の内径(ボア径)が挙げられる。一般に、こうした頂面面積やボア径が大きくなるに従い、差圧が作用する面積が増え、同じ差圧でもピストンを下降させるために必要な力が大きくなり、ポンピングロストルクが増大する。この点、請求項5に記載の発明では、ポンピングロスの算出に際し、ピストンの頂面面積又はその相当値に基づいて差圧が補正される。従って、こうして補正された差圧が用いられることで、より精度の高いポンピングロストルクの算出が可能となる。   Here, as an equivalent value of the top surface area, for example, an inner diameter (bore diameter) of a cylinder (cylinder) in which a piston reciprocates can be cited. In general, as the top surface area and the bore diameter increase, the area on which the differential pressure acts increases, the force required to lower the piston increases even with the same differential pressure, and the pumping loss torque increases. In this regard, in the invention described in claim 5, when calculating the pumping loss, the differential pressure is corrected based on the top surface area of the piston or its equivalent value. Therefore, by using the differential pressure corrected in this way, it is possible to calculate the pumping loss torque with higher accuracy.

請求項6に記載の発明では、請求項1〜5のいずれか1つに記載の発明において、前記ポンピングロストルク算出手段は、前記ポンピングロストルクの算出に際し、前記内燃機関の気筒数に基づいて前記差圧を補正するものであるとする。   According to a sixth aspect of the present invention, in the invention according to any one of the first to fifth aspects, the pumping loss torque calculating means calculates the pumping loss torque based on the number of cylinders of the internal combustion engine. It is assumed that the differential pressure is corrected.

内燃機関が複数の気筒を有するものである場合、各気筒でポンピングロスが発生するため、機関全体の総合的なポンピングロスは、1気筒当たりのポンピングロスに気筒数を乗算したものになる。この点、請求項6に記載の発明では、ポンピングロストルクの算出に際し、気筒数に基づいて差圧が補正される。従って、こうして補正された差圧が用いられることで、より精度の高いポンピングロストルクの算出が可能となる。   When the internal combustion engine has a plurality of cylinders, a pumping loss occurs in each cylinder. Therefore, the overall pumping loss of the entire engine is obtained by multiplying the pumping loss per cylinder by the number of cylinders. In this regard, in the invention described in claim 6, when calculating the pumping loss torque, the differential pressure is corrected based on the number of cylinders. Therefore, by using the differential pressure corrected in this way, it is possible to calculate the pumping loss torque with higher accuracy.

(第1実施形態)
以下、本発明を具体化した第1実施形態について、図面を参照して説明する。
図1及び図2に示すように、車両には、内燃機関としてガソリンエンジン(以下、単にエンジンという)11が搭載されている。エンジン11は、複数の気筒(シリンダ)12を有するシリンダブロック13を備えている。シリンダブロック13の下側にはクランクケース14及びオイルパン15が取付けられ、上側にはシリンダヘッド16が取付けられている。各シリンダ12内にはピストン17が往復動可能に収容されている。各ピストン17は、コネクティングロッド18を介し、エンジン11の出力軸であるクランクシャフト19に連結されている。そのため、各ピストン17が往復動すると、その動きはコネクティングロッド18によって回転運動に変換された後、クランクシャフト19に伝達される。
(First embodiment)
Hereinafter, a first embodiment of the present invention will be described with reference to the drawings.
As shown in FIGS. 1 and 2, a vehicle is equipped with a gasoline engine (hereinafter simply referred to as an engine) 11 as an internal combustion engine. The engine 11 includes a cylinder block 13 having a plurality of cylinders (cylinders) 12. A crankcase 14 and an oil pan 15 are attached to the lower side of the cylinder block 13, and a cylinder head 16 is attached to the upper side. A piston 17 is accommodated in each cylinder 12 so as to reciprocate. Each piston 17 is connected to a crankshaft 19 that is an output shaft of the engine 11 via a connecting rod 18. Therefore, when each piston 17 reciprocates, the movement is converted into a rotational movement by the connecting rod 18 and then transmitted to the crankshaft 19.

シリンダ12毎の燃焼室21には、吸気通路22及び排気通路23がそれぞれ接続されており、エンジン11の外部の空気が吸気通路22を通じて燃焼室21内に吸入されるとともに、燃焼室21内で生じた排気ガスが排気通路23へ排出される。シリンダヘッド16には、吸気通路22及び燃焼室21間を開閉する吸気バルブ24と、排気通路23及び燃焼室21間を開閉する排気バルブ25とがそれぞれ往復動可能に設けられている。吸気バルブ24の上方には吸気カムシャフト26が設けられ、排気バルブ25の上方には排気カムシャフト27が設けられている。これらの吸・排気両カムシャフト26,27は、プーリ、ベルト等によりクランクシャフト19に駆動連結されており、そのクランクシャフト19に連動して回転する。吸気バルブ24は吸気カムシャフト26によって駆動され、排気バルブ25は排気カムシャフト27によって駆動される。   An intake passage 22 and an exhaust passage 23 are connected to the combustion chamber 21 of each cylinder 12, and air outside the engine 11 is taken into the combustion chamber 21 through the intake passage 22, and in the combustion chamber 21. The generated exhaust gas is discharged to the exhaust passage 23. The cylinder head 16 is provided with an intake valve 24 that opens and closes between the intake passage 22 and the combustion chamber 21 and an exhaust valve 25 that opens and closes between the exhaust passage 23 and the combustion chamber 21, respectively. An intake camshaft 26 is provided above the intake valve 24, and an exhaust camshaft 27 is provided above the exhaust valve 25. These intake and exhaust camshafts 26 and 27 are drivingly connected to the crankshaft 19 by pulleys, belts, and the like, and rotate in conjunction with the crankshaft 19. The intake valve 24 is driven by an intake camshaft 26, and the exhaust valve 25 is driven by an exhaust camshaft 27.

吸気通路22の途中にはスロットルバルブ28が回動可能に設けられている。スロットルバルブ28にはモータ等のアクチュエータ29が駆動連結されている。吸気通路22を流れる空気の量は、スロットルバルブ28の角度(スロットル開度)に応じて変化する。なお、スロットル開度は、運転者によって操作されるアクセルペダル31の踏込み量等に応じてアクチュエータ29が駆動されることにより調整される。   A throttle valve 28 is rotatably provided in the intake passage 22. An actuator 29 such as a motor is drivingly connected to the throttle valve 28. The amount of air flowing through the intake passage 22 varies according to the angle of the throttle valve 28 (throttle opening). The throttle opening is adjusted by driving the actuator 29 in accordance with the amount of depression of the accelerator pedal 31 operated by the driver.

エンジン11には、燃料噴射弁32が各シリンダ12に対応して取付けられている。各燃料噴射弁32には、燃料ポンプ(図示略)から吐出された高圧の燃料が供給される。各燃料噴射弁32は開閉制御されることにより、対応する燃焼室21に高圧燃料を直接噴射供給する。噴射された燃料は、燃焼室21内の空気と混ざり合って混合気となる。   A fuel injection valve 32 is attached to the engine 11 corresponding to each cylinder 12. Each fuel injection valve 32 is supplied with high-pressure fuel discharged from a fuel pump (not shown). Each fuel injection valve 32 is controlled to open and close, thereby directly injecting and supplying high-pressure fuel to the corresponding combustion chamber 21. The injected fuel is mixed with the air in the combustion chamber 21 to become an air-fuel mixture.

なお、上記のように燃料噴射弁32から燃焼室21内に直接燃料が噴射されて混合気が生成されるエンジン11は、一般に筒内噴射式エンジンと呼ばれる。このタイプに代えて、ポート噴射式エンジンが本発明の適用対象とされてもよい。このタイプのエンジンでは、吸気通路22の途中に配置された燃料噴射弁から吸気ポート下流に向けて燃料が噴射される。この燃料は、吸気通路22を流れる空気と混ざり合って混合気となる。   Note that the engine 11 in which fuel is directly injected from the fuel injection valve 32 into the combustion chamber 21 as described above and an air-fuel mixture is generated is generally called a cylinder injection engine. Instead of this type, a port injection engine may be an application target of the present invention. In this type of engine, fuel is injected from the fuel injection valve disposed in the middle of the intake passage 22 toward the downstream side of the intake port. This fuel is mixed with the air flowing through the intake passage 22 and becomes an air-fuel mixture.

エンジン11には点火プラグ33が各シリンダ12に対応して取付けられている。点火プラグ33は、イグナイタ34からの点火信号に基づいて駆動される。点火プラグ33には、点火コイル35から出力される高電圧が印加される。そして、混合気は点火プラグ33の火花放電によって着火され、爆発・燃焼する。このときに生じた高温高圧の燃焼ガスによりピストン17が往復動され、クランクシャフト19が回転されて、エンジン11の駆動力(出力トルク)が得られる。燃焼ガスは、排気バルブ25の開弁にともない排気通路23に排出される。   A spark plug 33 is attached to the engine 11 corresponding to each cylinder 12. The spark plug 33 is driven based on the ignition signal from the igniter 34. A high voltage output from the ignition coil 35 is applied to the spark plug 33. The air-fuel mixture is ignited by spark discharge of the spark plug 33 and explodes and burns. The piston 17 is reciprocated by the high-temperature and high-pressure combustion gas generated at this time, the crankshaft 19 is rotated, and the driving force (output torque) of the engine 11 is obtained. The combustion gas is discharged into the exhaust passage 23 when the exhaust valve 25 is opened.

上記エンジン11では、圧縮行程及び膨張行程で、シリンダ12の壁面とピストン17との隙間からクランク室36に気体が漏出する。この気体は圧縮行程で漏出する混合気、膨張行程で漏出する燃焼ガス等からなり、ブローバイガスと呼ばれる。ブローバイガスはエンジンオイルを劣化させ、エンジン11の内部を錆させる原因となり得る。そこで、図2において実線の矢印で示すブローバイガスを、ブローバイガス環流装置37によって吸気系に戻し(環流し)、燃焼室21で再燃焼させるようにしている。なお、クランク室36は、クランクシャフト19が収容されている空間であり、シリンダブロック13、クランクケース14、オイルパン15等によって囲まれた空間である。   In the engine 11, gas leaks into the crank chamber 36 from the gap between the wall surface of the cylinder 12 and the piston 17 in the compression stroke and the expansion stroke. This gas consists of an air-fuel mixture that leaks in the compression stroke, a combustion gas that leaks in the expansion stroke, and the like, and is called blow-by gas. Blow-by gas can cause engine oil to deteriorate and rust inside the engine 11. Therefore, the blow-by gas indicated by the solid arrow in FIG. 2 is returned (circulated) to the intake system by the blow-by gas recirculation device 37 and recombusted in the combustion chamber 21. The crank chamber 36 is a space in which the crankshaft 19 is accommodated, and is a space surrounded by the cylinder block 13, the crankcase 14, the oil pan 15, and the like.

ブローバイガス環流装置37は、クランク室36と、吸気通路22のスロットルバルブ28よりも下流とを繋ぐブローバイガス通路39を備えている。ブローバイガス環流装置37では、スロットルバルブ28の下流で発生する負圧(大気圧を基準としてそれよりも低い圧力)がブローバイガス通路39を通じてクランク室36に作用する。ブローバイガス通路39の途中には、ブローバイガスの環流量を調整するためのPCVバルブ41が設けられている。   The blow-by gas recirculation device 37 includes a blow-by gas passage 39 that connects the crank chamber 36 and a downstream side of the throttle valve 28 in the intake passage 22. In the blow-by gas recirculation device 37, negative pressure (pressure lower than the atmospheric pressure) generated downstream of the throttle valve 28 acts on the crank chamber 36 through the blow-by gas passage 39. In the middle of the blow-by gas passage 39, a PCV valve 41 for adjusting the ring flow rate of the blow-by gas is provided.

また、ブローバイガス環流装置37は、クランク室36内のブローバイガスの濃度を下げるべく、図2において波線の矢印で示すように、エンジン11の外部の空気(新気ともいう)をクランク室36内に導入するための空気導入通路42を備えている。空気導入通路42の一端は吸気通路22のスロットルバルブ28よりも上流に接続され、他端はシリンダヘッド16上のヘッドカバー43、シリンダヘッド16、シリンダブロック13等を通ってクランク室36に接続されている。   Further, the blow-by gas recirculation device 37 causes air outside the engine 11 (also referred to as fresh air) to enter the crank chamber 36 as shown by the wavy arrow in FIG. 2 in order to reduce the concentration of blow-by gas in the crank chamber 36. An air introduction passage 42 is provided for introduction into the air. One end of the air introduction passage 42 is connected upstream of the throttle valve 28 in the intake passage 22, and the other end is connected to the crank chamber 36 through the head cover 43, the cylinder head 16, the cylinder block 13, etc. on the cylinder head 16. Yes.

図1に示すように、エンジン11には、排気通路23を流れる排気ガスの一部を、吸気通路22に環流させるための排気環流(以下「EGR」という)装置44が設けられている。EGR装置44は、環流に伴い吸入空気に混合された排気ガス(EGRガス)により、混合気中の不活性ガスの割合を増やして燃焼最高温度を下げ、窒素酸化物(NOx)の生成を抑制し、排気エミッションの低減を図るものである。   As shown in FIG. 1, the engine 11 is provided with an exhaust gas recirculation (hereinafter referred to as “EGR”) device 44 for circulating a part of the exhaust gas flowing through the exhaust passage 23 to the intake passage 22. The EGR device 44 increases the ratio of inert gas in the air-fuel mixture by exhaust gas (EGR gas) mixed with the intake air with recirculation, lowers the maximum combustion temperature, and suppresses the generation of nitrogen oxides (NOx) Thus, exhaust emissions are reduced.

EGR装置44は、排気通路23と吸気通路22のスロットルバルブ28よりも下流とを繋ぐEGR通路45を備えるとともに、EGR通路45の途中に設けられたEGRバルブ46を備える。このEGR装置44では、吸気通路22のスロットルバルブ28下流の負圧が、EGR通路45を介して排気通路23に作用する。そのため、排気通路23から排出された排気ガスの一部は、EGRガスとして、EGR通路45を通じて吸気通路22に環流される。環流されるEGRガスの流量は、EGRバルブ46の開き具合(EGR開度)に応じて変化する。   The EGR device 44 includes an EGR passage 45 that connects the exhaust passage 23 and the downstream side of the throttle valve 28 in the intake passage 22, and an EGR valve 46 that is provided in the middle of the EGR passage 45. In the EGR device 44, the negative pressure downstream of the throttle valve 28 in the intake passage 22 acts on the exhaust passage 23 via the EGR passage 45. Therefore, a part of the exhaust gas discharged from the exhaust passage 23 is circulated to the intake passage 22 through the EGR passage 45 as EGR gas. The flow rate of the recirculated EGR gas changes in accordance with the degree of opening of the EGR valve 46 (EGR opening degree).

エンジン11には各種補機(図示略)が取付けられている。これらの補機としては、例えば、オルタネータ、パワーステアリング用ポンプ、エアコン用コンプレッサ、エンジンオイルポンプ、エンジンウォータポンプ等が挙げられる。各補機の出力軸は、プーリ、ベルト等によりクランクシャフト19に駆動連結されており、同クランクシャフト19から動力を受けて回転する。   Various auxiliary machines (not shown) are attached to the engine 11. Examples of these auxiliary machines include an alternator, a power steering pump, an air conditioner compressor, an engine oil pump, and an engine water pump. The output shaft of each accessory is drivingly connected to the crankshaft 19 by pulleys, belts, and the like, and rotates by receiving power from the crankshaft 19.

車両には、エンジン11の運転状態を含む各部の状態を検出するために各種センサが設けられている。例えば、クランクシャフト19の近傍には、そのクランクシャフト19が一定角度回転する毎にパルス状の信号を発生するクランク角センサ51が設けられている。クランク角センサ51の信号は、クランクシャフト19の回転角度であるクランク角、単位時間当たりのクランクシャフト19の回転速度であるエンジン回転速度等の算出に用いられる。   The vehicle is provided with various sensors for detecting the state of each part including the operating state of the engine 11. For example, a crank angle sensor 51 that generates a pulse signal every time the crankshaft 19 rotates by a certain angle is provided in the vicinity of the crankshaft 19. The signal of the crank angle sensor 51 is used to calculate the crank angle that is the rotation angle of the crankshaft 19, the engine rotation speed that is the rotation speed of the crankshaft 19 per unit time, and the like.

吸気通路22内のスロットルバルブ28よりも下流には、吸入空気の圧力である吸気圧epim(絶対圧)を検出する吸気圧センサ52が設けられている。車室内には、標高(例えば、海岸と山岳地)、天候等により変化する大気圧epaを検出する大気圧センサ53が設けられている。アクセルペダル31又はその近傍には、運転者によるアクセルペダル31の踏込み量を検出するアクセルセンサ54が設けられている。   An intake pressure sensor 52 that detects an intake pressure epim (absolute pressure) that is the pressure of intake air is provided downstream of the throttle valve 28 in the intake passage 22. An atmospheric pressure sensor 53 that detects an atmospheric pressure epa that changes depending on altitude (for example, coast and mountainous areas), weather, and the like is provided in the passenger compartment. An accelerator sensor 54 that detects the amount of depression of the accelerator pedal 31 by the driver is provided at or near the accelerator pedal 31.

前述した各種センサ51〜54等の検出値に基づき、エンジン11の各部を制御するために、マイクロコンピュータを中心として構成された電子制御装置56が設けられている。電子制御装置56では、中央処理装置(CPU)が、読出し専用メモリ(ROM)に記憶されている制御プログラムや初期データに従って演算処理を行い、その演算結果に基づいて各種制御を実行する。CPUによる演算結果は、ランダムアクセスメモリ(RAM)において一時的に記憶される。   In order to control each part of the engine 11 based on the detection values of the various sensors 51 to 54 and the like described above, an electronic control unit 56 configured mainly with a microcomputer is provided. In the electronic control unit 56, a central processing unit (CPU) performs arithmetic processing according to a control program and initial data stored in a read-only memory (ROM), and executes various controls based on the calculation results. The calculation result by the CPU is temporarily stored in a random access memory (RAM).

電子制御装置56が行う制御の1つに、エンジン11の出力トルクが、運転者の要求するトルク(目標トルクTt)となるように、出力トルクに影響を及ぼすパラメータを制御する「出力トルク制御」(トルクデマンド制御とも呼ばれる)がある。ここで、目標トルクTtは、基本的には運転者によるアクセル操作量、エンジン回転速度等に基づいて算出される。しかし、エンジン11の運転に伴うフリクション(摩擦損失)があるため、この目標トルクを指令値とすると、実際に発生する出力トルクは目標トルクTtよりも低くなる。そこで、出力トルクについてフリクションにより消費される分(フリクショントルクTf)を加算することにより目標トルクTtを増量補正し、その補正後の値を最終的な目標トルク(最終目標トルクT)として、出力トルクに影響を及ぼすパラメータを制御することが行われる。   One of the controls performed by the electronic control unit 56 is “output torque control” for controlling a parameter that affects the output torque so that the output torque of the engine 11 becomes the torque required by the driver (target torque Tt). (Also called torque demand control). Here, the target torque Tt is basically calculated based on the accelerator operation amount by the driver, the engine speed, and the like. However, since there is friction (friction loss) associated with the operation of the engine 11, when this target torque is set as a command value, the actually generated output torque is lower than the target torque Tt. Therefore, the target torque Tt is corrected by increasing the amount consumed by the friction (friction torque Tf) for the output torque, and the value after the correction is used as the final target torque (final target torque T). Controlling parameters that affect

ここで、フリクションは、大別すると、スロットルバルブ28、EGRバルブ46等の吸気抵抗による圧力損失(吸気圧損)である「ポンピングロス」と、エンジン11の摺動部分等における摩擦による損失である「機械損失」と、各種補機を駆動するために損失される「補機駆動損失」とからなる。上記のうち機械損失及び補機駆動損失は、オイルの粘度等によって一義的に決まるものである。オイルの粘度は時間とともに徐々に変化するものであり、常時変化するものではない。このことから、機械損失及び補機駆動損失はオイルの粘度に関連するパラメータである油温、水温等によって比較的容易に推定可能である。これに対し、スロットルバルブ28やEGRバルブ46は基本的には常時作動し得るものであることから、ポンピングロスは常時変化しているといえる。そのため、ポンピングロスは機械損失や補機駆動損失に比べて、その算出(推定)が困難である。従って、目標トルクTtを実現するうえでは、フリクショントルクTfを精度よく求めることが重要となってくる。   Here, the friction is roughly divided into “pumping loss” which is a pressure loss (intake pressure loss) due to the intake resistance of the throttle valve 28, the EGR valve 46, and the like, and a loss due to friction in the sliding portion of the engine 11, etc. It consists of "mechanical loss" and "auxiliary drive loss" lost to drive various auxiliary machines. Among the above, the mechanical loss and the accessory driving loss are uniquely determined by the viscosity of the oil and the like. The viscosity of the oil changes gradually with time and does not change constantly. From this, the mechanical loss and the auxiliary drive loss can be estimated relatively easily by the oil temperature, water temperature, etc., which are parameters related to the viscosity of the oil. On the other hand, since the throttle valve 28 and the EGR valve 46 can basically operate at all times, it can be said that the pumping loss is constantly changing. Therefore, it is difficult to calculate (estimate) the pumping loss as compared to the mechanical loss and the auxiliary machine driving loss. Therefore, in order to realize the target torque Tt, it is important to accurately obtain the friction torque Tf.

次に、上記フリクショントルクTfを算出する処理、及びそのフリクショントルクTfに基づいてエンジン11の出力トルクを制御する処理について、図3及び図4のフローチャートを参照して説明する。   Next, a process for calculating the friction torque Tf and a process for controlling the output torque of the engine 11 based on the friction torque Tf will be described with reference to the flowcharts of FIGS.

最初に図3のフリクショントルク算出ルーチンについて説明する。このルーチンでは電子制御装置56は、まずステップ110,120でポンピングロストルクTpを求める。ステップ110では、吸気圧epimとクランク室36内の圧力(以下、クランク室内圧epcrという)との差圧ΔPを算出する。吸気圧epimとしては吸気圧センサ52の検出値を用いることができる。   First, the friction torque calculation routine of FIG. 3 will be described. In this routine, the electronic control unit 56 first obtains the pumping loss torque Tp in steps 110 and 120. In step 110, a differential pressure ΔP between the intake pressure epim and the pressure in the crank chamber 36 (hereinafter referred to as crank chamber pressure epcr) is calculated. The detected value of the intake pressure sensor 52 can be used as the intake pressure epim.

ここで、ポンピングロストルクTpの算出に吸気圧epimを用いているのは次の理由による。一般に、スロットル開度が小さいときにはポンピングロスが大きく、同スロットル開度が大きくなる(スロットルバルブ28が開弁する)に従いポンピングロスが小さくなる傾向にある。このことから、ポンピングロストルクTpを求める一手法として、スロットル開度とポンピングロストルクTpとの関係を規定したマップを予め作成しておき、このマップを参照して、その時々のスロットル開度に対応するポンピングロストルクTpを求めることも考えられる。しかし、この手法では、例えばスロットルバルブ28に付着するデポジットの堆積量が増大して吸入空気の抵抗となった場合、スロットル開度とポンピングロストルクTpとの関係が、マップに規定した当初の関係から乖離してくる。こうした乖離は、上述したデポジット以外の経時変化や、スロットルバルブ28の個体差等によっても起こり得る。   Here, the intake pressure epim is used to calculate the pumping loss torque Tp for the following reason. In general, when the throttle opening is small, the pumping loss is large, and the pumping loss tends to decrease as the throttle opening increases (the throttle valve 28 opens). From this, as a method for obtaining the pumping loss torque Tp, a map that prescribes the relationship between the throttle opening and the pumping loss torque Tp is created in advance, and the throttle opening at that time is determined by referring to this map. It is also conceivable to obtain the corresponding pumping loss torque Tp. However, in this method, for example, when the amount of deposit deposited on the throttle valve 28 increases and the resistance of the intake air is generated, the relationship between the throttle opening and the pumping loss torque Tp is the initial relationship defined in the map. Will deviate from. Such a divergence may also occur due to a change with time other than the above-described deposit, an individual difference of the throttle valve 28, or the like.

また、EGR開度とポンピングロストルクTpとの間にも上記と同様の関係がみられることから、ポンピングロストルクTpを求める別の手法として、EGR開度とポンピングロストルクTpとの関係を規定したマップを予め作成しておき、このマップを参照してその時々のEGR開度に対応するポンピングロストルクTpを求めることも考えられる。しかし、この手法でもEGRバルブ46の個体差、経時変化等により上記スロットルバルブ28の場合と同様の問題が起こり得る。   Further, since the same relationship as above is also observed between the EGR opening and the pumping loss torque Tp, the relationship between the EGR opening and the pumping loss torque Tp is defined as another method for obtaining the pumping loss torque Tp. It is also conceivable to create a map in advance and obtain the pumping loss torque Tp corresponding to the EGR opening at that time with reference to this map. However, even in this method, the same problem as in the case of the throttle valve 28 can occur due to individual differences of the EGR valve 46, changes with time, and the like.

さらに、上述したように各マップを参照することで、スロットル開度及びEGR開度の各々からポンピングロストルクTpを算出することは一応可能である。しかし、実際にはスロットル開度及びEGR開度の両方のパラメータが同時に変化して、それらに対応するポンピングロストルクTpが複合したものとなることもある。この場合、ポンピングロストルクTpは、各々の開度に対応するポンピングロストルクTpを単に加減算したものとは異なった値となる。   Furthermore, it is possible to calculate the pumping loss torque Tp from each of the throttle opening and the EGR opening by referring to each map as described above. However, in actuality, both parameters of the throttle opening and the EGR opening may change simultaneously, and the pumping loss torque Tp corresponding to them may be combined. In this case, the pumping loss torque Tp has a value different from that obtained by simply adding or subtracting the pumping loss torque Tp corresponding to each opening.

これに対し、吸気圧epimは、スロットル開度及びEGR開度の影響を受ける。そのほかにも吸気圧epimは、上記両開度が同時に変化した場合の複合的な影響や、スロットルバルブ28、EGRバルブ46等の個体差、経時変化等の影響も受ける。吸気圧epimはこれらの全ての影響を受けた後の状態を総合的に示すパラメータである。そのため、吸気圧epimをポンピングロストルクTpの算出に用いることで、スロットル開度やEGR開度についてのマップ値を用いた場合に起こる上記不具合を解消することが可能である。こうした事情により、本実施形態ではポンピングロストルクTpの算出に、上記マップ値に代えて吸気圧epimを用いることとしている。   On the other hand, the intake pressure epim is affected by the throttle opening and the EGR opening. In addition, the intake pressure epim is also affected by the combined influence when the above two opening degrees change simultaneously, the individual differences of the throttle valve 28, the EGR valve 46, and the like, and changes with time. The intake pressure epim is a parameter that comprehensively indicates the state after receiving all these effects. Therefore, by using the intake pressure epim for the calculation of the pumping loss torque Tp, it is possible to eliminate the above-described problem that occurs when the map values for the throttle opening and the EGR opening are used. For this reason, in the present embodiment, the intake pressure epim is used instead of the map value for the calculation of the pumping loss torque Tp.

また、ポンピングロストルクTpの算出にクランク室内圧epcrを用いているのは次の理由による。それは、ピストン17が下降する際、クランク室36の圧力が高い場合は、低い場合に比べピストン17の下降を妨げ、ポンピングロストルクを小さくさせる方向に作用する。従って、ポンピングロストルクTpは、正確には、燃焼室21内の圧力(吸気圧epim)だけでなくクランク室内圧epcrからも影響を受ける。   The crank chamber pressure epcr is used to calculate the pumping loss torque Tp for the following reason. That is, when the pressure of the crank chamber 36 is high when the piston 17 descends, the piston 17 is prevented from descending and the pumping loss torque is reduced compared to when the pressure is low. Accordingly, the pumping loss torque Tp is affected not only by the pressure in the combustion chamber 21 (intake pressure epim) but also by the crank chamber pressure epcr.

ここで、ブローバイガス環流装置37では、ブローバイガスを吸気系に環流させるために、スロットルバルブ28の下流の負圧をクランク室36に作用させているにすぎず、クランク室内圧epcrは大気圧epaに近い値になっている。そのため、本実施形態では、大気圧センサ53によって検出された大気圧epaをクランク室内圧epcrの相当値として用いている。   Here, in the blow-by gas recirculation device 37, in order to recirculate the blow-by gas to the intake system, the negative pressure downstream of the throttle valve 28 is merely applied to the crank chamber 36, and the crank chamber pressure epcr is the atmospheric pressure epa. The value is close to. For this reason, in the present embodiment, the atmospheric pressure epa detected by the atmospheric pressure sensor 53 is used as an equivalent value of the crank chamber pressure epcr.

次のステップ120では、次式(i)に従ってポンピングロストルクTpを算出する。
Tp=ΔP*C*K ・・・(i)
上記式(i)中のCは、圧力(差圧ΔP)をトルクに変換するための係数である。また、Kは、差圧ΔP以外のパラメータがポンピングロストルクTpに及ぼす影響分を、同ポンピングロストルクTpの算出に反映するための補正係数である。ここでの補正係数Kは、例えばブローバイガスがポンピングロストルクTpに及ぼす影響分に対応した基本補正項k1からなる。
In the next step 120, the pumping loss torque Tp is calculated according to the following equation (i).
Tp = ΔP * C * K (i)
C in the above formula (i) is a coefficient for converting pressure (differential pressure ΔP) into torque. K is a correction coefficient for reflecting the influence of parameters other than the differential pressure ΔP on the pumping loss torque Tp in calculating the pumping loss torque Tp. The correction coefficient K here includes, for example, a basic correction term k1 corresponding to the influence of blow-by gas on the pumping loss torque Tp.

続いて、ステップ130において、上記ポンピングロストルクTpに、機械損失トルクTm及び補機駆動損失トルクTaをそれぞれ加算することにより、フリクショントルクTfを算出する。ここで、機械損失トルクTm及び補機駆動損失トルクTaとしては、別のルーチンにおいて、上述したようにオイルの粘度に関連するパラメータである油温、水温等によって推定されたものが用いられる。そして、ステップ130の処理を経た後に、フリクショントルク算出ルーチンを終了する。   Subsequently, in step 130, the friction torque Tf is calculated by adding the mechanical loss torque Tm and the accessory driving loss torque Ta to the pumping loss torque Tp. Here, as the mechanical loss torque Tm and the auxiliary machine drive loss torque Ta, those estimated by the oil temperature, the water temperature, etc., which are parameters related to the oil viscosity as described above, are used in another routine. Then, after the processing of step 130, the friction torque calculation routine is terminated.

上記フリクショントルク算出ルーチンにおける電子制御装置56によるステップ110,120の処理はポンピングロストルク算出手段に相当する。
続いて、図4の出力トルク制御ルーチンについて説明する。電子制御装置56は、まずステップ210において、前記フリクショントルク算出ルーチンで算出されたフリクショントルクTfを読み込む。また、運転者がアクセルペダル31の踏込み操作を通じて要求しているトルクである目標トルクTtを読み込む。目標トルクTtは、例えば別途のルーチンにおいてアクセルペダル31の踏込み量及びエンジン回転速度に基づいて算出されたものである。
The processing of steps 110 and 120 by the electronic control unit 56 in the friction torque calculation routine corresponds to pumping loss torque calculation means.
Next, the output torque control routine of FIG. 4 will be described. First, at step 210, the electronic control unit 56 reads the friction torque Tf calculated by the friction torque calculation routine. Further, the target torque Tt that is the torque requested by the driver through the depression operation of the accelerator pedal 31 is read. The target torque Tt is calculated based on, for example, the depression amount of the accelerator pedal 31 and the engine speed in a separate routine.

続いて、ステップ220において、前記ステップ210での目標トルクTtにフリクショントルクTfを加算することで、同目標トルクTtを補正する。補正後の目標トルクTtを最終目標トルクTとして設定する。   Subsequently, in step 220, the target torque Tt is corrected by adding the friction torque Tf to the target torque Tt in step 210. The corrected target torque Tt is set as the final target torque T.

そして、ステップ230において、前記ステップ220での最終目標トルクTを実現すべく、エンジン11の出力トルクに影響を及ぼすパラメータを制御する。このパラメータとしては、エンジン11の種類にもよるが、本実施形態のようなガソリンエンジン11の場合には、吸入空気量、燃料噴射量、点火時期等が該当する。そして、例えば最終目標トルクTを実現するために必要なスロットル開度、燃料噴射量、点火時期等を所定のマップ、演算式等によって求め、これらに基づいてアクチュエータ29、燃料噴射弁32、イグナイタ34等を制御する。これらの制御に応じたエンジン11の作動に伴い出力トルクが発生するが、このときにはフリクションも発生する。そのため、このフリクションによる損失分だけ、最終目標トルクTよりも少ない出力トルクが発生する。このようにして、運転者の要求するトルクである目標トルクTtに近い出力トルクが発生する。そして、ステップ230の処理を経た後に、出力トルク制御ルーチンを終了する。   In step 230, parameters that affect the output torque of the engine 11 are controlled in order to achieve the final target torque T in step 220. Although this parameter depends on the type of the engine 11, in the case of the gasoline engine 11 as in the present embodiment, the intake air amount, the fuel injection amount, the ignition timing, and the like are applicable. Then, for example, the throttle opening, fuel injection amount, ignition timing, etc. necessary for realizing the final target torque T are obtained by a predetermined map, arithmetic expression, etc., and based on these, the actuator 29, fuel injection valve 32, igniter 34 are obtained. Control etc. An output torque is generated with the operation of the engine 11 according to these controls, but at this time, friction is also generated. Therefore, an output torque smaller than the final target torque T is generated by the loss due to the friction. In this way, an output torque close to the target torque Tt that is the torque requested by the driver is generated. Then, after the processing of step 230, the output torque control routine is terminated.

以上詳述した第1実施形態によれば、次の効果が得られる。
(1)スロットル開度やEGR開度の影響分を含んだ吸気圧epimを、ポンピングロストルクTpを算出する際のパラメータとして用いている(ステップ110)。このため、スロットルバルブ28、EGRバルブ46等の個体差、経時変化等により吸気の流量が変化しても、それらを加味した精度の高いポンピングロストルクTpを算出することが可能となる。
According to the first embodiment described in detail above, the following effects can be obtained.
(1) The intake pressure epim including the influence of the throttle opening and the EGR opening is used as a parameter for calculating the pumping loss torque Tp (step 110). For this reason, even if the flow rate of the intake air changes due to individual differences of the throttle valve 28, the EGR valve 46, etc., changes with time, etc., it is possible to calculate the pumping loss torque Tp with high accuracy taking them into account.

(2)ピストン17の往復動方向についての両側(図1の上下)から作用して、ポンピングロストルクTpに影響を及ぼすパラメータであるクランク室内圧epcrと吸気圧epimとを用い、それらの差圧ΔPに基づいてポンピングロストルクTpを算出するようにしている。このため、単に吸気圧又はシリンダ内総ガス量のみに基づく場合(特許文献1)に比べ、ポンピングロストルクTpをより高い精度で算出することができる。これに伴い補正後の目標トルクの精度が高まり、車両が平地−高地間を走行する等して大気圧が変化するような状況であっても、エンジン11に、目標トルクTtにより近い出力トルクを発生させることができる。   (2) Using the crank chamber pressure epcr and the intake pressure epim, which are parameters acting on both sides (upper and lower sides in FIG. 1) in the reciprocating direction of the piston 17 and affecting the pumping loss torque Tp, the differential pressure between them The pumping loss torque Tp is calculated based on ΔP. For this reason, the pumping loss torque Tp can be calculated with higher accuracy than in the case based solely on the intake pressure or the total gas amount in the cylinder (Patent Document 1). As a result, the accuracy of the corrected target torque increases, and even when the atmospheric pressure changes due to the vehicle traveling between flat and high altitudes, the engine 11 is provided with an output torque closer to the target torque Tt. Can be generated.

(3)差圧ΔP以外のパラメータがポンピングロストルクTpに及ぼす影響分を同ポンピングロストルクTpの算出に反映すべく補正係数Kを設定し、この補正係数Kを差圧ΔPに乗算している。この乗算により、一層精度の高いポンピングロストルクTpを算出することが可能となる。   (3) A correction coefficient K is set to reflect the influence of parameters other than the differential pressure ΔP on the pumping loss torque Tp in the calculation of the pumping loss torque Tp, and this correction coefficient K is multiplied by the differential pressure ΔP. . This multiplication makes it possible to calculate the pumping loss torque Tp with higher accuracy.

(第2実施形態)
次に、本発明を具体化した第2実施形態について説明する。第2実施形態では、上述したフリクショントルク算出ルーチン(図3)における処理の内容が第1実施形態と若干異なっている。具体的には、ステップ120における補正係数Kを次式(ii)に従って算出している。
(Second Embodiment)
Next, a second embodiment embodying the present invention will be described. In the second embodiment, the contents of the processing in the above-described friction torque calculation routine (FIG. 3) are slightly different from those in the first embodiment. Specifically, the correction coefficient K in step 120 is calculated according to the following equation (ii).

K=k1+k2 ・・・(ii)
上記式(ii)中、k1は既述した基本補正項である。k2は、1気筒当たりのポンピングロストルクを算出するための補助補正項であり、ピストン17において燃焼室21内の圧力が作用する頂面の面積(頂面面積S)の関数によって決定される。ここで、一般に、頂面面積Sが大きくなるに従い、差圧ΔPが作用する面積が増え、同じ差圧ΔPでもピストン17を下降させるために必要な力が大きくなり、ポンピングロストルクTpが増大する。そのため、補助補正項k2は頂面面積Sが大きくなるほど大きな値を採るように設定されている。上記以外の処理については第1実施形態と同様である。
K = k1 + k2 (ii)
In the above formula (ii), k1 is the basic correction term described above. k2 is an auxiliary correction term for calculating the pumping loss torque per cylinder, and is determined by a function of the top surface area (top surface area S) where the pressure in the combustion chamber 21 acts on the piston 17. Here, in general, as the top surface area S increases, the area on which the differential pressure ΔP acts increases, the force required to lower the piston 17 increases even at the same differential pressure ΔP, and the pumping loss torque Tp increases. . Therefore, the auxiliary correction term k2 is set to take a larger value as the top surface area S increases. Processing other than the above is the same as in the first embodiment.

従って、第2実施形態によると、上述した(1)〜(3)の効果に加え、次の効果が得られる。
(4)ポンピングロストルクTpに影響を及ぼすピストン17の頂面面積Sに対応する補正項(補助補正項k2)を補正係数Kに加味している。そのため、補助補正項k2を加味しない場合(第1実施形態)に比べ、ポンピングロストルクTpをより高い精度で算出することができる。
Therefore, according to 2nd Embodiment, in addition to the effect of (1)-(3) mentioned above, the following effect is acquired.
(4) A correction term (auxiliary correction term k2) corresponding to the top surface area S of the piston 17 that affects the pumping loss torque Tp is added to the correction coefficient K. Therefore, the pumping loss torque Tp can be calculated with higher accuracy than when the auxiliary correction term k2 is not taken into account (first embodiment).

(5)複数種類のエンジンについてポンピングロストルクTpを算出する際、それらのエンジンが頂面面積Sの異なるものであっても、頂面面積Sに対応した補助補正項k2を用いることで、補正係数Kを容易に決定することができ、適合工数を大幅に削減することが可能になる。   (5) When calculating the pumping loss torque Tp for a plurality of types of engines, even if the engines have different top surface areas S, correction is performed by using the auxiliary correction term k2 corresponding to the top surface area S. The coefficient K can be easily determined, and the number of man-hours for adaptation can be greatly reduced.

(第3実施形態)
次に、本発明を具体化した第3実施形態について説明する。第3実施形態では、上述したフリクショントルク算出ルーチン(図3)における処理の内容が第2実施形態と若干異なっている。具体的には、ステップ120における補正係数Kを次式(iii )に従って算出している。
(Third embodiment)
Next, a third embodiment embodying the present invention will be described. In the third embodiment, the content of the processing in the above-described friction torque calculation routine (FIG. 3) is slightly different from that in the second embodiment. Specifically, the correction coefficient K in step 120 is calculated according to the following equation (iii).

K=k1+(k2*n) ・・・(iii )
上記式(iii )中のnは、エンジン11が有する気筒の数(気筒数)である。このように気筒数nを乗算するのは、多気筒を有するエンジン11の場合、各気筒でポンピングロスが発生するため、エンジン11全体の総合的なポンピングロスは、1気筒当たりのポンピングロスに気筒数nを乗算したものとなるからである。上記以外の処理については第1実施形態と同様である。
K = k1 + (k2 * n) (iii)
In the above formula (iii), n is the number of cylinders (the number of cylinders) of the engine 11. In the case of the engine 11 having multiple cylinders, the number of cylinders n is multiplied in this way because a pumping loss occurs in each cylinder. Therefore, the total pumping loss of the entire engine 11 is equal to the pumping loss per cylinder. This is because the number n is multiplied. Processing other than the above is the same as in the first embodiment.

従って、第3実施形態によると、上述した(1)〜(5)の効果に加え、次の効果が得られる。
(6)ポンピングロストルクTpに影響を及ぼす気筒数nを上記補助補正項k2に乗算している。そのため、第2実施形態に比べ、ポンピングロストルクTpをより高い精度で算出することができる。
Therefore, according to the third embodiment, in addition to the effects (1) to (5) described above, the following effects can be obtained.
(6) The auxiliary correction term k2 is multiplied by the number of cylinders n affecting the pumping loss torque Tp. Therefore, the pumping loss torque Tp can be calculated with higher accuracy than in the second embodiment.

(7)複数種類のエンジン11についてポンピングロストルクTpを算出する際、それらのエンジンが頂面面積S及び気筒数nが異なるものであっても、補助補正項k2に気筒数nを乗算することで、補正係数Kを容易に決定することができ、適合工数を大幅に削減することが可能になる。   (7) When calculating the pumping loss torque Tp for a plurality of types of engines 11, the auxiliary correction term k2 is multiplied by the number of cylinders n even if those engines have different top surface areas S and different numbers of cylinders n. Thus, the correction coefficient K can be easily determined, and the number of man-hours for adaptation can be greatly reduced.

(第4実施形態)
次に、本発明を具体化した第4実施形態について説明する。第4実施形態では、上述したフリクショントルク算出ルーチン(図3)のステップ110におけるクランク室内圧epcrとして推定値を用いている。
(Fourth embodiment)
Next, a fourth embodiment embodying the present invention will be described. In the fourth embodiment, an estimated value is used as the crank chamber pressure epcr in step 110 of the above-described friction torque calculation routine (FIG. 3).

クランク室内圧epcrの推定に際しては次の点を考慮している。一般に、エンジン回転速度、エンジン負荷等の運転状態が変化すると、それに応じて、吸気通路22のスロットルバルブ28よりも下流での負圧が変化する。この負圧はブローバイガス通路39を通じてクランク室36に作用するため、クランク室内圧epcrが負圧から受ける影響の度合いも変わってくる。   The following points are taken into account when estimating the crank chamber pressure epcr. In general, when the operating state such as the engine speed and the engine load changes, the negative pressure downstream of the throttle valve 28 in the intake passage 22 changes accordingly. Since this negative pressure acts on the crank chamber 36 through the blow-by gas passage 39, the degree of influence of the crank chamber pressure epcr from the negative pressure also changes.

そこで、第4実施形態では、エンジン回転速度及びエンジン負荷に基づき、これらがクランク室内圧epcrに及ぼす影響度合い(影響係数L)を求める。この影響係数Lの算出に際しては、例えば、エンジン回転速度及びエンジン負荷と影響係数Lとの関係を予め定めたマップを用いる。このマップには、エンジン回転速度及びエンジン負荷の種々の組合わせについて、影響係数Lとして、クランク室内圧epcrが大気圧epaに対し何%程度変化するかが設定されている。   Therefore, in the fourth embodiment, the degree of influence (influence coefficient L) of these on the crank chamber pressure epcr is obtained based on the engine rotation speed and the engine load. In calculating the influence coefficient L, for example, a map in which the relationship between the engine rotational speed and the engine load and the influence coefficient L is determined in advance is used. In this map, as the influence coefficient L, about what percentage the crank chamber pressure epcr changes with respect to the atmospheric pressure epa is set for various combinations of the engine speed and the engine load.

上記のようにしてマップから求めた影響係数Lと、大気圧センサ53によって検出された大気圧epaとに基づき、次式(iv)に基づいてクランク室内圧epcrを推定する。
epcr=epa*L ・・・(iv)
電子制御装置56による上記クランク室内圧epcrの推定処理は、クランク室内圧推定手段に相当する。
Based on the influence coefficient L obtained from the map as described above and the atmospheric pressure epa detected by the atmospheric pressure sensor 53, the crank chamber pressure epcr is estimated based on the following equation (iv).
epcr = epa * L (iv)
The estimation processing of the crank chamber pressure epcr by the electronic control unit 56 corresponds to crank chamber pressure estimation means.

そして、上記式(iv)に従って算出(推定)したクランク室内圧epcrをステップ110での差圧ΔPの算出に用いる。上記以外の処理については第1実施形態〜第3実施形態と同様である。   Then, the crank chamber pressure epcr calculated (estimated) according to the above equation (iv) is used for calculating the differential pressure ΔP in step 110. Processing other than the above is the same as in the first to third embodiments.

従って、第4実施形態によると、上述した(1)〜(7)の効果に加え、次の効果が得られる。
(8)大気圧epaに影響係数Lを乗算することによりクランク室内圧epcrを推定し、その推定値を差圧ΔPの算出に用いている。そのため、単に大気圧epaをクランク室内圧epcrとして用いた場合に比べ、ポンピングロストルクTpをより高い精度で算出することが可能となる。
Therefore, according to the fourth embodiment, in addition to the effects (1) to (7) described above, the following effects can be obtained.
(8) The crank chamber pressure epcr is estimated by multiplying the atmospheric pressure epa by the influence coefficient L, and the estimated value is used to calculate the differential pressure ΔP. Therefore, it is possible to calculate the pumping loss torque Tp with higher accuracy than when simply using the atmospheric pressure epa as the crank chamber pressure epcr.

なお、本発明は次に示す別の実施形態に具体化することができる。
・第2実施形態における補助補正項k2を、頂面面積Sの相当値、例えばシリンダ12の内径(ボア径)や、ピストン17の直径、さらにはそれらの関数によって決定してもよい。
Note that the present invention can be embodied in another embodiment described below.
The auxiliary correction term k2 in the second embodiment may be determined by an equivalent value of the top surface area S, for example, the inner diameter (bore diameter) of the cylinder 12, the diameter of the piston 17, and further a function thereof.

・第4実施形態とは異なる方法で、クランク室内圧epcrを推定してもよい。例えば、クランク室36の容積が一定であることから、ブローバイガスの発生量が多くなれば、その多くなった分、クランク室内圧epcrが上昇する。また、エンジン負荷に応じて、ブローバイガスを吸引する負圧が変化して、クランク室内圧epcrが変化する。一般に、エンジン負荷が高くなるに従い負圧が小さくなる。従って、これらのブローバイガスの発生量やエンジン負荷は、クランク室内圧epcrに影響を及ぼすパラメータであるといえる。この点に着目し、クランク室36の容積、ブローバイガスの発生量、エンジン負荷等に基づき、所定の演算式によってクランク室内圧epcrを推定するようにしてもよい。   The crank chamber pressure epcr may be estimated by a method different from that of the fourth embodiment. For example, since the volume of the crank chamber 36 is constant, if the amount of blow-by gas generated increases, the crank chamber pressure epcr increases correspondingly. Further, the negative pressure for sucking blow-by gas changes according to the engine load, and the crank chamber pressure epcr changes. In general, the negative pressure decreases as the engine load increases. Therefore, it can be said that the amount of blow-by gas generated and the engine load are parameters that affect the crank chamber pressure epcr. Focusing on this point, the crank chamber pressure epcr may be estimated by a predetermined arithmetic expression based on the volume of the crank chamber 36, the amount of blow-by gas generated, the engine load, and the like.

・図1において二点鎖線で示すように、クランク室36内の圧力を直接検出する圧力センサ61をクランク室内圧検出手段として設け、この圧力センサ61の検出値を第1〜第3実施形態におけるクランク室内圧epcrとして用いてもよい。こうすることで、大気圧epa(第1実施形態)や推定値(第4実施形態等)をクランク室内圧epcrとして用いる場合に比べ、ポンピングロストルクTpの算出精度を一層高めることができる。   As shown by a two-dot chain line in FIG. 1, a pressure sensor 61 that directly detects the pressure in the crank chamber 36 is provided as a crank chamber pressure detecting means, and the detected value of the pressure sensor 61 in the first to third embodiments. The crank chamber pressure epcr may be used. By doing so, the calculation accuracy of the pumping loss torque Tp can be further increased as compared with the case where the atmospheric pressure epa (first embodiment) or the estimated value (fourth embodiment or the like) is used as the crank chamber pressure epcr.

・図3のフリクショントルクTfの算出(ステップ130)においては、ポンピングロストルクTpが最小限必要である。それ以外の項(機械損失トルクTm、補機駆動損失トルクTaを含む)については適宜変更可能である。例えば、新たに別の損失トルクの項を加えてもよい。   In the calculation of the friction torque Tf in FIG. 3 (step 130), the pumping loss torque Tp is required as a minimum. Other terms (including mechanical loss torque Tm and auxiliary machine drive loss torque Ta) can be changed as appropriate. For example, another term of loss torque may be newly added.

・本発明は前述したガソリンエンジン以外にも、ディーゼルエンジン等のほかのタイプのエンジンにも適用可能である。また、本発明はブローバイガス環流装置37を具備しないタイプのエンジンにも適用可能である。   The present invention can be applied to other types of engines such as diesel engines in addition to the gasoline engine described above. Further, the present invention can also be applied to a type of engine that does not include the blow-by gas recirculation device 37.

本発明を具体化した第1実施形態におけるエンジンの制御装置の構成を示す略図。BRIEF DESCRIPTION OF THE DRAWINGS Schematic which shows the structure of the control apparatus of the engine in 1st Embodiment which actualized this invention. ブローバイガス環流装置の構成を示す略図。The schematic diagram which shows the structure of a blowby gas recirculation apparatus. フリクショントルクを算出する手順を示すフローチャート。The flowchart which shows the procedure which calculates friction torque. エンジンの出力トルクを制御する手順を示すフローチャート。The flowchart which shows the procedure which controls the output torque of an engine.

符号の説明Explanation of symbols

11…エンジン(内燃機関)、12…気筒(シリンダ)、17…ピストン、19…クランクシャフト(出力軸)、21…燃焼室、36…クランク室、56…電子制御装置(ポンピングロストルク算出手段、クランク室内圧推定手段)、61…圧力センサ(クランク室内圧検出手段)、epa…大気圧、epim…吸気圧、epcr…クランク室内圧、n…気筒数、ΔP…差圧、S…頂面面積、Tp…ポンピングロストルク、Tt…目標トルク。   DESCRIPTION OF SYMBOLS 11 ... Engine (internal combustion engine), 12 ... Cylinder (cylinder), 17 ... Piston, 19 ... Crankshaft (output shaft), 21 ... Combustion chamber, 36 ... Crank chamber, 56 ... Electronic control unit (pumping loss torque calculation means, Crank chamber pressure estimating means), 61 ... pressure sensor (crank chamber pressure detecting means), epi ... atmospheric pressure, epim ... intake pressure, epcr ... crank chamber pressure, n ... number of cylinders, ΔP ... differential pressure, S ... top surface area , Tp: pumping loss torque, Tt: target torque.

Claims (6)

空気及び燃料の混合気を燃焼室で燃焼させることにより、気筒内でピストンを往復動させて出力軸を回転駆動する内燃機関に用いられるものであって、
前記ピストンの往復動に伴い生ずるポンピングロスによる前記出力軸の出力トルクの損失分をポンピングロストルクとして算出するポンピングロストルク算出手段を備え、
前記内燃機関に要求されるトルクを目標トルクとし、この目標トルクに少なくとも前記ポンピングロストルク算出手段によるポンピングロストルクを加算し、その加算後の目標トルクに基づき、前記出力トルクに影響を及ぼすパラメータを制御するようにした内燃機関の制御装置において、
前記ポンピングロストルク算出手段は、前記ピストンの往復動方向についての両側から同ピストンに作用するクランク室内圧と吸気圧との差圧に基づいて前記ポンピングロストルクを算出することを特徴とする内燃機関の制御装置。
An air-fuel mixture is used in an internal combustion engine that reciprocates a piston in a cylinder to rotate an output shaft by burning the air-fuel mixture in a combustion chamber.
A pumping loss torque calculating means for calculating a loss of output torque of the output shaft due to a pumping loss caused by the reciprocating motion of the piston as a pumping loss torque;
A torque required for the internal combustion engine is set as a target torque, and at least a pumping loss torque by the pumping loss torque calculating means is added to the target torque, and a parameter that affects the output torque is based on the target torque after the addition. In a control device for an internal combustion engine that is controlled,
The pumping loss torque calculating means calculates the pumping loss torque based on a differential pressure between a crank chamber pressure acting on the piston from both sides in the reciprocating direction of the piston and an intake pressure. Control device.
前記ポンピングロストルク算出手段は、大気圧を前記クランク室内圧の相当値として用いて前記ポンピングロストルクを算出する請求項1に記載の内燃機関の制御装置。 2. The control device for an internal combustion engine according to claim 1, wherein the pumping loss torque calculating unit calculates the pumping loss torque by using an atmospheric pressure as an equivalent value of the crank chamber pressure. 前記内燃機関の運転状態に基づいて大気圧を補正することにより前記クランク室内圧を推定するクランク室内圧推定手段をさらに備え、
前記ポンピングロストルク算出手段は、前記クランク室内圧推定手段による推定値を前記クランク室内圧として用いて前記ポンピングロストルクを算出する請求項1又は2に記載の内燃機関の制御装置。
A crank chamber pressure estimating means for estimating the crank chamber pressure by correcting an atmospheric pressure based on an operating state of the internal combustion engine;
3. The control device for an internal combustion engine according to claim 1, wherein the pumping loss torque calculating unit calculates the pumping loss torque by using an estimated value by the crank chamber pressure estimating unit as the crank chamber pressure. 4.
前記クランク室内圧を検出するクランク室内圧検出手段をさらに備え、
前記ポンピングロストルク算出手段は、前記クランク室内圧検出手段による検出値を前記クランク室内圧として用いて前記ポンピングロストルクを算出する請求項1に記載の内燃機関の制御装置。
A crank chamber pressure detecting means for detecting the crank chamber pressure;
2. The control device for an internal combustion engine according to claim 1, wherein the pumping loss torque calculating unit calculates the pumping loss torque using a value detected by the crank chamber pressure detecting unit as the crank chamber pressure.
前記ポンピングロストルク算出手段は、前記ポンピングロストルクの算出に際し、前記ピストンの頂面面積又はその相当値に基づいて前記差圧を補正する請求項1〜4のいずれか1つに記載の内燃機関の制御装置。 The internal combustion engine according to any one of claims 1 to 4, wherein the pumping loss torque calculation means corrects the differential pressure based on a top surface area of the piston or an equivalent value when calculating the pumping loss torque. Control device. 前記ポンピングロストルク算出手段は、前記ポンピングロストルクの算出に際し、前記内燃機関の気筒数に基づいて前記差圧を補正する請求項1〜5のいずれか1つに記載の内燃機関の制御装置。 The control device for an internal combustion engine according to any one of claims 1 to 5, wherein the pumping loss torque calculating means corrects the differential pressure based on the number of cylinders of the internal combustion engine when calculating the pumping loss torque.
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Cited By (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2009281261A (en) * 2008-05-21 2009-12-03 Toyota Motor Corp Control system for internal combustion engine
JP2016160803A (en) * 2015-02-27 2016-09-05 トヨタ自動車株式会社 Control device of internal combustion engine
CN106050448A (en) * 2015-04-17 2016-10-26 株式会社电装 Engine control apparatus to predict engine speed accurately
CN111828191A (en) * 2020-03-24 2020-10-27 同济大学 Air-fuel ratio control system and method of hybrid power engine

Families Citing this family (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
FR3029861A1 (en) * 2014-12-12 2016-06-17 Renault Sa METHOD OF ESTIMATING A GLOBAL RESISTIVE TORQUE GENERATED BY AN INTERNAL COMBUSTION ENGINE OUT OF INJECTION DURING THE OPERATION OF AN ELECTRIC MOTOR, CONTROL METHOD AND VEHICLE THEREFOR
FR3029877B1 (en) * 2014-12-12 2016-12-23 Renault Sa METHOD FOR CONTROLLING A HYBRID POWER UNIT COMPRISING AN INTERNAL COMBUSTION ENGINE COUPLED TO AN ELECTRIC MOTOR DURING A STOPPING PHASE OF THE INTERNAL COMBUSTION ENGINE
FR3100568B1 (en) * 2019-09-06 2022-06-24 Psa Automobiles Sa Method for determining mechanical friction losses of an internal combustion engine
FR3102214B1 (en) * 2019-10-16 2021-10-08 Psa Automobiles Sa Powertrain comprising a control device determining a loss torque of a combustion engine.

Family Cites Families (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US6575022B1 (en) * 1995-11-25 2003-06-10 Cummins Engine Company, Inc. Engine crankcase gas blow-by sensor
JPH1162658A (en) 1997-08-08 1999-03-05 Nissan Motor Co Ltd Control device for internal combustion engine
SE521667C2 (en) * 1999-06-07 2003-11-25 Volvo Personvagnar Ab Internal combustion engine
DE10043691A1 (en) * 2000-09-04 2002-03-14 Bosch Gmbh Robert Method and device for operating a direct-injection internal combustion engine of a motor vehicle
US6807958B2 (en) * 2002-11-07 2004-10-26 Ford Global Technologies, Llc Valve assembly and method for controlling flow of gases from an engine crankcase to an engine intake manifold

Cited By (9)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2009281261A (en) * 2008-05-21 2009-12-03 Toyota Motor Corp Control system for internal combustion engine
JP2016160803A (en) * 2015-02-27 2016-09-05 トヨタ自動車株式会社 Control device of internal combustion engine
CN105927408A (en) * 2015-02-27 2016-09-07 丰田自动车株式会社 Control apparatus and control method for internal combustion engine
US10018531B2 (en) 2015-02-27 2018-07-10 Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha Control apparatus and control method for internal combustion engine
CN106050448A (en) * 2015-04-17 2016-10-26 株式会社电装 Engine control apparatus to predict engine speed accurately
JP2016205174A (en) * 2015-04-17 2016-12-08 株式会社デンソー Engine control device
US10294880B2 (en) 2015-04-17 2019-05-21 Denso Corporation Engine control apparatus to predict engine speed accurately
CN111828191A (en) * 2020-03-24 2020-10-27 同济大学 Air-fuel ratio control system and method of hybrid power engine
CN111828191B (en) * 2020-03-24 2021-10-08 同济大学 Air-fuel ratio control system and method of hybrid power engine

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