JP2005344649A - Knocking control device for engine and ignition timing control device for engine - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、エンジン(内燃機関)のノック制御装置及びエンジンの点火時期制御装置に関する。 The present invention relates to an engine (internal combustion engine) knock control device and an engine ignition timing control device.
高オクタン価燃料(オクタン価98)と低オクタン価燃料(オクタン価91)の2つの燃料が市販されていることに着目し、燃料キャップが開かれた場合に、まず高オクタン価燃料用のベース点火時期に設定して運転を行い、予め定めた設定領域でノッキングが発生したか否かをみてノッキングが発生すれば高オクタン価燃料であると、またノッキングが発生しなければ低オクタン価燃料であると判定し、高オクタン価燃料であると判定したときにはそのまま運転を続け、低オクタン価燃料であると判定したときには低オクタン価燃料用のベース点火時期に切換えて運転を行うものがある(特許文献1参照)。
ところで、海外市場においては様々なオクタン価の燃料が用いられ予めオクタン価の知り得ていない市場がある。こうした市場で販売されている燃料に対して上記特許文献1の技術を適用し、低オクタン価燃料用のベース点火時期に設定されている場合において、現地での燃料のオクタン価がこの低オクタン価燃料用のベース点火時期のマッチングに用いた燃料のオクタン価より小さいときにノックが生じる。
By the way, in the overseas market, there are markets where various octane number fuels are used and the octane number is not known in advance. In the case where the technology disclosed in
この場合に、上記特許文献1の技術でも従来技術と同様にノックセンサによるノック制御を行っているので、ノックセンサによりノックが生じたことを検出したときにはベース点火時期を第1の所定値だけステップ的に大きく遅角し、その後はベース点火時期を第2の所定値ずつ徐々に進角してゆく操作を行い、この操作における点火時期の進角により再びノックセンサによりノックが生じたことを検出すると上記の操作を繰り返すことになる。
In this case, in the technique of
このように、現地での燃料のオクタン価が低オクタン価燃料用のベース点火時期のマッチングに用いた燃料のオクタン価より小さくてノックが生じたとしても、上記特許文献1の技術によればノック回避のための点火時期の遅角とそれに続く進角の操作が繰り返され、その操作によりノックは回避できるのであるが、ノック回避のための点火時期の遅角により燃費悪化と出力低下とが生じる。こうした燃費悪化、出力低下を避けようとすれば、ベース点火時期算出用のマップを、最大のオクタン価から最小のオクタン価までの複数の異なるオクタン価毎に備えさせることであるが、この方法ではオクタン価毎のベース点火時期算出用のマップを格納するためのROM容量が大きくなってしまう。
As described above, even if knocking occurs when the octane number of the local fuel is smaller than the octane number of the fuel used for matching the base ignition timing for the low-octane fuel, according to the technique of
上記のオクタン価はガソリンを燃料とする場合におけるノックと相関を有するパラメータであり、ガソリンとアルコールの混合燃料の場合には混合燃料中のアルコール濃度がノック相関パラメータである。この混合燃料中のアルコール濃度についても海外市場においては予め知り得ていない市場があり、そうした市場で販売されている混合燃料に対しても上記特許文献1の技術をそのまま適用し、高アルコール濃度の混合燃料用のベース点火時期に設定されている場合において、現地での混合燃料のアルコール濃度が、高アルコール濃度の混合燃料用のベース点火時期のマッチングに用いた混合燃料のアルコール濃度よりさらに高いときにノックが生じる。これに対してノックセンサによるノック回避のための点火時期の遅角とそれに続く進角の操作を実行するのでは燃費悪化、出力低下が生じ、これを避けようとして、ベース点火時期算出用のマップを、最低のアルコール濃度から最高のアルコール濃度までの複数の異なるアルコール濃度毎に備えさせるのでは、アルコール濃度毎のベース点火時期算出用のマップを格納するためのROM容量が大きくなる。
The above octane number is a parameter correlated with knock when gasoline is used as fuel, and in the case of a mixed fuel of gasoline and alcohol, the alcohol concentration in the mixed fuel is a knock correlation parameter. There are markets in the overseas market where the alcohol concentration in the mixed fuel is not known in advance, and the technology of
一方、圧縮比もノック相関パラメータである。予めオクタン価の定まっている燃料を使用する場合に、圧縮比はエンジン仕様により定まっているので、そのエンジン仕様により定まっている圧縮比のときノックが生じないようにベース点火時期をマッチングすることになる。しかしながら、何らかの原因で実際の圧縮比が、エンジン仕様の圧縮比より高くなった場合にノックが生じる。このとき、ノックセンサに基づいてノック回避のための点火時期の遅角とそれに続く進角の操作とを繰り返すのでは、やはり燃費悪化、出力低下が生じる。 On the other hand, the compression ratio is also a knock correlation parameter. When using a fuel whose octane number is determined in advance, the compression ratio is determined by the engine specification, so the base ignition timing is matched so that knock does not occur at the compression ratio determined by the engine specification. . However, knocking occurs when the actual compression ratio becomes higher than the compression ratio of the engine specification for some reason. At this time, if the delay of the ignition timing for avoiding the knock and the subsequent advance operation are repeated based on the knock sensor, the fuel consumption deteriorates and the output decreases.
そこで本発明は、ノックセンサによるノック検出結果を、点火時期ではなくノック相関パラメータにフィードバックすることにより、従来装置のようにノック回避のための点火時期の遅角とそれに続く進角の操作とを繰り返さない方法でノックを回避する装置を提供することを目的とする。 Therefore, the present invention feeds back the knock detection result by the knock sensor to the knock correlation parameter instead of the ignition timing, so that the retard of the ignition timing for avoiding the knock and the subsequent advance operation are performed as in the conventional device. An object is to provide an apparatus that avoids knocking in a non-repetitive manner.
本発明は、燃焼室内で実際にノックが生じているか否かを検出し、このノック検出結果に基づいてノック相関パラメータの推定値を算出し、このノック相関パラメータ推定値に基づいて燃焼室内でのノック発生時期(θknk)を予測し、このノック発生時期(θknk)に基づいてノック限界点火時期(KNOCKcal)を算出し、このノック限界点火時期(KNOCKcal)で火花点火を行うように構成する。 The present invention detects whether knock has actually occurred in the combustion chamber, calculates an estimated value of the knock correlation parameter based on the knock detection result, and calculates the estimated value of the knock correlation parameter in the combustion chamber based on the knock correlation parameter estimated value. A knock generation timing (θknk) is predicted, a knock limit ignition timing (KNOCKcal) is calculated based on the knock generation timing (θknk), and spark ignition is performed at the knock limit ignition timing (KNOCKcal).
また、本発明は、燃焼ガスの層流状態での燃焼速度である層流燃焼速度(SL1、SL2)を算出し、燃焼室内の燃焼ガス体積に相当する容積(V0、VTDC)を算出し、所定のクランク角までに前記燃焼室内で燃焼するガスの燃焼質量割合(BR1、BR2)を算出し、所定運転条件での燃焼ガスの燃焼のしやすさを示す反応確率(RPROBA)を算出し、これら層流燃焼速度(SL1、SL2)、燃焼ガス体積相当容積(V0、VTDC)、燃焼質量割合(BR1、BR2)及び反応確率(RPROBA)に基づいて燃焼開始から所定クランク角までの燃焼期間(BURN1、BURN2)を算出し、この燃焼期間(BURN1、BURN2)に基づいてMBTの得られる基本点火時期(MBTCAL)を算出すると共に前記燃焼期間を初期燃焼期間(BURN1)と主燃焼期間(BURN2)とに分割し、このうち初期燃焼期間(BURN1)を、燃焼室の燃焼開始時期の容積(V0)を前記燃焼室内の燃焼ガス体積に相当する容積として用いて算出するエンジンのノック制御装置において、燃焼室内で実際にノックが生じているか否かを検出し、このノック検出結果に基づいてノック相関パラメータである圧縮比の推定値(CMPEST)を算出し、この圧縮比推定値(CMPEST)に基づいて前記燃焼室の燃焼開始時期における容積(V0)を算出するように構成する。 Further, the present invention calculates a laminar combustion speed (SL1, SL2) that is a combustion speed in a laminar flow state of the combustion gas, calculates a volume (V0, VTDC) corresponding to the combustion gas volume in the combustion chamber, Calculating a combustion mass ratio (BR1, BR2) of the gas combusted in the combustion chamber up to a predetermined crank angle, calculating a reaction probability (RPROBA) indicating ease of combustion of the combustion gas under a predetermined operating condition; Based on these laminar combustion speeds (SL1, SL2), combustion gas volume equivalent volume (V0, VTDC), combustion mass ratio (BR1, BR2) and reaction probability (RPROBA), the combustion period from the start of combustion to a predetermined crank angle ( (BURN1, BURN2) are calculated, a basic ignition timing (MBTCAL) at which MBT is obtained is calculated based on the combustion periods (BURN1, BURN2), and the combustion period Is divided into an initial combustion period (BURN1) and a main combustion period (BURN2). Of these, the initial combustion period (BURN1) is equivalent to the volume of combustion start timing (V0) in the combustion chamber corresponding to the combustion gas volume in the combustion chamber. In the engine knock control device calculated using the volume to be detected, it is detected whether or not knock is actually generated in the combustion chamber, and the estimated value of the compression ratio (CMPEST) which is a knock correlation parameter based on the knock detection result And the volume (V0) at the combustion start timing of the combustion chamber is calculated based on the compression ratio estimated value (CMPEST).
また、本発明は、燃焼室内で実際にノックが生じているか否かを検出し、このノック検出結果に基づいて圧縮比の推定値(CMPEST)を算出し、この圧縮比推定値(CMPEST)に基づいて前記燃焼室の燃焼開始時期における容積(V0)を算出し、この燃焼開始時期における容積(V0)に基づいて燃焼開始から所定クランク角までの燃焼期間(BURN1、BURN2)を算出し、この燃焼期間(BURN1、BURN2)に基づいてMBTの得られる基本点火時期(MBTCAL)を算出し、この基本点火時期(MBTCAL)で火花点火を行うように構成する。 Further, the present invention detects whether or not knocking actually occurs in the combustion chamber, calculates an estimated value (CMPEST) of the compression ratio based on the knock detection result, and calculates the estimated compression ratio (CMPEST). Based on this, the volume (V0) at the combustion start timing of the combustion chamber is calculated. Based on the volume (V0) at the combustion start timing, the combustion period (BURN1, BURN2) from the start of combustion to a predetermined crank angle is calculated. Based on the combustion period (BURN1, BURN2), a basic ignition timing (MBTCAL) from which MBT is obtained is calculated, and spark ignition is performed at this basic ignition timing (MBTCAL).
本発明によれば、ノック検出結果に基づいてノック相関パラメータの推定値を算出し(ノック検出結果をノック相関パラメータにフィードバック)し、そのノック相関パラメータ推定値に基づいて燃焼室内でのノック発生時期を予測し、このノック発生時期に基づいてノック限界点火時期を算出するようにしたので、燃料のオクタン価や混合燃料中のアルコール濃度を予め知り得ていない市場で販売される燃料を使用する場合においても、また、予めオクタン価の定まっている燃料や予めアルコール濃度の定まっている混合燃料を使用する場合において何らかの原因で実際の圧縮比がエンジン仕様の圧縮比より高くなったときにおいても、運転状態によらず、ノック検出結果を点火時期にフィードバックする従来装置のようにノック回避のための点火時期の遅角とそれに続く進角の操作とが繰り返されることがない。このため、加速時や減速時などの過渡でもノック限界点火時期を追従できるので、燃費悪化、出力低下を防ぐことができる。 According to the present invention, the estimated value of the knock correlation parameter is calculated based on the knock detection result (the knock detection result is fed back to the knock correlation parameter), and the knock occurrence timing in the combustion chamber is calculated based on the knock correlation parameter estimated value. The knock limit ignition timing is calculated based on this knock occurrence timing, so when using fuel sold in a market where the octane number of the fuel and the alcohol concentration in the mixed fuel are not known in advance. In addition, when using a fuel with a predetermined octane number or a mixed fuel with a predetermined alcohol concentration, if the actual compression ratio is higher than the compression ratio specified in the engine for some reason, Regardless of knock avoidance like conventional devices that feed back the knock detection result to the ignition timing. Operation and retarded and subsequent advance of the ignition timing will not be repeated. For this reason, since the knock limit ignition timing can be followed even during a transition such as acceleration or deceleration, fuel consumption deterioration and output reduction can be prevented.
また、本発明でによれば、燃焼室内で実際にノックが生じているか否かを検出し、このノック検出結果に基づいて圧縮比の推定値(CMPEST)を算出し、この圧縮比推定値(CMPEST)に基づいて前記燃焼室の燃焼開始時期における容積(V0)を算出し、この燃焼開始時期における容積(V0)に基づいて燃焼開始から所定クランク角までの燃焼期間(BURN1、BURN2)を算出し、この燃焼期間(BURN1、BURN2)に基づいてMBTの得られる基本点火時期(MBTCAL)を算出し、この基本点火時期(MBTCAL)で火花点火を行うので、予めオクタン価の定まっている燃料や予めアルコール濃度の定まっている混合燃料を使用する場合において何らかの原因で実際の圧縮比がエンジン仕様の圧縮比より高くなったときにおいても、MBTの得られる基本点火時期を精度よく与えることができる。 Further, according to the present invention, it is detected whether or not knock has actually occurred in the combustion chamber, and an estimated value (CMPEST) of the compression ratio is calculated based on the knock detection result. The volume (V0) at the combustion start timing of the combustion chamber is calculated based on CMPEST), and the combustion periods (BURN1, BURN2) from the combustion start to a predetermined crank angle are calculated based on the volume (V0) at the combustion start timing. Then, the basic ignition timing (MBTCAL) from which MBT is obtained is calculated based on the combustion periods (BURN1, BURN2), and spark ignition is performed at the basic ignition timing (MBTCAL). When using a mixed fuel with a fixed alcohol concentration, the actual compression ratio is higher than the compression ratio of the engine specification for some reason. In when it also can provide precisely the basic ignition timing obtained the MBT.
以下、図面に基づき本発明の実施形態について説明する。 Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
図1は、本発明のシステムを説明するための概略図である。 FIG. 1 is a schematic diagram for explaining the system of the present invention.
空気は吸気コレクタ2に蓄えられた後、吸気マニホールド3を介して各気筒の燃焼室5に導入される。燃料(ガソリン)は各気筒の吸気ポート4に配置された燃料インジェクタ21より噴射供給される。空気中に噴射された燃料は気化しつつ空気と混合してガス(混合気)を作り、燃焼室5に流入する。この混合気は吸気弁15が閉じることで燃焼室5内に閉じこめられ、ピストン6の上昇によって圧縮される。
The air is stored in the
この圧縮混合気に対して高圧火花により点火を行うため、パワートランジスタ内蔵の点火コイルを各気筒に配した電子配電システムの点火装置11を備える。すなわち、点火装置11は、バッテリからの電気エネルギーを蓄える点火コイル13と、点火コイル13の一次側への通電、遮断を行うパワートランジスタと、燃焼室5の天井に設けられ点火コイル13の一次電流の遮断によって点火コイル13の二次側に発生する高電圧を受けて、火花放電を行う点火プラグ14とからなっている。
In order to ignite this compressed air-fuel mixture with a high-pressure spark, an
圧縮上死点より少し手前で点火プラグ14により火花が飛ばされ圧縮混合気に着火されると、火炎が広がりやがて爆発的に燃焼し、この燃焼によるガス圧がピストン6を押し下げる仕事を行う。この仕事はクランクシャフト7の回転力として取り出される。燃焼後のガス(排気)は排気弁16が開いたとき排気通路8へと排出される。
When a spark is blown off by the
排気通路8には三元触媒9を備える。三元触媒9は排気の空燃比が理論空燃比を中心とした狭い範囲(ウインドウ)にあるとき、排気に含まれるHC、CO、NOxといった有害三成分を同時に効率よく除去できる。空燃比は吸入空気量と燃料量の比であるので、エンジンの1サイクル(4サイクルエンジンではクランク角で720°区間)当たりに燃焼室5に導入される吸入空気量と、燃料インジェクタ21からの燃料噴射量との比が理論空燃比となるように、エンジンコントローラ31ではエアフローメータ32からの吸入空気流量の信号とクランク角センサ(33、34)からの信号に基づいて燃料インジェクタ21からの燃料噴射量を定めると共に、三元触媒9の上流に設けたO2センサ35からの信号に基づいて空燃比をフィードバック制御している。
A three-
吸気コレクタ2の上流には絞り弁23がスロットルモータ24により駆動される、いわゆる電子制御スロットル22を備える。運転者が要求するトルクはアクセルペダル41の踏み込み量(アクセル開度)に現れるので、エンジンコントローラ31ではアクセルセンサ42からの信号に基づいて目標トルクを定め、この目標トルクを実現するための目標空気量を定め、この目標空気量が得られるようにスロットルモータ24を介して絞り弁23の開度を制御する。
A so-called electronically controlled
吸気弁用カムシャフト25、排気弁用カムシャフト26及びクランクシャフト7の各前部にはそれぞれカムスプロケット、クランクスプロケットが取り付けられ、これらスプロケットにタイミングチェーン(図示しない)を掛け回すことで、カムシャフト25、26がエンジンのクランクシャフト7により駆動されるのであるが、このカムスプロケットと吸気弁用カムシャフト25との間に介在して、作動角一定のまま吸気弁用カムの位相を連続的に制御し得る可変吸気バルブタイミングコントロール機構(以下、「吸気VTC機構」という。)27と、カムスプロケットと排気弁用カムシャフト26との間に介在して、作動角一定のまま排気弁用カムの位相を連続的に制御し得る可変排気バルブタイミングコントロール機構(以下、「排気VTC機構」という。)28とを備える。吸気弁15の開閉時期や排気弁16の開閉時期を変えると燃焼室5に残留する不活性ガスの量が変化する。燃焼室5内の不活性ガスの量が増えるほどポンピングロスが減って燃費がよくなるので、運転条件によりどのくらいの不活性ガスが燃焼室5内に残留したらよいかを目標吸気弁閉時期や目標排気弁閉時期にして予め定めており、エンジンコントローラ31ではそのときの運転条件(エンジンの負荷と回転速度)より目標吸気弁閉時期と目標排気弁閉時期を定め、それら目標値が得られるように吸気VTC機構27、排気VTC機構28の各アクチュエータを介して吸気弁閉時期と排気弁閉時期を制御する。
Cam sprockets and crank sprockets are attached to the front portions of the
吸気温度センサ43からの吸気温度の信号、吸気圧力センサ44からの吸気圧力の信号、排気温度センサ45からの排気温度の信号、排気圧力センサ46からの排気圧力の信号が、水温センサ37からの冷却水温の信号と共に入力されるエンジンコントローラ31では、パワートランジスタ13を介して点火プラグ14の一次側電流の遮断時期である点火時期を制御する。
An intake air temperature signal from the intake
この場合に、ノックが生じていないときの点火時期は運転条件に応じた基本点火時期MBTCALであるが、エンジンの高負荷低回転速度域などでは燃焼室5内にノックが生じることがあり、ノックが生じるとエンジンの耐久性が低下するので、エンジンコントローラ31ではノック制御を行う。
In this case, the ignition timing when knock does not occur is the basic ignition timing MBTCAL according to the operating conditions. However, knocking may occur in the
この場合に、一般的なノック制御では、ノックセンサによりノックが生じたことを検出したときにはベース点火時期を第1の所定値だけステップ的に大きく遅角し、その後はベース点火時期を第2の所定値ずつ徐々に進角してゆく操作を行い、この操作における点火時期の進角により再びノックセンサによりノックが生じたことを検出すると上記の操作を繰り返すのであるが、本実施形態では、ノックセンサ47(ノック検出手段)によるノック検出結果を、点火時期ではなく燃料のオクタン価(ノック相関パラメータ)の推定値OCTESTにフィードバックすることにより、従来装置のようにノック回避のための点火時期の遅角とそれに続く進角の操作とを繰り返さない方法でノックを回避する。すなわち、ノックセンサ47によるノック検出結果に基づいてオクタン価推定値OCTESTを算出し、このオクタン価推定値OCTESTに基づいて燃焼室5内での自着火時期θknk(ノック発生時期)を予測し、この自着火時期θknkに基づいてノック限界点火時期KNOCKcalを算出する。ノックが生じるときにはこのノック限界点火時期KNOCKcalのほうが上記の基本点火時期MBTCALより遅角側の値となり、このノック限界点火時期KNOCKcalを点火時期として火花点火を行う。
In this case, in the general knock control, when the knock sensor detects that the knock has occurred, the base ignition timing is greatly retarded stepwise by the first predetermined value, and thereafter the base ignition timing is set to the second value. The operation is gradually advanced by a predetermined value, and the above operation is repeated when it is detected again by the knock sensor by the advance of the ignition timing in this operation. In this embodiment, the knock operation is repeated. The result of knock detection by the sensor 47 (knock detection means) is fed back to the estimated value OCTEST of the fuel octane number (knock correlation parameter) instead of the ignition timing, thereby retarding the ignition timing for avoiding knock as in the conventional device. And avoiding knocking in a way that does not repeat the following advance angle operation. That is, the estimated octane number OCTEST is calculated based on the knock detection result by the
図2は点火時期制御の全体の流れを示すフローである。このフローは一定時間毎に実行するフローではなく操作の流れを示している。 FIG. 2 is a flowchart showing the overall flow of ignition timing control. This flow shows a flow of operations, not a flow executed at regular intervals.
ステップ1、2では基本点火時期MBTcal[degBTDC]、ノック限界点火時期KNOCKcal[degBTDC]をそれぞれ算出する。
In
ここでは、基本点火時期MBTcalの算出を先に説明する。まず、燃焼解析に基づく点火時期制御を概説する(基本的な考え方は特開2003−148236号公報に記載されている)。 Here, the calculation of the basic ignition timing MBTcal will be described first. First, the ignition timing control based on the combustion analysis will be outlined (the basic concept is described in Japanese Patent Laid-Open No. 2003-148236).
図3に示すようにMBT(最大トルクの得られる最小進角値)で混合気に点火した場合に混合気の燃焼圧力が最大値Pmaxとなるクランク角を基準クランク角θPMAX[degATDC]とする。基準クランク角θPMAXは燃焼方式によらずほぼ一定であり、一般に圧縮上死点後12〜15度、最大で圧縮上死点後10〜20度の範囲にある。 As shown in FIG. 3, the crank angle at which the combustion pressure of the air-fuel mixture reaches the maximum value Pmax when the air-fuel mixture is ignited with MBT (minimum advance angle value at which maximum torque can be obtained) is defined as a reference crank angle θPMAX [degATDC]. The reference crank angle θPMAX is substantially constant regardless of the combustion method, and is generally in the range of 12 to 15 degrees after compression top dead center, and at most 10 to 20 degrees after compression top dead center.
図4に火花点火エンジンにおける燃焼室内の燃焼解析により得られた燃焼質量割合BR(燃焼ガス質量割合)の変化を示す。燃焼室に供給された燃料に対する燃焼質量の比率を表す燃焼質量割合BRは、点火時に0%であり、完全燃焼によって100%に達する。基準クランク角θPMAXにおける燃焼質量割合は一定で約60%であることが実験により確かめられている。 FIG. 4 shows changes in the combustion mass ratio BR (combustion gas mass ratio) obtained by the combustion analysis in the combustion chamber in the spark ignition engine. The combustion mass ratio BR representing the ratio of the combustion mass to the fuel supplied to the combustion chamber is 0% at the time of ignition, and reaches 100% by complete combustion. Experiments have confirmed that the combustion mass ratio at the reference crank angle θPMAX is constant and about 60%.
燃焼質量割合BRが0%から基準クランク角θPMAX相当の約60%に達するまでの変化代に相当する燃焼期間は、燃焼開始直後で燃焼質量割合にも燃焼圧力にもほとんど変化のない期間である初期燃焼期間と、燃焼質量割合と燃焼圧力が急激に増加する主燃焼期間とに分けられる。初期燃焼期間は、燃焼開始から火炎核が形成されるまでの段階であり、火炎核が形成されるのは燃焼質量割合が0%から2%〜10%まで変化したときである。この初期燃焼期間中は、燃焼圧力や燃焼温度の上昇速度が小さく、燃焼質量割合の変化に対して初期燃焼期間は長い。初期燃焼期間の長さは燃焼室内の温度や圧力の変化の影響を受けやすい。 The combustion period corresponding to the change allowance until the combustion mass ratio BR reaches about 60% corresponding to the reference crank angle θPMAX from 0% is a period in which there is almost no change in both the combustion mass ratio and the combustion pressure immediately after the start of combustion. It is divided into an initial combustion period and a main combustion period in which the combustion mass ratio and the combustion pressure increase rapidly. The initial combustion period is a stage from the start of combustion until flame nuclei are formed, and the flame nuclei are formed when the combustion mass ratio changes from 0% to 2% to 10%. During this initial combustion period, the rate of increase in combustion pressure and combustion temperature is small, and the initial combustion period is long with respect to changes in the combustion mass ratio. The length of the initial combustion period is susceptible to changes in temperature and pressure in the combustion chamber.
一方、主燃焼期間においては、火炎核から外側へと火炎が伝播するのであり、その火炎速度(つまり燃焼速度)が急上昇する。そのため、主燃焼期間の燃焼質量割合の変化は初期燃焼期間の燃焼質量割合の変化に比べて大きい。 On the other hand, in the main combustion period, the flame propagates from the flame kernel to the outside, and the flame speed (that is, the combustion speed) increases rapidly. Therefore, the change in the combustion mass ratio during the main combustion period is larger than the change in the combustion mass ratio during the initial combustion period.
エンジンコントローラ31では、燃焼質量割合が2%に達する(変化する)までを初期燃焼期間BURN1[deg]とし、初期燃焼期間BURN1の終了後、基準クランク角θPMAXに至るまでの区間(燃焼室量割合でいえば2%より約60%に達するまでの間)を主燃焼期間BURN2[deg]として区別する。そして、初期燃焼期間BURN1に主燃焼期間BURN2を加えた合計である燃焼期間BURN[deg]を算出し、この燃焼期間BURNから基準クランク角θPMAX[degATDC]を差し引き、さらに後述する点火無駄時間相当クランク角IGNDEAD[deg]を加えたクランク角位置を、MBTの得られる点火時期である基本点火時期MBTCAL[degBTDC]として設定する。
In the
火炎核の形成される初期燃焼期間での燃焼室5内の圧力、温度は、点火時の圧力、温度とほぼ等価になるが、これから点火時期を算出しようとしているのに、最初から正確な点火時期を設定することはできない。そこで、図13に示したように基本点火時期の前回値を前回燃焼開始時期MBTCYCL[degBTDC]として算出し(ステップ44)、この値を図10に示したように初期燃焼期間の算出に用いるようにし(ステップ162)、初期燃焼期間の算出をサイクリックに繰り返すことで、精度の高い結果を時間遅れなしに出すようにしている。
The pressure and temperature in the
次に、エンジンコントローラ31で実行される基本点火時期MBTCALの算出を以下のフローチャートを参照しながら詳述する。
Next, the calculation of the basic ignition timing MBTCAL executed by the
図5は点火時期の算出に必要な各種の物理量を算出するためのもので、一定時間毎(例えば10msec毎)に実行する。 FIG. 5 is for calculating various physical quantities necessary for calculating the ignition timing, and is executed at regular time intervals (for example, every 10 msec).
まずステップ11では、吸気弁閉時期IVC[degBTDC]、温度センサ43により検出されるコレクタ内温度TCOL[K]、圧力センサ44により検出されるコレクタ内圧力PCOL[Pa]、温度センサ45により検出される排気温度TEXH[K]、内部不活性ガス率MRESFR[%]、温度センサ37により検出される冷却水温TWK[K]、目標当量比TFBYA、クランク角センサにより検出されるエンジン回転速度NRPM[rpm]、点火無駄時間DEADTIME[μsec]を読み込む。
First, in
ここで、クランク角センサはクランクシャフト7のポジションを検出するポジションセンサ33と、吸気用カムシャフト25ポジションを検出するフェーズセンサ34とからなり、これら2つのセンサ33、34からの信号に基づいてエンジン回転速度NRPM[rpm]が算出されている。
Here, the crank angle sensor includes a
吸気弁閉時期IVCは吸気VTC機構27に与える指令値から既知である。あるいはフェーズセンサ34により実際の吸気弁閉時期を検出してもかまわない。
The intake valve closing timing IVC is known from the command value given to the
内部不活性ガス率MRESFRは燃焼室内に残留する不活性ガス量を燃焼室内の総ガス量で除した値で、その算出については後述する。点火無駄時間DEADTIMEは一定値である。 The internal inert gas ratio MRESFR is a value obtained by dividing the amount of inert gas remaining in the combustion chamber by the total amount of gas in the combustion chamber, and the calculation thereof will be described later. The ignition dead time DEADTIME is a constant value.
目標当量比TFBYAは図示しない燃料噴射量の算出フローにおいて算出されている。目標当量比TFBYAは無名数であり、理論空燃比を14.7とすると、次式により表される値である。 The target equivalent ratio TFBYA is calculated in a fuel injection amount calculation flow (not shown). The target equivalent ratio TFBYA is an unnamed number, and is a value represented by the following expression when the theoretical air-fuel ratio is 14.7.
TFBYA=14.7/目標空燃比 …(1)
例えば(1)式より目標空燃比が理論空燃比のときTFBYA=1.0となり、目標空燃比が例えば22.0といったリーン側の値であるとき、TFBYAは1.0未満の正の値である。
TFBYA = 14.7 / target air-fuel ratio (1)
For example, from equation (1), when the target air-fuel ratio is the stoichiometric air-fuel ratio, TFBYA = 1.0, and when the target air-fuel ratio is a lean value such as 22.0, TFBYA is a positive value less than 1.0. is there.
ステップ12では、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける容積(つまり圧縮開始時期での容積)VIVC[m3]を算出する。燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCは、ピストン6のストローク位置によって決まる。ピストン6のストローク位置はエンジンのクランク角位置によって決まる。
In step 12, the volume of the
図6を参照して、エンジンのクランクシャフト71の回転中心72がシリンダの中心軸73からオフセットしている場合を考える。コネクティングロッド74、コネクティングロッド74とクランクシャフト71との結節点75、コネクティングロッド74とピストンをつなぐピストンピン76が図に示す関係にあるとする。このときの、燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCは次式(2)〜(6)で表すことができる。
Referring to FIG. 6, consider a case where the
VIVC=f1(θivc)=Vc+(π/4)D2・Hivc …(2)
Vc=(π/4)D2・Hx/(ε−1) …(3)
Hivc={(CND+ST2/2)−(CRoff−PISoff)2}1/2
−{(ST/2)・cos(θivc+θoff)}
+(CND2−X2)1/2 …(4)
X =(ST/2)・sin(θivc+θoff)−CRoff+PISoff …(5)
θoff=arcsin{(CRoff−PISoff)/(CND・(ST/2))}…(6)
ただし、Vc :隙間容積[m3]、
ε :圧縮比、
D :シリンダボア径[m]、
ST :ピストンの全ストローク[m]、
Hivc :吸気弁閉時期におけるピストンピン76のTDCからの距
離[m]、
Hx :ピストンピン76のTDCからの距離の最大値と最小値の
差[m]、
CND :コネクティングロッド74の長さ[m]、
CRoff :結節点75のシリンダ中心軸73からのオフセット距離
[m]、
PISoff:クランクシャフト回転中心72のシリンダ中心軸73から
のオフセット距離[m]、
θivc :吸気弁閉時期のクランク角[degATDC]、
θoff :ピストンピン76とクランクシャフト回転中心72とを結
ぶ線がTDCにおいて垂直線となす角度[deg]、
X :結節点75とピストンピン76との水平距離[m]、
吸気弁閉時期のクランク角θivcは前述のように、エンジンコントローラ31から吸気VTC機構27への指令信号によって決まるので、既知である。式(2)〜(6)にこのときのクランク角θivc(=IVC)を代入すれば、燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCを算出することができる。したがって、実用上は燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCは吸気弁閉時期IVCをパラメータとするテーブルで設定したものを用いる。吸気VTC機構27を備えないときには定数で与えることができる。
VIVC = f1 (θivc) = Vc + (π / 4) D 2 · Hivc (2)
Vc = (π / 4) D 2 · Hx / (ε−1) (3)
Hivc = {(CND + ST 2 /2) - (CRoff-PISoff) 2} 1/2
− {(ST / 2) · cos (θivc + θoff)}
+ (CND 2 −X 2 ) 1/2 (4)
X = (ST / 2) · sin (θivc + θoff) −CRoff + PISoff (5)
θoff = arcsin {(CRoff−PISoff) / (CND · (ST / 2))} (6)
Where Vc: gap volume [m 3 ],
ε: compression ratio,
D: cylinder bore diameter [m],
ST: Full piston stroke [m],
Hivc: Distance from the TDC of the
Separation [m],
Hx: The maximum and minimum values of the distance from the TDC of the
Difference [m],
CND: length of connecting rod 74 [m],
CRoff: Offset distance of the
[M],
PISoff: From the
Offset distance [m],
θivc: Intake valve closing timing crank angle [degATDC],
θoff:
Angle [deg] between the line and the vertical line in TDC,
X: horizontal distance [m] between the
As described above, the crank angle θivc at the time of closing the intake valve is known because it is determined by the command signal from the
ステップ13では、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける温度(つまり圧縮開始時期温度)TINI[K]を算出する。燃焼室5に流入するガスの温度は、燃焼室5に流入する新気と燃焼室5に残留する不活性ガスとが混じったガスの温度であり、燃焼室5に流入する新気の温度は吸気コレクタ2内の新気温度TCOLに等しく、また燃焼室5内に残留する不活性ガスの温度は排気ポート部近傍の排気温度TEXHで近似できるので、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける温度TINIは吸気弁閉時期IVCになったタイミングでの、吸気コレクタ2内の新気温度TCOL、排気温度TEXH、燃焼室5内に残留する不活性ガスの割合である内部不活性ガス率MRESFRから次式により求めることができる。
In
TINI=TEXH×MRESFR+TCOL×(1−MRESFR)…(7)
ステップ14では燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける圧力(つまり圧縮開始時期圧力)PINI[Pa]を算出する。すなわち、吸気弁閉時期IVCになったタイミングでのコレクタ内圧力PCOLを吸気弁閉時期IVCにおける圧力PINIとして取り込む。
TINI = TEXH × MRESFR + TCOL × (1−MRESFR) (7)
In
ステップ15では、燃焼室5内の混合気の燃えやすさを表す反応確率RPROBA[%]を算出する。反応確率RPROBAは無次元の値であり、残留不活性ガス率MRESFR、冷却水温TWK[K]、目標当量比TFBYAの3つのパラメータに依存するので、次式により表すことができる。
In
RPROBA=f3(MRESFR、TWK、TFBYA) …(8)
具体的に説明すると、MRESFR、TWK、TFBYAの3つのパラメータの組み合わせによって得られる反応確率の最大値を100%とし、これらのパラメータと反応確率RPROBAの関係を実験的に求め、求めた反応確率RPROBAをパラメータに応じたテーブルとしてエンジンコントローラ31のメモリに予め格納しておく。ステップ15ではパラメータに応じてこのテーブルを検索することにより反応確率RPROBAを求める。
RPROBA = f3 (MRESFR, TWK, TFBYA) (8)
More specifically, the maximum value of the reaction probability obtained by the combination of the three parameters MRESFR, TWK, and TFBYA is set to 100%, the relationship between these parameters and the reaction probability RPROBA is experimentally obtained, and the obtained reaction probability RPROBA is obtained. Are stored in advance in the memory of the
具体的には、冷却水温TWKに応じて図7に示すような特性を有する水温補正係数のテーブルと、同様に設定された内部不活性ガス率補正係数のテーブル(図示しない)と、目標当量比TFBYAに応じて図8に示すような特性を有する当量比補正係数のテーブルを予めメモリに格納しておく。各補正係数の最大値はそれぞれ1.0であり、3種類の補正係数の積に反応確率の最大値100%を掛け合わせることで、反応確率RPROBAを算出する。 Specifically, a table of water temperature correction coefficients having characteristics as shown in FIG. 7 according to the cooling water temperature TWK, a table of internal inert gas rate correction coefficients (not shown) set similarly, and a target equivalent ratio A table of equivalence ratio correction coefficients having characteristics as shown in FIG. 8 according to TFBYA is stored in the memory in advance. The maximum value of each correction coefficient is 1.0, and the reaction probability RPROBA is calculated by multiplying the product of the three types of correction coefficients by the maximum value of 100% of the reaction probability.
各テーブルを説明すると、図7に示す水温補正係数は冷却水温TWKが高いほど大きく、冷却水温TWKが80℃以上では1.0になる。図8に示す当量比補正係数は目標当量比TFBYAが1.0のとき、つまり理論空燃比のときに最大値の1.0となり、目標当量比が1.0より大きくても小さくても当量比補正係数は減少する。内部不活性ガス率補正係数は図示しないが、内部不活性ガス率MRESFRがゼロの場合に1.0となる。 Explaining each table, the water temperature correction coefficient shown in FIG. 7 becomes larger as the cooling water temperature TWK is higher, and becomes 1.0 when the cooling water temperature TWK is 80 ° C. or higher. The equivalence ratio correction coefficient shown in FIG. 8 is the maximum value of 1.0 when the target equivalence ratio TFBYA is 1.0, that is, the stoichiometric air-fuel ratio. The ratio correction factor decreases. Although the internal inert gas rate correction coefficient is not shown, it is 1.0 when the internal inert gas rate MRESFR is zero.
ステップ16では、基準クランク角θPMAX[degATDC]を算出する。前述のように基準クランク角θPMAXはあまり変動しないが、それでもエンジン回転速度NRPMの上昇に応じて進角する傾向があるため、基準クランク角θPMAXはエンジン回転速度NRPMの関数として次式で表すことができる。
In
θPMAX=f4(NRPM) …(9)
具体的にはエンジン回転速度NRPMから、エンジンコントローラ31のメモリに予め格納された図9に示す特性のテーブルを検索することにより基準クランク角θPMAXを求める。算出を容易にするために、基準クランク角θPMAXを一定とみなすことも可能である。
θPMAX = f4 (NRPM) (9)
Specifically, the reference crank angle θPMAX is obtained by searching a table of characteristics shown in FIG. 9 stored in advance in the memory of the
最後にステップ17では、点火無駄時間相当クランク角IGNDEAD[deg]を算出する。点火無駄時間相当クランク角IGNDEADは、エンジンコントローラ31から点火コイル13の一次電流を遮断する信号を出力したタイミングから点火プラグ14が実際に点火するまでのクランク角区間で、次式により表すことができる。
Finally, in
IGNDEAD=f5(DEADTIME、NRPM) …(10)
ここでは、点火無駄時間DEADTIMEを200μsecとする。(10)式は、エンジン回転速度NRPMから点火無駄時間DEADTIMEに相当するクランク角である点火無駄時間相当クランク角IGNDEADを算出するためのものである。
IGNDEAD = f5 (DEADTIME, NRPM) (10)
Here, the ignition dead time DEADTIME is set to 200 μsec. Equation (10) is for calculating the ignition dead time equivalent crank angle IGNDEAD that is the crank angle corresponding to the ignition dead time DEADTIME from the engine speed NRPM.
図10は初期燃焼期間BURN1[deg]を算出するためのもの、また図12は主燃焼期間BURN2[deg]を算出するためのもので、一定時間毎(例えば10msec毎)に実行する。図10、図12は図5に続けて実行する。図10、図12はどちらを先に実行してもかまわない。 FIG. 10 is for calculating the initial combustion period BURN1 [deg], and FIG. 12 is for calculating the main combustion period BURN2 [deg], which is executed at regular intervals (for example, every 10 msec). 10 and 12 are executed following FIG. Either of FIGS. 10 and 12 may be executed first.
まず図10から説明すると、ステップ161では、前回燃焼開始時期MBTCYCL[degBTDC]、図5のステップ12で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVC[m3]、図5のステップ13で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における温度TINI[K]、図5のステップ14で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における圧力PINI[Pa]、エンジン回転速度NRPM[rpm]、図5のステップ15で算出されている反応確率RPROBA[%]を読み込む。
First, referring to FIG. 10, in
ここで、前回燃焼開始時期MBTCYCLは、基本点火時期MBTCALの[degBTDC]の1サイクル前の値であり、その算出については図13により後述する。 Here, the previous combustion start timing MBTCYCL is a value one cycle before [degBTDC] of the basic ignition timing MBTCAL, and the calculation thereof will be described later with reference to FIG.
ステップ162では燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0[m3]を算出する。前述したように、ここでの点火時期(燃焼開始時期)は今回のサイクルで演算する基本点火時期MBTCALではなく基本点火時期の1サイクル前の値である。すなわち、基本点火時期の1サイクル前の値であるMBTCYCLから次式により燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0を算出する。
In
V0=f6(MBTCYCL) …(11)
具体的には前回燃焼開始時期MBTCYCLにおけるピストン6のストローク位置と、燃焼室5のボア径から、燃焼室5のMBTCYCLにおける容積V0を算出する。図5のステップ12では、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける容積VIVCを、吸気弁閉時期をパラメータとする吸気弁閉時期容積のテーブルを検索することにより求めたが、ここではMBTCYCLをパラメータとする前回燃焼開始時期容積のテーブルを検索することにより、燃焼室5の前回燃焼開始時期MBTCYCLにおける容積V0を求めればよい。
V0 = f6 (MBTCYCL) (11)
Specifically, the volume V0 of MBTCYCL in the
ステップ163では燃焼開始時期における有効圧縮比Ecを算出する。有効圧縮比Ecは無次元の値であり、次式に示すように燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0を燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCで除した値である。
In step 163, an effective compression ratio Ec at the combustion start timing is calculated. The effective compression ratio Ec is a dimensionless value, and is a value obtained by dividing the volume V0 of the
Ec=f7(V0−VDEP、VIVC)
=V0/VIVC …(12)
ステップ164では吸気弁閉時期IVCから燃焼開始時期に至る間の燃焼室5内の温度上昇率TCOMPを次式に示すように有効圧縮比Ecに基づいて算出する。
Ec = f7 (V0−VDEP, VIVC)
= V0 / VIVC (12)
In
TCOMP=f8(Ec)=Ec^(κ−1) …(13)
ただし、κ:比熱比、
(13)式は断熱圧縮されるガスの温度上昇率の式である。なお、(13)式右辺の「^」は累乗計算を表している。この記号は後述する式でも使用する。
TCOMP = f8 (Ec) = Ec ^ (κ−1) (13)
Where κ: specific heat ratio,
Equation (13) is an equation for the rate of temperature rise of the adiabatic compressed gas. Note that “^” on the right side of the equation (13) represents power calculation. This symbol is also used in the formula described later.
κは断熱圧縮されるガスの定圧比熱を定容比熱で除した値で、断熱圧縮されるガスが空気であればκ=1.4であり、簡単にはこの値を用いればよい。ただし、混合気に対してκの値を実験的に求めることで、一層の算出精度の向上が可能である。 κ is a value obtained by dividing the constant pressure specific heat of the gas adiabatically compressed by the constant volume specific heat. If the gas adiabatically compressed is air, κ = 1.4, and this value may be used simply. However, the calculation accuracy can be further improved by experimentally determining the value of κ for the air-fuel mixture.
図11は(13)式を図示したものである。従って、このような特性のテーブルを予めエンジンコントローラ31のメモリに格納しておき、有効圧縮比Ecに基づき当該テーブルを検索することにより温度上昇率TCOMPを求めることも可能である。
FIG. 11 illustrates equation (13). Therefore, it is possible to obtain the temperature increase rate TCOMP by storing a table of such characteristics in advance in the memory of the
ステップ165では、燃焼室5の燃焼開始時期における温度T0[K]を、燃焼室5の吸気弁閉時期における温度TINIに温度上昇率TCOMPを乗じることで、つまり
T0=TINI×TCOMP …(14)
の式により算出する。
In
It is calculated by the following formula.
ステップ166、167はステップ164、165と同様である。すなわち、ステップ166では吸気弁閉時期IVCから燃焼開始時期に至る間の燃焼室5内の圧力上昇率PCOMPを次式に示すように有効圧縮比Ecに基づいて算出する。
PCOMP=f9(Ec)=Ec^κ…(41)
ただし、κ:比熱比、
(41)式も(13)式と同じに断熱圧縮されるガスの圧力上昇率の式である。(41)式右辺の「^」も(13)式と同じに累乗計算を表している。
PCOMP = f9 (Ec) = Ec ^ κ (41)
Where κ: specific heat ratio,
The equation (41) is also an equation for the rate of increase in pressure of the gas that is adiabatically compressed as in the equation (13). “^” On the right side of the equation (41) represents power calculation as in the equation (13).
κは上記(13)式で用いている値と同じで、断熱圧縮されるガスが空気であればκ=1.4であり、簡単にはこの値を用いればよい。ただし、混合気に対してその組成、温度からκの値を求めることで、一層の算出精度の向上が可能である。 κ is the same as the value used in the above equation (13). If the gas to be adiabatically compressed is air, κ = 1.4, and this value may be used simply. However, the calculation accuracy can be further improved by obtaining the value of κ from the composition and temperature of the air-fuel mixture.
図11と同様の特性のテーブルを予めエンジンコントローラ31のメモリに格納しておき、有効圧縮比Ecに基づき当該テーブルを検索することにより圧力上昇率PCOMPを求めることも可能である。
It is also possible to obtain a pressure increase rate PCOMP by storing a table having the same characteristics as in FIG. 11 in advance in the memory of the
ステップ167では、燃焼室5の燃焼開始時期における圧力P0[Pa]を、燃焼室5の吸気弁閉時期における圧力PINIに圧力上昇率PCOMPを乗じることで、つまり
P0=PINI×PCOMP …(42)
の式により算出する。
In
It is calculated by the following formula.
ステップ168では、初期燃焼期間における層流燃焼速度SL1[m/sec]を次式(公知)により算出する。
In
SL1=f10(T0、P0)
=SLstd×(T0/Tstd)2.18×(P0/Pstd)-0.16 …(15)
ただし、Tstd :基準温度[K]、
Pstd :基準圧力[Pa]、
SLstd:基準温度Tstdと基準圧力Pstdにおける基準層流燃焼
速度[m/sec]、
T0 :燃焼室5の燃焼開始時期における温度[K]、
P0 :燃焼室5の燃焼開始時期における圧力[Pa]、
層流燃焼速度(層流火炎速度)は気体の流れがない状態での火炎の伝播速度のことであり、燃焼室5内の圧縮速度、燃焼室5内の吸気流速に因らず、燃焼室5の温度及び圧力の関数となることが知られていることから、初期燃焼期間における層流燃焼速度を燃焼開始時温度T0と燃焼開始時圧力P0の関数として、また後述するように主燃焼期における層流燃焼速度を圧縮上死点時温度TTDCと圧縮上死点圧力PTDCの関数としている。これは、層流燃焼速度は一般的に、エンジン負荷、燃焼室5内の不活性ガス率、吸気弁閉時期、比熱比、吸気温度により変化するのであるが、これらは燃焼室5内の温度Tと圧力Pに影響する因子であるので、層流燃焼速度は最終的に燃焼室5内の温度Tと圧力Pにより規定できるとするものである。
SL1 = f10 (T0, P0)
= SLstd × (T0 / Tstd) 2.18 × (P0 / Pstd) −0.16 (15)
Where Tstd: reference temperature [K],
Pstd: Reference pressure [Pa]
SLstd: Reference laminar combustion at reference temperature Tstd and reference pressure Pstd
Speed [m / sec],
T0: temperature [K] at the combustion start timing of the
P0: pressure [Pa] at the combustion start timing of the
The laminar combustion velocity (laminar flame velocity) is the flame propagation velocity in the absence of gas flow, and is independent of the compression velocity in the
上記の(15)式において基準温度Tstdと基準圧力Pstdと基準層流燃焼速度SLstdは実験により予め定められる値である。 In the above equation (15), the reference temperature Tstd, the reference pressure Pstd, and the reference laminar combustion speed SLstd are values determined in advance by experiments.
燃焼室5の通常の圧力である2bar以上の圧力下では、(15)式の圧力項(P0/Pstd)-0.16は小さな値となる。従って、圧力項(P0/Pstd)-0.16を一定値として、基準層流燃焼速度SLstdを基準温度Tstdのみで規定することも可能である。
Under a pressure of 2 bar or more, which is a normal pressure in the
従って、基準温度Tstdが550[K]で、基準層流燃焼速度SLstdが1.0[m/sec]で、圧力項が0.7である場合の燃焼開始時期における温度T0と層流燃焼速度SL1との関係は近似的に次式で定義することができる。 Accordingly, when the reference temperature Tstd is 550 [K], the reference laminar combustion rate SLstd is 1.0 [m / sec], and the pressure term is 0.7, the temperature T0 and the laminar combustion rate at the combustion start timing The relationship with SL1 can be approximately defined by the following equation.
SL1=f11(T0)
=1.0×0.7×(T0/550)2.18 …(16)
ステップ169では、初期燃焼期間におけるガス流動の乱れ強さST1を算出する。このガス流動の乱れ強さST1は無次元の値であり、燃焼室5に流入する新気の流速と燃料インジェクタ21の噴射燃料のペネトレーションとに依存する。
SL1 = f11 (T0)
= 1.0 × 0.7 × (T0 / 550) 2.18 (16)
In
燃焼室5に流入する新気の流速は、吸気通路の形状と、吸気弁15の作動状態と、吸気弁15を設ける吸気ポート4の形状に依存する。噴射燃料のペネトレーションは燃料インジェクタ21の噴射圧力と、燃料噴射期間と、燃焼噴射タイミングに依存する。
The flow rate of fresh air flowing into the
最終的に、初期燃焼期間におけるガス流動の乱れ強さST1は、エンジン回転速度NRPMの関数として次式で表すことができる。 Finally, the turbulence strength ST1 of the gas flow during the initial combustion period can be expressed by the following equation as a function of the engine speed NRPM.
ST1=f12(NRPM)=C1×NRPM …(17)
ただし、C1:定数、
乱れ強さST1を回転速度NRPMをパラメータとするテーブルから求めることも可能である。
ST1 = f12 (NRPM) = C1 × NRPM (17)
Where C1: constant,
It is also possible to obtain the turbulence intensity ST1 from a table using the rotational speed NRPM as a parameter.
ステップ170では層流燃焼速度S1と乱れ強さST1から、初期燃焼期間におけるガスの燃焼速度FLAME1[m/sec]を次式により算出する。
In
FLAME1=SL1×ST1 …(18)
燃焼室5内にガス乱れがあるとガスの燃焼速度が変化する。(18)式はこのガス乱れに伴う燃焼速度への寄与(影響)を考慮したものである。
FLAME1 = SL1 × ST1 (18)
If there is gas turbulence in the
ステップ171では、次式により初期燃焼期間BURN1[deg]を算出する。
In
BURN1={(NRPM×6)×BR1×V0}
/(RPROBA×AF1×FLAME1) …(19)
ただし、AF1:火炎核の反応面積(固定値)[m2]、
この(19)式および後述する(22)式は、燃焼ガス質量を燃焼速度で割ると燃焼期間が得られるとする次の基本式より導いたものであるが、(19)、(22)式右辺の分子、分母ががただちに燃焼ガス質量、燃焼速度を表すものではない。
BURN1 = {(NRPM × 6) × BR1 × V0}
/ (RPROBA × AF1 × FLAME1) (19)
However, AF1: Reaction area (fixed value) of flame kernel [m 2 ],
The equation (19) and the equation (22) to be described later are derived from the following basic equation that the combustion period is obtained by dividing the mass of the combustion gas by the combustion speed. The equations (19) and (22) The numerator and denominator on the right-hand side do not immediately indicate the mass of combustion gas or the burning rate.
燃焼期間[sec]=シリンダ内総質量[g]/(未燃ガス密度[g/m3]
×火炎表面積[m2]×火炎速度[m/sec])
…(補1)
(補1)式右辺分母の未燃ガス密度は、未燃ガス質量[g]を未燃ガス体積[m3]で割った値であるので、従来装置のように質量に相当する充填効率ITACのみの関数では未燃ガス密度を正確に計算できているとはいえない。そこで、(補1)式に対して実験結果とを照らし合わせつつ所定の近似を導入して初めて得られたのが上記(19)式及び後述する(22)式に示す実験式である。
Combustion period [sec] = total mass in cylinder [g] / (unburned gas density [g / m 3 ]
× Flame surface area [m 2 ] × Flame speed [m / sec])
... (Supplement 1)
Since the unburned gas density in the right side denominator of (Supplement 1) is a value obtained by dividing the unburned gas mass [g] by the unburned gas volume [m 3 ], the charging efficiency ITAC corresponding to the mass as in the conventional device. It cannot be said that the unburned gas density can be calculated accurately with the function of only. Therefore, experimental formulas shown in the above formula (19) and formula (22) to be described later are obtained for the first time by introducing a predetermined approximation to the formula (complement 1) while checking the experimental results.
ここで、(19)式右辺のBR1は燃焼開始時期より初期燃焼期間BURN1の終了時期までの燃焼質量割合の変化代であり、ここではBR1=2%に設定している。(19)式右辺の(NRPM×6)は単位をrpmからクランク角(deg)に変換するための処理である。火炎核の反応面積AF1は実験的に設定される。 Here, BR1 on the right side of the equation (19) is a change amount of the combustion mass ratio from the combustion start timing to the end timing of the initial combustion period BURN1, and here BR1 = 2% is set. (NRPM × 6) on the right side of the equation (19) is a process for converting the unit from rpm to crank angle (deg). The reaction area AF1 of the flame kernel is set experimentally.
また、初期燃焼期間中はほぼ燃焼室容積は変わらないとみなすことができる。従って、初期燃焼期間BURN1を算出するに際して最初の燃焼室容積である燃焼開始時の燃焼室容積V0を採用している。 Further, it can be assumed that the combustion chamber volume does not change during the initial combustion period. Therefore, when calculating the initial combustion period BURN1, the combustion chamber volume V0 at the start of combustion, which is the first combustion chamber volume, is employed.
次に図12のフローに移ると、ステップ181では図10のステップ161と同様に、図5のステップ12で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVC[m3]、図5のステップ13で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における温度TINI[K]、図5のステップ14で算出されている燃焼室5の吸気弁閉時期における圧力PINI[Pa]、エンジン回転速度NRPM[rpm]、図5のステップ15で算出されている反応確率RPROBA[%]を読み込み、さらにシリンダ新気量MACYL[g]、目標当量比TFBYA、内部不活性ガス量MRES[g]、外部不活性ガス量MEGR[g]を読み込む。
Next, the flow of FIG. 12 is followed. In
ここで、図1には外部EGR装置は示していないが、図12に関する限り外部EGR装置を備えているエンジンを前提として説明する。この場合に、外部不活性ガス量MEGRは例えば公知の手法(特開平10−141150号公報参照)を用いて算出すればよい。なお、図1に示す本実施形態のように外部EGR装置を備えていないエンジンを対象とするときには外部不活性ガス量MEGR=0で扱えば足りる。シリンダ新気量MACYL、内部不活性ガス量MRESの算出については図14以降で後述する。 Here, although an external EGR device is not shown in FIG. 1, as far as FIG. 12 is concerned, an explanation will be given on the premise of an engine equipped with an external EGR device. In this case, the external inert gas amount MEGR may be calculated using, for example, a known method (see Japanese Patent Laid-Open No. 10-141150). It should be noted that when an engine that does not include an external EGR device as in the present embodiment shown in FIG. 1 is used, it is sufficient to handle the external inert gas amount MEGR = 0. The calculation of the cylinder fresh air amount MACYL and the internal inert gas amount MRES will be described later with reference to FIG.
ステップ182、183は図10のステップ163、164と同様である。すなわち、ステップ182で圧縮上死点時期における有効圧縮比Ec 2を算出する。有効圧縮比Ec 2も上記(12)式の有効圧縮比Ecと同様に無次元の値であり、次式に示すように燃焼室5の圧縮上死点時における容積VTDCを燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCで除した値である。
Ec 2=f13(VTDC、VIVC)=VTDC/VIVC
…(43)
(43)式において燃焼室5の圧縮上死点時における容積VTDCは運転条件によらず一定であり、予めエンジンコントローラ31のメモリに格納しておけばよい。
... (43)
In equation (43), the volume VTDC at the time of compression top dead center of the
ステップ183では吸気弁閉時期IVCから圧縮上死点に至る間の燃焼室5内の断熱圧縮による温度上昇率TCOMP 2を次式に示すように有効圧縮比Ec 2に基づいて算出する。
In step 183, the temperature increase rate TCOMP due to adiabatic compression in the
TCOMP 2=f14(Ec 2)
=Ec 2^(κ−1)…(44)
ただし、κ:比熱比、
図11と同様の特性のテーブルを予めエンジンコントローラ31のメモリに格納しておき、有効圧縮比Ec 2から当該テーブルを検索することにより温度上昇率TCOMP 2を求めることも可能である。
=
Where κ: specific heat ratio,
A table having the same characteristics as in FIG. 11 is stored in advance in the memory of the
ステップ184ではシリンダ新気量MACYL、目標当量比TFBYA、内部不活性ガス量MRES、外部不活性ガス量MEGRから次式により燃焼室5の総ガス質量MGAS[g]を算出する。
In
MGAS=MACYL×(1+TFBYA/14.7)+MRES+MEGR
…(45)
(45)式右辺の括弧内の「1」は新気分、「TFBYA/14.7」は燃料分である。
MGAS = MACYL × (1 + TFBYA / 14.7) + MRES + MEGR
... (45)
“1” in parentheses on the right side of the equation (45) is a fresh air, and “TFBYA / 14.7” is a fuel.
ステップ185ではこの燃焼室5の総ガス質量MGASと、シリンダ新気量MACYL、目標当量比TFBYAを用い、次式により混合気の燃焼による温度上昇量(燃焼上昇温度)TBURN[K]を算出する。
In
TBURN={MACYL×TFBYA/14.7×BRk×Q}
/(Cv×MGAS)…(46)
ただし、Q :燃料の定発熱量、
BRk:シリンダ内燃料の燃焼質量割合、
Cv :定積比熱、
(46)式右辺の分子はシリンダ内燃料による発生総熱量[J]、分母は単位発生熱量当たりの温度上昇率[J/K]を意味している。すなわち、(46)式は熱力学の公式に当てはめた近似式である。
TBURN = {MACYL × TFBYA / 14.7 × BRk × Q}
/ (Cv × MGAS) (46)
Where Q is the constant calorific value of the fuel,
BRk: Combustion mass ratio of fuel in cylinder,
Cv: constant volume specific heat,
The numerator on the right side of the equation (46) means the total heat generated by the fuel in the cylinder [J], and the denominator means the temperature increase rate per unit generated heat [J / K]. That is, the equation (46) is an approximate equation applied to the thermodynamic formula.
ここで、シリンダ内燃料の燃焼質量割合BRkとしては予め実験等で適合しておく。簡易的には例えば60%/2=30%を設定する。これは、本実施形態では燃焼質量割合BRが約60%に達するまでを燃焼期間として扱うので、そのちょうど中間の30%をBRkとして設定するものである。 Here, the combustion mass ratio BRk of the in-cylinder fuel is adapted in advance through experiments or the like. For example, 60% / 2 = 30% is set. In this embodiment, since the combustion mass ratio BR reaches about 60% as the combustion period, the intermediate 30% is set as BRk.
燃料の定発熱量Qは燃料の種類により異なる値であるので、燃料の種類に応じ予め実験等で求めておく。定積比熱Cvは2〜3の値であり予め実験等で代表値を適合しておく。ただし、混合気に対してその組成、温度から定積比熱Cvの値を求めることで、一層の算出精度の向上が可能である。 Since the constant calorific value Q of fuel varies depending on the type of fuel, it is obtained in advance by experiments or the like according to the type of fuel. The constant volume specific heat Cv is a value of 2 to 3, and the representative value is adapted beforehand by an experiment or the like. However, the calculation accuracy can be further improved by obtaining the value of the constant volume specific heat Cv from the composition and temperature of the air-fuel mixture.
ステップ186では、燃焼室5の圧縮上死点における温度TTDC[K]を、燃焼室5の吸気弁閉時期における温度TINIに圧縮上死点までの温度上昇率TCOMP 2を乗じその乗算値に上記の燃焼上昇温度TBURNを加算することで、つまり次式により算出する。
In
TTDC=TINI×TCOMP 2+TBURN
…(47)
ステップ187では、この燃焼室5の圧縮上死点における温度TTDCと容積VTDC及び燃焼室5の吸気弁閉時期における圧力PINI、容積VIVC及び温度TINIから次式により燃焼室5の圧縮上死点における圧力PTDC[K]を算出する。
TTDC = TINI ×
... (47)
In
PTDC=PINI×VIVC×TTDC/(VTDC×TINI)
…(48)
(48)式は状態方程式を用いて得たものである。すなわち、吸気弁閉時期における圧力、容積及び温度(PINI、VIVC、TINI)を用いて次の状態方程式が成立する。
PTDC = PINI × VIVC × TTDC / (VTDC × TINI)
... (48)
Equation (48) is obtained using the equation of state. That is, the following equation of state is established using the pressure, volume and temperature (PINI, VIVC, TINI) at the intake valve closing timing.
PINI×VIVC=n・R・TINI…(補2)
ただし、n:モル数、
R:ガス定数、
圧縮上死点近傍では容積はほぼ等しいので、圧縮上死点での圧力、容積及び温度(PTDC、VTDC、TTDC)を用いて次の状態方程式が成立する。
PINI x VIVC = n · R · TINI (Supplement 2)
Where n is the number of moles
R: gas constant,
Since the volume is almost equal in the vicinity of the compression top dead center, the following equation of state is established using the pressure, volume and temperature (PTDC, VTDC, TTDC) at the compression top dead center.
PTDC×VTDC=n・R・TTDC…(補3)
この(補3)式と上記(補2)との両式からn・Rを消去しPTDCについて解くと、上記(48)式が得られる。
PTDC × VTDC = n · R · TTDC (Supplement 3)
When n · R is eliminated from both (complement 3) and (complement 2) and PTPT is solved, the above equation (48) is obtained.
ステップ188では図10のステップ168と同様にして、次式(公知)により、主燃焼期間における層流燃焼速度SL2[m/sec]を算出する。
In
SL2=f15(TTDC、PTDC)
=SLstd×(TTDC/Tstd)2.18×(PTDC/Pstd)-0.16
…(49)
ただし、Tstd :基準温度[K]、
Pstd :基準圧力[Pa]、
SLstd:基準温度Tstdと基準圧力Pstdにおける基準層流燃焼速度
[m/sec]、
TTDC:燃焼室5の圧縮上死点における温度[K]、
PTDC:燃焼室5の圧縮上死点における圧力[Pa]、
(49)式の解説は上記(16)式と同様ある。すなわち、(49)式の基準温度Tstdと基準圧力Pstdと基準層流燃焼速度SLstdは実験により予め定められる値である。燃焼室5の通常の圧力である2bar以上の圧力下では、(49)式の圧力項(PTDC/Pstd)-0.16は小さな値となる。従って、圧力項(PTDC/Pstd)-0.16を一定値として、基準層流燃焼速度SLstdを基準温度Tstdのみで規定することも可能である。よって、基準温度Tstdが550[K]で、基準層流燃焼速度SLstdが1.0[m/sec]で、圧力項が0.7である場合の圧縮上死点における温度TTDCと層流燃焼速度SL2との関係は近似的に次式で定義することができる。
SL2 = f15 (TTDC, PTDC)
= SLstd × (TTDC / Tstd) 2.18 × (PTDC / Pstd) −0.16
... (49)
Where Tstd: reference temperature [K],
Pstd: Reference pressure [Pa]
SLstd: reference laminar burning velocity at reference temperature Tstd and reference pressure Pstd
[M / sec],
TTDC: temperature [K] at the compression top dead center of the
PTDC: pressure [Pa] at the compression top dead center of the
The explanation of the equation (49) is the same as the equation (16). That is, the reference temperature Tstd, the reference pressure Pstd, and the reference laminar combustion speed SLstd in the equation (49) are values determined in advance by experiments. Under a pressure of 2 bar or more, which is a normal pressure in the
SL2=f16(TTDC)
=1.0×0.7×(TTDC/550)2.18
…(50)
ステップ189では主燃焼期間におけるガス流動の乱れ強さST2を算出する。このガス流動の乱れ強さST2も初期燃焼期間におけるガス流動の乱れ強さST1と同様に、エンジン回転速度NRPMの関数として次式で表すことができる。
SL2 = f16 (TTDC)
= 1.0 × 0.7 × (TTDC / 550)2.18
... (50)
In
ST2=f17(NRPM)=C2×NRPM …(20)
ただし、C2:定数、
乱れ強さST2を回転速度をパラメータとするテーブルから求めることも可能である。
ST2 = f17 (NRPM) = C2 × NRPM (20)
Where C2 is a constant,
It is also possible to obtain the turbulence intensity ST2 from a table using the rotation speed as a parameter.
ステップ190では、層流燃焼速度SL2[m/sec]と主燃焼期間におけるガス流動の乱れ強さST2とから、主燃焼期間における燃焼速度FLAME2[m/sec]を次式により算出する。
In
FLAME2=SL2×ST2 …(21)
ただし、SL2:層流燃焼速度[m/sec]、
(21)式は(18)式と同様、ガス乱れに伴う燃焼速度への寄与を考慮したものである。
FLAME2 = SL2 × ST2 (21)
However, SL2: Laminar burning velocity [m / sec],
Equation (21) considers the contribution to the combustion speed associated with gas turbulence, as in Equation (18).
ステップ191では、主燃焼期間BURN2[deg]を(19)式に類似した次式で算出する。
In
BURN2={(NRPM×6)×(BR2×VTDC)}
/(RPROBA×AF2×FLAME2) …(22)
ただし、AF2:火炎核の反応面積[m2]、
ここで、(22)式右辺のBR2は主燃焼期間の開始時期より終了時期までの燃焼質量割合の変化代である。初期燃焼期間の終了時期に燃焼質量割合BRが2%になり、その後、主燃焼期間が開始し、燃焼質量割合BRが60%に達して主燃焼期間が終了すると考えているので、BR2=60%−2%=58%を設定している。AF2は火炎核の成長行程における平均の反応面積であり、(19)式のAF1と同様に、予め実験的に定めた固定値とする。
BURN2 = {(NRPM × 6) × (BR2 × VTDC)}
/ (RPROBA × AF2 × FLAME2) (22)
However, AF2: reaction area [m 2 ] of the flame kernel,
Here, BR2 on the right side of the equation (22) is a change amount of the combustion mass ratio from the start timing to the end timing of the main combustion period. Since the combustion mass ratio BR becomes 2% at the end of the initial combustion period, and then the main combustion period starts and the combustion mass ratio BR reaches 60% and the main combustion period ends, BR2 = 60 % -2% = 58% is set. AF2 is an average reaction area in the growth process of the flame kernel, and is set to a fixed value experimentally determined in advance, like AF1 in the equation (19).
主燃焼期間では圧縮上死点を挟んで燃焼室容積が変化する。つまり、主燃焼期間の開始時期と、主燃焼期間の終了時期のほぼ中央に圧縮上死点位置が存在するとみなすことができる。また、圧縮上死点付近ではクランク角が変化しても燃焼室容積があまり変化しない。そこで主燃焼期間での燃焼室容積としてはこの圧縮上死点での燃焼室容積VTDCで代表させることとしている。 During the main combustion period, the combustion chamber volume changes with the compression top dead center interposed therebetween. That is, it can be considered that the compression top dead center position exists at the approximate center between the start timing of the main combustion period and the end timing of the main combustion period. In addition, the combustion chamber volume does not change much in the vicinity of the compression top dead center even if the crank angle changes. Therefore, the combustion chamber volume in the main combustion period is represented by the combustion chamber volume VTDC at the compression top dead center.
図13は基本点火時期MBTCAL[degBTDC]を算出するためのもので、一定時間毎(例えば10msec毎)に実行する。図10、図12のうち遅く実行されるフローに続けて実行する。 FIG. 13 is for calculating the basic ignition timing MBTCAL [degBTDC], and is executed at regular intervals (for example, every 10 msec). This is executed following the flow that is executed later in FIGS.
ステップ41では、図10のステップ171で算出されている初期燃焼期間BURN1、図12のステップ191で算出されている主燃焼期間BURN2、図5のステップ17で算出されている点火時期無駄時間相当クランク角IGNDEAD、図5のステップ16で算出されている基準クランク角θPMAXを読み込む。
In
ステップ42では、初期燃焼期間BURN1と主燃焼期間BURN2の合計を燃焼期間BURN[deg]として算出する。
In
ステップ43では次式により基本点火時期MBTCAL[degBTDC]を算出する。
In
MBTCAL=BURN−θPMAX+IGNDEAD …(23)
ステップ44では、この基本点火時期MBTCALから点火無駄時間相当クランク角IGNDEADを差し引いた値を前回燃焼開始時期MBTCYCL[degBTDC]として算出する。
MBTCAL = BURN−θPMAX + IGNDEAD (23)
In
今サイクルの点火時期指令値としてステップ43で算出された基本点火時期MBTCALが用いられたとすると、次サイクルの点火時期になるまでの間、ステップ44で算出された前回燃焼開始時期MBTCYCLが図10のステップ162において用いられる。
Assuming that the basic ignition timing MBTCAL calculated in
図14は燃焼室5内の内部不活性ガス率MRESFRを算出するためのもので、一定時間毎(例えば10msec毎)に実行する。このフローは上記図5のフローに先立って実行する。
FIG. 14 is for calculating the internal inert gas ratio MRESFR in the
ステップ51ではエアフローメータ32の出力と目標当量比TFBYAを読み込む。ステップ52ではエアフロメータ32の出力に基づいて、燃焼室5に流入する新気量(シリンダ新気量)MACYLを算出する。このシリンダ新気量MACYLの算出方法については公知の方法を用いればよい(特開2001−50091公報参照)。
In step 51, the output of the
ステップ53では、燃焼室5内の内部不活性ガス量MRESを算出する。この内部不活性ガス量MRESの算出については、図15のフローにより説明する。
In step 53, an internal inert gas amount MRES in the
図15(図14ステップ53のサブルーチン)においてステップ61では、燃焼室5内の排気弁閉時期EVCにおける不活性ガス量MRESCYLを算出する。この不活性ガス量MRESCYLの算出についてはさらに図16のフローにより説明する。
In FIG. 15 (subroutine of step 53 in FIG. 14), in step 61, an inert gas amount MRESCYL at the exhaust valve closing timing EVC in the
図16(図15ステップ61のサブルーチン)においてステップ71では、排気弁閉時期EVC[degBTDC]、温度センサ45により検出される排気温度TEXH[K]、圧力センサ46により検出される排気圧力PEXH[kPa]を読み込む。
In FIG. 16 (subroutine of step 61 in FIG. 15), in
ここで、吸気弁閉時期IVCが吸気VTC機構27に与える指令値から既知であったように、排気弁閉時期EVCも排気VTC機構28に与える指令値から既知である。
Here, just as the intake valve closing timing IVC is known from the command value given to the
ステップ72では燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける容積VEVCを算出する。これは吸気弁閉時期IVCにおける容積VIVCと同様に、排気弁閉時期をパラメータとするテーブルを検索することにより求めればよい。すなわち、排気弁VTC機構28を備える場合には、排気弁閉時期EVCから図23に示すテーブルを検索することにより、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける容積VEVCを求めればよい。排気VTC機構28を備えないときには定数で与えることができる。
In
また、図示しないが圧縮比を変化させる機構を有する場合には、圧縮比の変化量に応じた排気弁閉時期における燃焼室容積VEVCをテーブルから求める。排気VTC機構28に加えて圧縮比を変化させる機構をも有する場合には、排気弁閉時期と圧縮比変化量とに応じたマップを検索することにより排気弁閉時期における燃焼室容積を求める。
Although not shown, when a mechanism for changing the compression ratio is provided, the combustion chamber volume VEVC at the exhaust valve closing timing corresponding to the amount of change in the compression ratio is obtained from the table. When a mechanism for changing the compression ratio in addition to the
ステップ73では、目標当量比TFBYAから図24に示すテーブルを検索することにより、燃焼室5内の不活性ガスのガス定数REXを求める。図24に示すように、不活性ガスのガス定数REXは目標当量比TFBYAが1.0のとき、つまり理論空燃比のとき最も小さく、これより大きくても小さくても大きくなる。
In
ステップ74では、排気温度TEXHに基づいて燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける温度TEVCを推定する。簡単には排気温度TEXHをそのままTEVCとおけばよい。なお、燃焼室5の排気弁閉時期における温度TEVCは、インジェクタ21の燃料噴射量に応じた熱量により変化するため、このような特性をも加味すれば、TEVCの算出精度が向上する。
In
ステップ75では、排気圧力PEXHに基づいて燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける圧力PEVCを算出する。簡単には排気圧力PEXHをPEVCと置けばよい。
In
ステップ76では、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける容積VEVC、排気弁閉時期EVCにおける温度TEVC、排気弁閉時期EVCにおける圧力PEVC及び不活性ガスのガス定数REXから、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける不活性ガス量MRESCYLを次式により算出する。
In
MRESCYL=(PEVC×VEVC)/(REX×TEVC) …(24)
このようにして燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける不活性ガス量MRESCYLの算出を終了したら図15に戻り、ステップ62で吸排気弁15、16のオーバーラップ(図では「O/L」と略記する)中に排気側から吸気側へ吹き返す不活性ガス量であるオーバーラップ中吹き返し不活性ガス量MRESOLを算出する。
MRESCYL = (PEVC × VEVC) / (REX × TEVC) (24)
When the calculation of the inert gas amount MRESCYL at the exhaust valve closing timing EVC of the
この不活性ガス量MRESOLの算出については図17のフローにより説明する。 The calculation of the inert gas amount MRESOL will be described with reference to the flowchart of FIG.
図17(図15ステップ62のサブルーチン)においてステップ81では、吸気弁開時期IVO[degBTDC]と、排気弁閉時期EVC[degBTDC]、図16のステップ74で算出されている燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける温度TEVCを読み込む。
In FIG. 17 (subroutine of step 62 in FIG. 15), in step 81, the intake valve opening timing IVO [degBTDC], the exhaust valve closing timing EVC [degBTDC], and the exhaust valve of the
ここで、吸気弁開時期IVOは、吸気弁閉時期IVCより吸気弁15の開き角だけ前の時期となるので、吸気弁閉時期IVCより吸気弁15の開き角(予め分かっている)とから求めることができる。
Here, since the intake valve opening timing IVO is a timing earlier than the intake valve closing timing IVC by the opening angle of the
ステップ82では吸気弁開時期IVOと排気弁閉時期EVCとから、吸排気弁のオーバーラップ量VTCOL[deg]を次式により算出する。 In step 82, the intake valve exhaust timing VTCOL [deg] is calculated from the intake valve opening timing IVO and the exhaust valve closing timing EVC by the following equation.
VTCOL=IVO+EVC …(25)
例えば、吸気VTC機構27用アクチュエータへの非通電時に吸気弁開時期IVOが吸気上死点位置にあり、吸気VTC機構27用アクチュエータへの通電時に吸気弁開時期が吸気上死点より進角する特性であり、かつ排気VTC機構28用アクチュエータへの非通電時に排気弁閉時期EVCが排気上死点にあり、排気弁VTC機構28用アクチュエータへの通電時に排気弁閉時期EVCが排気上死点より進角する特性である場合には、IVOとEVCの合計が吸排気弁のオーバーラップ量VTCOLとなる。
VTCOL = IVO + EVC (25)
For example, the intake valve opening timing IVO is at the intake top dead center position when the
ステップ83では、吸排気弁のオーバーラップ量VTCOLから、図25に示すテーブルを検索することによりオーバーラップ中の積算有効面積ASUMOLを算出する。図25に示すようにオーバーラップ中の積算有効面積ASUMOLは吸排気弁のオーバーラップ量VTCOLが大きくなるほど大きくなる値である。 In step 83, the accumulated effective area ASUMOL during the overlap is calculated by searching the table shown in FIG. 25 from the overlap amount VTCOL of the intake and exhaust valves. As shown in FIG. 25, the integrated effective area ASUMOL during the overlap is a value that increases as the overlap amount VTCOL of the intake and exhaust valves increases.
ここで、図26は、吸排気弁のオーバーラップ中の積算有効面積ASUMOLの説明図であり、横軸はクランク角、縦軸は吸気弁12と排気弁15とのそれぞれの開口面積を示している。オーバーラップ中の任意の時点における有効開口面積は、排気弁開口面積と吸気弁開口面積とのうち小さい方とする。オーバーラップ中の全期間における積算有効面積ASUMOLは、吸気弁15及び排気弁16が開いている期間の積分値(図中の斜線部)である。
Here, FIG. 26 is an explanatory diagram of the integrated effective area ASUMOL during the overlap of the intake and exhaust valves, where the horizontal axis indicates the crank angle, and the vertical axis indicates the respective opening areas of the intake valve 12 and the
このようにオーバーラップ中積算有効面積ASUMOLを算出することで、吸気弁15と排気弁16とのオーバーラップ量を1つのオリフィス(流出孔)であると近似することができ、排気系の状態と吸気系の状態とからこの仮想オリフィスを通過するガス流量を簡略的に算出し得る。
By calculating the accumulated effective area ASUMOL during the overlap in this way, the overlap amount between the
ステップ84では、目標当量比TFBYAと、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける温度TEVCとから、図27に示すマップを検索することにより、燃焼室5に残留する不活性ガスの比熱比SHEATRを算出する。図27に示したように、燃焼室に残留する不活性ガスの比熱比SHEATRは目標当量比TFBYAが1.0の近傍にあるときが最も小さくなり、それより大きくても小さくても大きくなる。また、目標当量比TFBYAが一定の条件では、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける温度TEVCが高くなるほど小さくなる。
In step 84, the specific heat ratio SHEATR of the inert gas remaining in the
ステップ85では過給判定フラグTBCRG及びチョーク判定フラグCHOKEを設定する。この過給判定フラグTBCRG及びチョーク判定フラグCHOKEの設定については図18のフローにより説明する。 In step 85, a supercharging determination flag TBCRG and a choke determination flag CHOKE are set. The setting of the supercharging determination flag TBCRG and the choke determination flag CHOKE will be described with reference to the flowchart of FIG.
図18(図17ステップ85のサブルーチン)においてステップ101では、吸気圧力センサ44により検出される吸気圧力PINと、図16のステップ75で算出されている燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける圧力PEVCを読み込む。
In FIG. 18 (subroutine of step 85 in FIG. 17), in
ステップ102では、吸気圧力PINと、燃焼室5の排気弁閉時期EVCにおける圧力PEVCとから、次式により吸気排気圧力比PINBYEXを算出する。
In
PINBYEX=PIN/PEVC …(26)
この吸気排気圧力比PINBYEXは無名数であり、これと1をステップ103で比較する。吸気排気圧力比PINBYEXが1以下の場合には過給無しと判断し、ステップ104に進んで過給判定フラグTBCRG(ゼロに初期設定)=0とする。
PINBYEX = PIN / PEVC (26)
This intake / exhaust pressure ratio PINBYEX is an unknown number, and 1 is compared with this in
吸気排気圧力比PINBYEXが1より大きい場合には過給有りと判断し、ステップ105へ進んで過給判定フラグTBCRG=1とする。 If the intake / exhaust pressure ratio PINBYEX is greater than 1, it is determined that there is supercharging, and the routine proceeds to step 105 where the supercharging determination flag TBCRG = 1.
ステップ106では、図14のステップ51で読み込まれている目標当量比TFBYAから図28に示すテーブルを検索することにより、混合気の比熱比MIXAIRSHRを求め、これをステップ107で不活性ガスの比熱比SHEATRと入れ換える。図28に示したように、混合気の比熱比MIXAIRSHRは、目標当量比TFBYAが小さくなるほど大きくなる値である。
In
ステップ106、107において、不活性ガスの比熱比SHEATRを混合気の比熱比MIXAIRSHRに置き換えるのは、ターボ過給や慣性過給等の過給時を考慮したものである。すなわち、過給時には吸排気弁のオーバーラップ中のガス流れが吸気系から排気系へ向かう(吹き抜ける)ので、この場合においては、上記の仮想オリフィスを通過するガスの比熱比を不活性ガスの比熱比から混合気の比熱比に変更することで、吹き抜けるガス量を精度良く推定し、内部不活性ガス量を精度良く算出するためである。
In
ステップ108では、図17のステップ84または図18のステップ106、107で算出している不活性ガスの比熱比SHEATRに基づき、最小と最大とのチョーク判定しきい値SLCHOKEL、SLCHOKEHを次式により算出する。
In
SLCHOKEL={2/(SHEATR+1)}
^{SHEATR/(SHEATR−1)} …(27a)
SLCHOKEH={−2/(SHEATR+1)}
^{−SHEATR/(SHEATR−1)}…(27b)
これらのチョーク判定しきい値SLCHOKEL、SLCHOKEHは、チョークする限界値を算出している。
SLCHOKER = {2 / (SHEATR + 1)}
^ {SHEATR / (SHEATR-1)} (27a)
SLCHOKEH = {− 2 / (SHEATR + 1)}
^ {-SHEATR / (SHEATR-1)} (27b)
These choke determination threshold values SLCHOKE and SLCHOKEH calculate the limit value for choking.
ステップ108において、(27a)右辺、(27b)右辺の各累乗計算が困難な場合には、(27a)、(27b)式の算出結果を、最小チョーク判定しきい値SLCHOKELのテーブルと最大チョーク判定しきい値SLCHOKEHのテーブルとしてそれぞれエンジンコントローラ31のメモリに予め記憶しておき、不活性ガスの比熱比SHEATRから当該テーブルを検索することにより求めてもよい。
If it is difficult to calculate each power of (27a) right side and (27b) right side in
テップ109では、吸気排気圧力比PINBYEXが、最小チョーク判定しきい値SLCHOKEL以上でかつ最大チョーク判定しきい値SLCHOKEH以下の範囲内にあるか否か、すなわちチョーク状態にないか否かを判定する。吸気排気圧力比PINBYEXが範囲内にある場合にはチョーク無しと判断し、ステップ110に進んでチョーク判定フラグCHOKE(ゼロに初期設定)=0とする。
In
吸気排気圧力比P1NBYEXが範囲内にない場合にはチョーク有りと判断し、ステップ111に進んでチョーク判定フラグCHOKE=1とする。 If the intake / exhaust pressure ratio P1NBYEX is not within the range, it is determined that choke is present, and the routine proceeds to step 111 where the choke determination flag CHOKE = 1.
このようにして過給判定フラグとチョーク判定フラグの設定を終了したら図17に戻り、ステップ86〜88で次の4つの場合分けを行う。 When the setting of the supercharging determination flag and the choke determination flag is thus completed, the process returns to FIG. 17 and the following four cases are performed in steps 86 to 88.
〈1〉過給判定フラグTBCRG=0かつチョーク判定フラグCHOKE=0のとき
〈2〉過給判定フラグTBCRG=0かつチョーク判定フラグCHOKE=0のとき
〈3〉過給判定フラグTBCRG=0かつチョーク判定フラグCHOKE=1のとき
〈4〉過給判定フラグTBCRG=1かつチョーク判定フラグCHOKE=0のとき
そして、上記〈1〉のときにはステップ89に進んで、過給無しかつチョーク無し時のオーバーラップ中の平均吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp1を、上記〈2〉のときにはステップ90に進んで過給無しかつチョーク有り時のオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp2を、上記〈3〉のときにはステップ91に進んで過給有りかつチョーク無し時のオーバーラップ中の平均吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp3を、上記〈4〉のときにはステップ92に進んで過給有りかつチョーク有り時の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp4をそれぞれ算出し、算出結果をオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpに移す。
<1> When supercharging determination flag TBCRG = 0 and choke determination flag CHOKE = 0 <2> When supercharging determination flag TBCRG = 0 and choke determination flag CHOKE = 0 <3> Supercharging determination flag TBCRG = 0 and choke When determination flag CHOKE = 1 <4> When supercharging determination flag TBCRG = 1 and choke determination flag CHOKE = 0 When the above <1>, the routine proceeds to step 89 and overlaps when there is no supercharging and no choke If the average blown back inert gas flow rate MRESOLtmp1 is <2>, the process proceeds to step 90, and the blown back inert gas flow rate MRESOLtmp2 during the overlap when there is no supercharging and choke is present is step 91 when <3>. Go on to overlap when there is supercharging and no choke The average blowback inert gas flow rate MRESOLtmp3 in the case of <4> is advanced to step 92 to calculate the blowback inert gas flow rate MRESOLtmp4 with supercharging and with choke, respectively. Move to active gas flow rate MRESOLtmp.
ここで、過給無しかつチョーク無し時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp1の算出について図19のフローにより説明する
図19(図17ステップ89のサブルーチン)においてステップ121では、図16のステップ73、75で算出されている不活性ガスのガス定数REX、燃焼室5の排気弁閉時期における圧力PEVCを読み込む。
Here, calculation of the inert gas flow rate MRESOLtmp1 during the overlap when there is no supercharging and no choke will be described with reference to the flow of FIG. 19. In
ステップ122では、不活性ガスのガス定数REXと、図17のステップ81で読み込まれている燃焼室5の排気弁閉時期における温度TEVCとに基づき、後述するガス流量の算出式に用いる密度項MRSOLDを次式により算出する。
In
MRSOLD=SQRT{1/(REX×TEVC)} …(28)
ここで、(28)式右辺の「SQRT」はすぐ右のカッコ内の値の平方根を計算させる関数である。
MRSOLD = SQRT {1 / (REX × TEVC)} (28)
Here, “SQRT” on the right side of equation (28) is a function that calculates the square root of the value in the parenthesis on the right.
なお、密度項MRSOLDの平方根計算が困難な場合は、(28)式の算出結果をマップとしてエンジンコントローラ31のメモリに予め記憶しておき、ガス定数REXと燃焼室5の排気弁閉時期における温度TEVCとからそのマップを検索することにより求めてもよい。
If the square root of the density term MRSOLD is difficult to calculate, the calculation result of equation (28) is stored in advance in the memory of the
ステップ123では、図17のステップ84で算出されている不活性ガスの比熱比SHEATRと、図18のステップ102で算出されている吸気排気圧力比PINBYEXとに基づき、後述するガス流量の算出式に用いる圧力差項MRSOLPを次式により算出する。
In
MRSOLP=SQRT[SHEATR/(SHEATR−1)
×{PTNBYEX^(2/SHEATR)
−PTNBYEX^((SHEATR+1)/SHEATR)}]…(29)
ステップ124では、これら密度項MRSOLD、圧力差項MRSOLPと、燃焼室5の排気弁閉時期における圧力PEVCとから、過給無しかつチョーク無し時のオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp1を次式(ガス流量の算出式)により算出し、その算出値をステップ125でオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpに移す。
MRSOLP = SQRT [SHEATR / (SHEATR-1)
× {PTNBYEX ^ (2 / SHEATR)
-PTNBYEX ^ ((SHEATR + 1) / SHEATR)}] (29)
In
MRESOLtmp1=1.4×PEVC×MRSOLD×MRSOLP…(30)
次に、過給無しかつチョーク有り時の吹き返し不活性ガス流量の算出について図20のフローにより説明する
図20(図17ステップ90のサブルーチン)においてステップ131、132では、図19のステップ121、122と同様にして、不活性ガスのガス定数REX、燃焼室5の排気弁閉時期における圧力PEVCを読み込み、これらから前述の(28)式により密度項MRSOLDを算出する。
MRESOLtmp1 = 1.4 × PEVC × MRSOLD × MRSOLP (30)
Next, the calculation of the blown back inert gas flow rate when there is no supercharging and when there is a choke will be described with reference to the flow of FIG. 20. In FIG. 20 (subroutine of step 90 of FIG. 17), in steps 131 and 132,
ステップ133では、図17のステップ84で算出されている不活性ガスの比熱比SHEATRに基づき、チョーク時圧力差項MRSOLPCを次式により算出する。
In
MRSOLPC=SQRT[SHEATR×{2/(SHEATR+1)} ^{(SHEATR+1)/〔SHEATR−1)}]…(31)
なお、(31)式の累乗計算と平方根計算とが困難な場合には、(31)式の算出結果を、チョーク時圧力差項MRSOLPCのテーブルとしてエンジンコントローラ31のメモリに予めに記憶しておき、不活性ガスの比熱比SHEATRからそのテーブルを検索することにより求めてもよい。
MRSOLPC = SQRT [SHEATR × {2 / (SHEATR + 1)} ^ {(SHEATR + 1) / [SHEATR-1)}] (31)
If it is difficult to calculate the power and square root of equation (31), the calculation result of equation (31) is stored in advance in the memory of the
ステップ134では、これら密度項MRSOLD、チョーク時圧力差項MRSOLPCと、燃焼室5の排気弁閉時期における圧力PEVCとから、過給無しかつチョーク有り時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp2を次式により算出し、その算出値をステップ135でオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpに移す。
In
MRESOLtmp2=PEVC×MRSOLD×MRSOLPC …(32)
次に、過給有りかつチョーク無し時の吹き返しガス流量の算出について図21のフローにより説明する
図21(図17ステップ91のサブルーチン)においてステップ141では、吸気圧力センサ44により検出される吸気圧力PINを読み込む。
MRESOLtmp2 = PEVC × MRSOLD × MRSOLPC (32)
Next, calculation of the blowback gas flow rate with supercharging and without choke will be described with reference to the flow of FIG. 21. In FIG. 21 (subroutine of step 91 in FIG. 17), in
ステップ142では、図18のステップ106、107で算出されている不活性ガスの比熱比SHEATRと、図18のステップ102で算出されている吸気排気圧力比PINBYEXとから、過給時圧力差項MRSOLPTを次式により算出する。
In
MRSOLPT=SQRT[SHEATR/(SHEATR−1)
×{PINBYEX^(−2/SHEATR)
−PINBYEX^(−(SHEATR+1)/SHEATR)}]…(33)
なお、(33)式の累乗計算と平方根計算とが困難な場合は、(33)式の算出結果を、過給時圧力差項MRSOLPTのマップとしてエンジンコントローラ31のメモリに予め記憶しておき、不活性ガスの比熱比SHEATRと吸気排気圧力比PINBYEXとからそのマップを検索することにより求めてもよい。
MRSOLPT = SQRT [SHEATR / (SHEATR-1)
× {PINBYEX ^ (-2 / SHEATR)
-PINBYEX ^ (-(SHEATR + 1) / SHEATR)}] (33)
If the power calculation and the square root calculation of Expression (33) are difficult, the calculation result of Expression (33) is stored in advance in the memory of the
ステップ143では、この過給時圧力差項MRSOLPTと吸気圧力PINとに基づいて、過給有りかつチョーク無し時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp3を次式により算出し、その算出値をステップ144でオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpに移す。
In
MRESOLtmp3=−0.152×PIN×MRSOLPT …(34)
ここで、(34)式の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp3は負の値とすることで、オーバーラップ中に吸気系から排気系へ吹き抜ける混合気のガス流量を表すことができる。
MRESOLtmp3 = −0.152 × PIN × MRSOLPT (34)
Here, by setting the blown back inert gas flow rate MRESOLtmp3 in the equation (34) to a negative value, the gas flow rate of the air-fuel mixture blown from the intake system to the exhaust system during the overlap can be expressed.
次に、過給有りかつチョーク有り時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量の算出について図22のフローにより説明する
図22(図17ステップ92のサブルーチン)においてステップ151、152では、図21のステップ141と同じく吸気圧力センサ44により検出される吸気圧力PINを読み込むと共に、図20のステップ132と同じくチョーク時圧力差項MRSOLPCを前述の(31)式により算出する。
Next, the calculation of the flow rate of the inert gas blown back during overlap with supercharging and with choke will be described with reference to the flow of FIG. 22. In FIG. 22 (subroutine of step 92 in FIG. 17), in steps 151 and 152, the step of FIG. Similarly to 141, the intake pressure PIN detected by the
ステップ153では、このチョーク時圧力差項MRSOLPCと吸気圧力PINとに基づいて、過給有りかつチョーク有り時のオーバーラップ中吹き返しガス流量MRESOLtmp4を次式により算出し、その算出値をステップ154でオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpに移す。 In step 153, based on the choke pressure difference term MRSOLPC and the intake pressure PIN, the overlap blowback gas flow rate MRESOLtmp4 with supercharging and with choke is calculated by the following equation, and the calculated value is exceeded in step 154. Transfer to blown inert gas flow rate MRESOLtmp during lap.
MRESOLtmp4=−0.108×PIN×MRSOLPC …(35)
ここで、(35)式の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmp4も、MRESOLtmp3と同様、負の値とすることで、オーバーラップ中に吸気側から排気側へ吹き抜ける混合気のガス流量を表すことができる。
MRESOLtmp4 = −0.108 × PIN × MRSOLPC (35)
Here, the blown back inert gas flow rate MRESOLtmp4 of the equation (35) can also represent a gas flow rate of the air-fuel mixture blown from the intake side to the exhaust side during the overlap, similarly to MRESOLtmp3.
このようにして、過給の有無とチョークの有無との組み合わせにより場合分けした、オーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpの算出を終了したら図17に戻り、ステップ93においてこのオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量MRESOLtmpとオーバーラップ期間中の積算有効面積ASUMOLとから、次式によりオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量MRESOLを算出する。 In this way, when the calculation of the blown back inert gas flow rate MRESOLtmp during the overlap divided according to the combination of the presence or absence of supercharging and the presence or absence of choke is completed, the process returns to FIG. From the inert gas flow rate MRESOLtmp and the integrated effective area ASUMOL during the overlap period, the blown back inert gas amount MRESOL during the overlap is calculated by the following equation.
MRESOL=(MRESOLtmP×ASUMOL×60)
/(NRPM×360) …(36)
このようにしてオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量MRESOLの算出を終了したら図15に戻り、ステップ63において燃焼室5内の排気弁閉時期EVCにおける不活性ガス量MRESCYLと、このオーバーラップ中吹き返しガス量MRESOLとを加算して、つまり次式により内部不活性ガス量MRESを算出する。
MRESOL = (MRESOLtmP × ASUMOL × 60)
/ (NRPM × 360) (36)
When the calculation of the blown back inert gas amount MRESSOL is completed in this way, the process returns to FIG. 15, and in step 63, the inert gas amount MRESCYL at the exhaust valve closing timing EVC in the
MRES=MRESCYL+MRESOL …(37)
前述のように、過給有り時にはオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量(MRESOLtmp3、MRESOLtmp4)が負となるため、上記(36)式のオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量MRESOLも負となり、このとき(37)式によれば、オーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量MRESOLの分だけ内部不活性ガス量が減じられる。
MRES = MRESCYL + MRESSOL (37)
As described above, the flow rate of the inert gas blown back during overlap (MRESOLtmp3, MRESOLtmp4) becomes negative when there is supercharging, and therefore, the amount of blown inert gas MRESOL during overlap of the above equation (36) also becomes negative. According to the equation (37), the internal inert gas amount is reduced by the amount of the blown back inert gas amount MRESOL during the overlap.
このようにして内部不活性ガス量MRESの算出を終了したら図14に戻り、ステップ54においてこの内部不活性ガス量MRESと、目標当量比TFBYAとを用いて、次式により内部不活性ガス率MRESFR(燃焼室5内の総ガス量に対する内部不活性ガス量の割合)を算出する。 When the calculation of the internal inert gas amount MRES is completed in this manner, the flow returns to FIG. 14, and in step 54, the internal inert gas rate MRESFR is calculated by the following equation using the internal inert gas amount MRES and the target equivalent ratio TFBYA. (The ratio of the amount of internal inert gas to the total amount of gas in the combustion chamber 5) is calculated.
MRESFR=MRES
/{MRES+MACYL×(1+TFBYA/14.7)}…(38)
これで内部不活性ガス率MRESFRの算出を総て終了する。
MRESFR = MRES
/{MRES+MACYL×(1+TFBYA/14.7)} (38)
This completes the calculation of the internal inert gas ratio MRESFR.
このように本実施形態によれば、内部不活性ガス量MRESを、燃焼室5の排気弁閉時期における不活性ガス量MRESCYLと、吸排気弁のオーバーラップ中の吹き返しガス量MRESOLとで構成し(図15のステップ63参照)、この場合に、燃焼室5の排気弁閉時期における温度TEV及び圧力PEVCを算出し(図16のステップ74、75)、これら温度TEVC、圧力PEVCと不活性ガスのガス定数REXとに基づいて状態方程式(上記(24)式)により燃焼室5の排気弁閉時期における不活性ガス量MRESCYLを算出する(図16のステップ76参照)ようにしたので、特に、燃焼室5内部の状態量(PEVC、VEVC、TEVC)が刻々と変化する過渡運転時においても、運転条件に関わらず精度良く燃焼室5の排気弁閉時期における不活性ガス量MRESCYLを算出(推定)できる。
As described above, according to the present embodiment, the internal inert gas amount MRES is configured by the inert gas amount MRESCYL when the exhaust valve of the
また、燃焼室5の排気弁閉時期における温度TEVC及び圧力PEVC、不活性ガスのガス定数REX及び比熱比SHEATR、吸気圧力PINに基づいてオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量(MRESOLtmp1、MRESOLtmp2)を算出し(図19、図20参照)、このガス流量にオーバーラップ中の積算有効面積ASUMOLを乗算して、オーバーラップ中の吹き返しガス量MRESOLを算出する(図17のステップ93参照)ようにしたので、精度良くオーバーラップ中吹き返しガス量MRESOLを算出(推定)できる。
In addition, based on the temperature TEVC and pressure PEVC of the
このように、燃焼室5の排気弁閉時期における不活性ガス量MRESCYL、オーバーラップ中吹き返しガス量MRESOLとも精度良く算出(推定)できると、これらの和である内部不活性ガス量MRESも精度良く算出(推定)できることになり、この精度良く推定することが可能となった内部不活性ガス量MRESに基づいて算出される内部不活性ガス率MRESFRを、点火時期の算出に用いる燃焼室5内の吸気弁閉時期IVCにおける温度TINIに活かすことで(図5のステップ13参照)、燃焼室5内の吸気弁閉時期IVCにおける温度TINIを精度良く算出できる。また、精度良く推定することが可能となった内部不活性ガス量MRESを、燃料噴射量、バルブ開閉タイミング(オーバーラップ量)などにも活かすことで、エンジンを適切に制御することが可能である。
As described above, if both the inert gas amount MRESCYL and the overlapped blow-back gas amount MRESSOL in the
また、不活性ガスのガス定数REXや不活性ガスの比熱比SHEATRは、目標当量比TFBYAに応じた値としているので(図24、図27参照)、理論空燃比を外れた空燃比での運転時(例えば理論空燃比よりもリーンな空燃比で運転を行うリーン運転時、冷間始動時のようにエンジンが元々不安定な状態を安定させるために理論空燃比の空燃比よりもリッチ側の空燃比で運転するエンジン始動直後、同じく大きな出力が要求されるために理論空燃比の空燃比よりもリッチ側の空燃比で運転する全負荷運転時)にも、燃焼室5の排気弁閉時期における不活性ガス量MRESCYL、オーバーラップ中吹き返しガス量MRESOL、これらの合計である内部不活性ガス量MRES、これに基づく内部不活性ガス率MRESFRを精度良く算出できる。
Further, since the gas constant REX of the inert gas and the specific heat ratio SHEATR of the inert gas are values corresponding to the target equivalent ratio TFBYA (see FIGS. 24 and 27), the operation is performed at an air-fuel ratio that deviates from the theoretical air-fuel ratio. (E.g. during lean operation where the air / fuel ratio is leaner than the stoichiometric air / fuel ratio, in order to stabilize the engine's originally unstable state, such as during cold start, the engine is on the rich side of the stoichiometric air / fuel ratio. Immediately after starting the engine operating at the air-fuel ratio, since the same large output is required, the exhaust valve closing timing of the
また、オーバーラップ期間の積算有効面積ASUMOLを仮想オリフィスの面積とし、この仮想オリフィスを排気が燃焼室5から吸気系へと吹き抜けると仮定しているので、オーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量MRESOLの算出が簡略化されている。
Further, since the accumulated effective area ASUMOL during the overlap period is defined as the area of the virtual orifice, and it is assumed that the exhaust gas is blown through the virtual orifice from the
これで燃焼室5内の内部不活性ガス率MRESFRの算出についての説明を終了し、次にはノック限界点火時期KNOCKcalの算出について説明する。
This completes the description of the calculation of the internal inert gas ratio MRESFR in the
ここでは、まず新たに創出したノック制御の考え方について説明する。図29はノック発生時の燃焼室5内の圧力履歴を示している。高周波分を取り除いた平均圧力を改めて描いてみると、自着火時期θknk(ノック発生時期)に燃焼室5内の圧力が一気に上昇していることがわかる。このノックによる圧力上昇は燃焼室5内の未燃混合気が等容燃焼した結果で生じるとみなして、その圧力上昇分dPを次のように熱力学の計算式により算出する。
Here, the concept of the newly created knock control will be described first. FIG. 29 shows the pressure history in the
いま、未燃燃料量MUBの未燃ガスが等容燃焼で全て燃えると仮定すると、熱力学より発熱量Qは次式で与えられる。 Assuming that all the unburned gas of the unburned fuel amount MUB burns by equal volume combustion, the calorific value Q is given by the following equation from thermodynamics.
Q=CF#×MUB …(補4)
ただし、CF#:燃料の低位発熱量、
一方、この発熱量Qにより燃焼室5内のガス温度が上昇するので、この温度上昇分をΔTとすれば次式が成立する。
Q = CF # × MUB (Supplement 4)
Where CF #: lower heating value of fuel,
On the other hand, the gas temperature in the
Q=Cv×M×ΔT …(補5)
ただし、M:燃焼室5内の全てのガスの質量、
Cv:既燃ガスの定容比熱、
(補4)、(補5)の両式は等しいと置いて温度上昇分ΔTについて解くと次式が得られる。
Q = Cv × M × ΔT (Supplement 5)
Where M is the mass of all gases in the
Cv: constant volume specific heat of burned gas,
If both equations of (Supplement 4) and (Supplement 5) are equal, and solving for the temperature rise ΔT, the following equation is obtained.
ΔT=(CF#×MUB)/(Cv×M) …(補6)
気体の状態方程式PV=nRTの両辺を微分する(ただし、定容変化であるためVは一定)。
ΔT = (CF # × MUB) / (Cv × M) (Supplement 6)
Differentiate both sides of the gas equation of state PV = nRT (however, V is constant because of constant volume change).
V×dP=dn×R×T+n×R×dT …(補7)
ここで、ノックが発生するような状態ではモル数nの変化は小さいため、(補7)式右辺のdn=0として次式を得る。
V × dP = dn × R × T + n × R × dT (Supplement 7)
Here, since the change in the number of moles n is small in a state where knocking occurs, the following equation is obtained with dn = 0 on the right side of Equation (7).
dP=(n×R/V)×dT …(補8)
(補8)、(補6)の両式より温度上昇分dT(=ΔT)を消去し圧力上昇分dPについて整理すると最終的に次式を得る。
dP = (n × R / V) × dT (Supplement 8)
If the temperature rise dT (= ΔT) is eliminated from both equations (Auxiliary 8) and (Auxiliary 6) and the pressure rise dP is arranged, the following equation is finally obtained.
dP=n×R×CF#×MUB/(V×Cv×M)…(補9)
すなわち、(補9)式は、未燃燃料量MUB、燃焼室5の自着火時期における容積V、既燃ガスの定容比熱Cv、燃焼室5内の全てのガスの質量M、燃焼室5内の全てのガスの総モル数nが分かれば、圧力上昇分DPを計算式により求めることができることを示している。
dP = n * R * CF # * MUB / (V * Cv * M) (Supplement 9)
That is, (Supplement 9) is obtained by calculating the unburned fuel amount MUB, the volume V of the
この場合、燃焼室5の自着火時期は公知の手法を用いて求めることができる。公知の手法とは、単位クランク角毎に燃焼室5内の温度及び圧力を算出して図30Aまたは図30Bよりその温度、圧力に対する1/τを求め、この1/τを積算した値が1となるときのクランク角を自着火時期θknkとするものである。ここで、図30Aまたは図30Bのτは燃焼室5内の燃料が自着火にいたるまでの時間である。自着火時期θknkが求まれば、この自着火時期θknkから燃焼室5の自着火時期における容積Vknkが機械的に求まる。
In this case, the self-ignition timing of the
なお、第1実施形態ではガソリンを燃料としている場合に、この燃料のオクタン価推定値OCTESTを算出するようにしており、このオクタン価推定値OCTESTの燃料のときの1/τを算出する必要がある。このため、図30Aに示すオクタン価100(最大オクタン価)の燃料での1/τと、図30Bに示すオクタン価80(最小オクタン価)の燃料での1/τとに基づいてオクタン価推定値OCTESTの燃料での1/τを算出するようにしている(後述する)。 In the first embodiment, when gasoline is used as the fuel, the octane number estimated value OCTEST of this fuel is calculated, and it is necessary to calculate 1 / τ for the fuel of this octane number estimated value OCTEST. For this reason, the fuel with the estimated octane number OCTEST is 1 / τ based on the octane number 100 (maximum octane number) shown in FIG. 30A and 1 / τ based on the octane number 80 (minimum octane number) fuel shown in FIG. 30B. 1 / τ is calculated (described later).
一方、自着火時期θknkが分かれば図31より自着火時の燃焼質量割合BRknkを求めることができ、この自着火時の燃焼質量割合BRknkと燃料量QINJとから次の計算式により未燃燃料量MUBを求めることができる。すなわち、燃料量QINJのうちBRknkが既に燃焼している割合であるから、残りの1−BRknkがまだ燃焼していない割合となる。 On the other hand, if the self-ignition timing θknk is known, the combustion mass ratio BRknk at the time of self-ignition can be obtained from FIG. 31, and the unburned fuel amount is calculated from the combustion mass ratio BRknk at the time of self-ignition and the fuel amount QINJ by the following formula. MUB can be determined. That is, since BRknk is already combusted in the fuel amount QINJ, the remaining 1-BRknk is not combusted yet.
MUB=QINJ×(1−BRknk) …(補10)
ただし、図31では計算を簡単にするため、燃焼開始遅れ期間、初期燃焼期間、主燃焼期間の3つ分け、各期間の特性を直線で近似している。
MUB = QINJ × (1-BRknk) (Supplement 10)
However, in FIG. 31, in order to simplify the calculation, the combustion start delay period, the initial combustion period, and the main combustion period are divided into three, and the characteristics of each period are approximated by a straight line.
この場合、図31の特性はエンジンの負荷や回転速度が相違しても変わらないので、エンジン仕様が定まれば一義的に定まることから、運転条件の相違毎に適合する必要はない。 In this case, the characteristics shown in FIG. 31 do not change even if the engine load or the rotational speed is different. Therefore, if the engine specifications are determined, the characteristics are uniquely determined.
次に、既燃ガスの定容比熱Cvについても次のように熱力学の計算式により算出することができる。すなわち、定圧比熱Cpの定義はCp=(∂E/∂T)pであるから、この式を積分すると次式を得る。 Next, the constant volume specific heat Cv of burned gas can also be calculated by a thermodynamic calculation formula as follows. That is, since the definition of the constant pressure specific heat Cp is Cp = (∂E / ∂T) p, when this equation is integrated, the following equation is obtained.
∫dE=Cp×∫dT …(補11)
∴E=Cp×T …(補12)
(補12)式より定圧比熱Cpは次式で与えられる。
∫dE = Cp × ∫dT (Supplement 11)
∴E = Cp × T (Supplement 12)
From the formula (Supplement 12), the constant pressure specific heat Cp is given by the following formula.
Cp=E/T …(補13)
一方、理想気体で等圧変化のときにはCp−Cv=Rが成立するので、この式と(補13)式より定圧比熱Cpを消去し定容比熱Cvについて整理すると最終的に次式が得られる。
Cp = E / T (Supplement 13)
On the other hand, Cp−Cv = R is established when the pressure is constant and the ideal gas is changed. Therefore, when the constant pressure specific heat Cp is eliminated from this equation and (Equation 13) and the constant volume specific heat Cv is arranged, the following equation is finally obtained. .
Cv=E/T−R …(補14)
ただし、E:エンタルピ、
T:燃焼室5内の自着火時時期における平均温度、
上記(補9)式の燃焼室5内の全てのガスの質量Mは次式により計算できる。
Cv = E / TR (Supplement 14)
E: Enthalpy,
T: Average temperature at the time of self-ignition in the
The mass M of all gases in the
M=MRES+MACYL+QINJ …(補15)
ただし、MRES:内部不活性ガス量、
MACYL:シリンダ新気量、
QINJ:燃料量、
このように、未燃燃料量MUB、既燃ガスの定容比熱Cv、燃焼室5内の全てのガスの質量Mも(補10)、(補14)、(補15)の計算式によりそれぞれ求めることができることがわかる。残る未知数は、上記(補9)式の燃焼室5内の全てのガスの総モル数n、(補14)式のエンタルピE及び燃焼室5内の自着火時期における平均温度T(=TE)である。
M = MRES + MACYL + QINJ (Supplement 15)
Where MRES: amount of internal inert gas,
MACYL: Cylinder fresh air volume,
QINJ: Fuel amount,
In this way, the unburned fuel amount MUB, the constant volume specific heat Cv of the burned gas, and the mass M of all the gases in the
ここで、上記(補9)式の燃焼室5内の全てのガスの総モル数n及び各成分ガスのモル数は燃焼の基礎式を用いて計算により求めることができ、各成分ガスのモル数と実験式とを用いて(補14)式のエンタルピEを計算することができる。燃焼室5内の自着火時期における平均温度TEも熱力学の式を用いて計算により求めることができる。
Here, the total number of moles n of all the gases in the
このように、ノックによる圧力上昇分dPを、テーブルやマップに頼らずにほぼ計算式により求められるように構成しているのであり、これによりテーブルやマップ作成に要する実験の工数と時間を大幅に削減することができる。 In this way, the pressure increase dP due to knocking is configured so that it can be obtained almost by calculation formula without relying on a table or map, thereby greatly reducing the man-hours and time required for creating a table or map. Can be reduced.
後は、このようにして得た圧力上昇分dPとノックとを関連させることであり、このdPをノック強度推定値に換算する。 After that, the pressure increase dP obtained in this way is related to the knock, and this dP is converted into a knock strength estimated value.
次に、ノック限界点火時期KNOCKcalの算出を以下のフローチャートを参照しながら詳述する。 Next, calculation of the knock limit ignition timing KNOCKcal will be described in detail with reference to the following flowchart.
図32、図33(図2のステップ2のサブルーチン)はノック限界点火時期KNOCKcalを算出するためのもので、クランク角が所定の時期(例えばMBTCAL)になると実行する。なお、以下では前述のフローで既に求めている物理量を重複して求めているような部分もあるが、説明する。
32 and 33 (subroutine of
図32においてステップ201では、図14のステップ52、53で算出されているシリンダ新気量MACYL[g]及び内部不活性ガス量MRES[g]、燃料量QINJ[g]、図10のステップ171で算出されている初期燃焼期間BURN1[deg]、図12のステップ191で算出されている主燃焼期間BURN2[deg]、図13のステップ43で算出されている基本点火時期MBTCAL[degBTDC]のほか、図5のステップ17で算出されている点火無駄時間相当値IGNDEAD[deg]、温度センサ43により検出されるコレクタ内温度TCOL[K]、温度センサ45より検出される排気温度TEXH[K]、圧力センサ44により検出されるコレクタ内圧力PCOL[Pa]を読み込む。なお、燃料量QINJ[g]は燃料噴射パルス幅TI[ms]に比例させて求めればよい。
32, in
ステップ202ではシリンダ新気量MACYL[g]をWIDRY[g]に、内部不活性ガス量MRES[g]をMASSZ[g]に移す。これらWIDRY、MASSZは、ノック強度指標KNKIの算出にのみ用いるために導入したもので、WIDRYはシリンダ新気量、MASSZは内部不活性ガス量である。
In
ステップ203では基本点火時期MBTCAL[degBTDC]と点火無駄時間相当クランク角IGNDEAD[deg]を減算した値(つまり燃焼開始時のクランク角)をクランク角θ[degBTDC]にセットする。
In
ステップ204では燃焼室5の圧縮開始時温度TC0[K]を次式により算出する。
In
TC0={(WIDRY+QINJ)×TCOL+MASSZ×TEXH}
/(WIDRY+QINJ+MASSZ) …(60)
ここでは、不活性ガスと新気の比熱を等しくして式を簡略化している。
TC0 = {(WIDRY + QINJ) × TCOL + MASSZ × TEXH}
/ (WIDRY + QINJ + MASSZ) (60)
Here, the specific heat of the inert gas and fresh air is made equal to simplify the equation.
ステップ205では燃焼室5の圧縮開始時圧力PC0[Pa]を算出する。これは圧力センサ44により検出される吸気弁閉時期IVCのコレクタ内圧力PCOLをPC0とすればよい。
In
ステップ206〜208はオクタン価推定値OCTESTの燃料に対する1/τを算出する部分である。最大オクタン価から最小オクタン価までの複数の異なるオクタン価毎に1/τのマップを備えさせるとROM容量が大きくなり過ぎるので、ここでは最大オクタン価(例えば100)の燃料に対する1/τのマップと、最小オクタン価(例えば80)の燃料に対する1/τのマップとだけ持たせておき、最大オクタン価と最小オクタン価の間にあるオクタン価(オクタン価推定値OCTEST)の燃料に対する1/τは、それらオクタン価100の燃料での1/τと、オクタン価80の燃料での1/τとの間を補間計算して算出する。
Steps 206 to 208 are parts for calculating 1 / τ of the estimated octane number OCTEST for the fuel. If a 1 / τ map is provided for each of a plurality of different octane numbers from the maximum octane number to the minimum octane number, the ROM capacity becomes too large. Therefore, here, the 1 / τ map for the fuel having the maximum octane number (for example, 100) and the minimum octane number Only 1 / τ map for (for example, 80) fuels, and 1 / τ for fuels with an octane number (octane number estimated value OCTEST) between the maximum octane number and the minimum octane number are the fuels of those
具体的にはステップ206、207で圧縮開始時温度TC0と圧縮開始時圧力PC0とから図30A、図30Bを内容とするマップをそれぞれ検索することによりオクタン価100の燃料での1/τ、オクタン価80の燃料での1/τを算出する。各1/τは図30A、図30Bのように温度、圧力が大きくなるほど大きくなる値である。また、温度、圧力が同じであれば、オクタン価100の燃料での1/τのほうが、オクタン価80の燃料での1/τより大きい傾向を示す。従って、ステップ208ではオクタン価推定値OCTESTの燃料での1/τを次式(補間計算式)により算出する。
Specifically, in steps 206 and 207, by searching the maps having the contents shown in FIGS. 30A and 30B from the compression start temperature TC0 and the compression start pressure PC0, 1 / τ and octane number 80 for the fuel having the
1/τEST=1/τ80+(OCTEST−80)
×(1/τ100−1/τ80)/(100−80)
…(補17)
ただし、1/τEST:オクタン価推定値OCTESTの燃料での1/τ、
1/τ100:オクタン価100の燃料での1/τ、
1/τ80 :オクタン価80の燃料での1/τ、
ここで、オクタン価推定値OCTESTの算出については図38により後述する。
1 / τEST = 1 / τ80 + (OCTEST-80)
× (1 / τ100-1 / τ80) / (100-80)
... (Supplement 17)
Where 1 / τEST: 1 / τ in the fuel of the estimated octane number OCTEST
1 / τ100: 1 / τ with 100-octane fuel
1 / τ80: 1 / τ with fuel of octane number 80
Here, calculation of the estimated octane value OCTEST will be described later with reference to FIG.
ステップ209ではこのオクタン価推定値OCTESTの燃料での1/τをSUMに加算する。SUMは1/τの積算値を表す。積算値SUMの初期値はゼロである。
In
ステップ210ではこの積算値SUMと1とを比較する。積算値SUMが1に満たないときには自着火したタイミングでないのでステップ211に進んで現在のクランク角θと所定値const01を比較する。ここで、所定値const01には点火後のノックがもう生じないクランク角位置(例えば90degATDC)を設定している。現在のクランク角θが所定値const01を超えていないときにはステップ212に進み、クランク角を所定角度const02(例えば1deg)だけ進める。
In
ステップ213では燃焼室5内の瞬間圧縮比εθを算出する。この瞬間圧縮比εθは燃焼室5の隙間容積Vcを燃焼室5の現在のクランク角θにおける容積で除算した値の逆数である。燃焼室5の現在のクランク角θにおける容積はピストン6のストローク位置つまりエンジンのクランク角により定まるので、クランク角θをパラメータとするテーブルを予め作成しておき現在のクランク角θからこのテーブルを検索することにより求めればよい。
In step 213, the instantaneous compression ratio εθ in the
ステップ214では現在のクランク角θのときの燃焼質量割合BRを算出する。これには、まず現在のクランク角θから、燃焼質量割合を求めるためのクランク角Θ[degATDC]を算出する。
In
この場合、変数としてのクランク角Θは圧縮上死点TDCを基準のゼロとしてこれより遅角側をプラス、これより進角側をマイナスに採った値であり、このクランク角Θ[degATDC]を用いると燃焼質量割合BRは次のような一次式となる。 In this case, the crank angle Θ as a variable is a value obtained by taking the compression top dead center TDC as a reference zero and adding the retard side to the plus and the advance side minus to the crank angle Θ [degATDC]. When used, the combustion mass ratio BR becomes the following linear expression.
燃焼遅れ期間;
BR=0 …(61)
初期燃焼期間;
BR=SS1×(Θ+MBTCAL−IGNDEAD) …(62)
主燃焼期間 ;
BR=0.02+SS2×(Θ+MBTCAL−IGNDEAD−BURN1)
…(63)
ただし、SS1:0.02/BURN1、
SS2:0.58/BURN2、
従って、算出したクランク角Θが燃焼遅れ期間にあるときには(61)式により、初期燃焼期間にあるときには(62)式により、主燃焼期間にあるときには(63)式により燃焼質量割合を算出する。
Combustion delay period;
BR = 0 (61)
Initial combustion period;
BR = SS1 × (Θ + MBTCAL−IGNEAD) (62)
Main combustion period;
BR = 0.02 + SS2 × (Θ + MBTCAL-IGNDEAD-BURN1)
... (63)
However, SS1: 0.02 / BURN1,
SS2: 0.58 / BURN2,
Accordingly, the combustion mass ratio is calculated by the equation (61) when the calculated crank angle Θ is in the combustion delay period, by the equation (62) when in the initial combustion period, and by the equation (63) when in the main combustion period.
ステップ215、216では燃焼室5内の燃料が燃焼したときの平均温度TC[K]と平均圧力PC[Pa]を次式により算出する。
In
TC=TC0×εθ^0・35
+CF#×QINJ×BR/(MASSZ+WIDRY+QINJ)
…(64)
PC=PC0×εθ^1.35×TC/TC0/εθ^0.35…(65)
ただし、εθ :瞬間圧縮比、
CF#:燃料の低位発熱量、
(64)、(65)式は燃焼室5内でガスが断熱圧縮されると共に定容変化で燃焼すると仮定したときの式である。すなわち、(64)式右辺第1項が断熱圧縮後の温度を、(65)式右辺のPC0×εθ^1.35が断熱圧縮後の圧力を、これに対して(64)式右辺第2項が定容変化で燃焼により温度上昇した分を、(65)式右辺のTC/TC0/εθ^0.35が定容変化での燃焼による圧力上昇率を表している。
TC = TC0 × εθ ^ 0 ・ 35
+ CF # × QINJ × BR / (MASSZ + WIDRY + QINJ)
... (64)
PC = PC0 × εθ ^ 1.35 × TC / TC0 / εθ ^ 0.35 (65)
Where εθ is the instantaneous compression ratio,
CF #: Lower heating value of fuel,
The equations (64) and (65) are equations when it is assumed that the gas is adiabatically compressed in the
ステップ217では燃焼室5内の未燃混合気の温度Tubを次式により算出する。
In
Tub=TC0×εθ^0・35×(PC/PC0/εθ^1.35)
^(0.35/1.35) …(66)
(66)式は燃焼室5内でガスが断熱圧縮されると共に、(64)式とは相違して、可逆断熱変化で燃焼すると仮定したときの式である。すなわち、(66)式右辺のTC0×εθ^0.35が断熱圧縮後の温度を、(66)式右辺の(PC/PC0/εθ^1.35)^(0.35/1.35)が可逆断熱変化での燃焼による温度上昇率を表している。
Tub = TC0 × εθ ^ 0 · 35 × (PC / PC0 / εθ ^ 1.35)
^ (0.35 / 1.35) (66)
The equation (66) is an equation when it is assumed that the gas is adiabatically compressed in the
なお、未燃混合気の圧力は上記(65)式の平均圧力PCと等しいと仮定する。 It is assumed that the pressure of the unburned mixture is equal to the average pressure PC in the above equation (65).
ここで、(64)式の平均温度TCと、(66)式の未燃混合気の温度Tubとの違いは次のようなものである。すなわち、(64)式の平均温度TCは燃焼室5内で発生した熱が燃焼室5内の全てのガスを昇温させると仮定したときの温度である。これに対して、(66)式の未燃混合気温度Tubは燃焼室5内でガスが既燃ガスと未燃ガスの2つに分離された状態にあり、燃焼室5内で発生した熱は既燃ガスのみを昇温させると仮定したときの温度である。そして、未燃混合気の自着火により急激な圧力上昇が生じてノックが発生する。
Here, the difference between the average temperature TC of the equation (64) and the temperature Tub of the unburned mixture of the equation (66) is as follows. That is, the average temperature TC in the equation (64) is a temperature when it is assumed that the heat generated in the
この後はステップ206に戻り、ステップ206、207において、初回に用いた燃焼開始時温度TC0と燃焼開始時圧力PC0に代えて、今度はステップ216、217で得ている未燃混合気温度Tubと未燃混合気圧力(=PC)から図30A、図30Bを内容とするマップをそれぞれ検索することによりオクタン価100の燃料での1/τとオクタン価80の燃料での1/τとを算出する。そしてステップ208ではこれら2つの1/τに基づいてオクタン価推定値OCTESTの燃料での1/τを上記の(補17)式を用いて算出し、算出したオクタン価推定値OCTESTの燃料での1/τをステップ209で積算値SUMに積算する。そして、積算後のSUMと1をステップ210で、また現在のクランク角θと所定値const01をステップ211で比較する。積算値SUMが1に満たずかつクランク角θが所定値const02を超えていない場合にはステップ212〜217の操作を行って燃焼室平均圧力PCと未燃混合気温度Tubを算出し、再びステップ206〜217の操作を繰り返す。
Thereafter, the process returns to Step 206. In Steps 206 and 207, instead of the initial combustion start temperature TC0 and the combustion start pressure PC0, the unburned mixture temperature Tub obtained in
このようにクランク角θを所定値const02進める毎に燃焼室平均圧力PCと未燃混合気温度Tubを算出し直してオクタン価推定値OCTESTの燃料での1/τを算出しこれを積算値SUMに積算することで、ステップ209における積算値SUMが1に向かって徐々に大きくなってゆく。
Thus, every time the crank angle θ is advanced by the predetermined value const02, the combustion chamber average pressure PC and the unburned mixture temperature Tub are recalculated to calculate 1 / τ in the fuel of the estimated octane number OCTEST, and this is used as the integrated value SUM. By integrating, the integrated value SUM in
やがて積算値SUMが1以上となったときには自着火時期(ノック発生時期)になったと判断し、ステップ210より図33のステップ218に進んでそのときのクランク角θを自着火時期θknkに移す。
When the integrated value SUM eventually becomes 1 or more, it is determined that the self-ignition timing (knock occurrence time) has come, and the routine proceeds from
図33のステップ219では、自着火時の燃焼質量割合BRknkを算出する。これは自着火時期θknkが初期燃焼期間にあるときにはこの自着火時期θknkを圧縮上死点TDCを基準とする上記のクランク角Θに変換し、その変換したクランク角Θを上記の(62)式に、また自着火時期θknkが主燃焼期間にあるときにはこの自着火時期θknkを圧縮上死点TDCを基準とする上記のクランク角Θに変換し、その変換したクランク角Θを上記の(63)式にそれぞれ代入することによって求めることができる。 In step 219 of FIG. 33, a combustion mass ratio BRknk at the time of self-ignition is calculated. This is because when the auto-ignition timing θknk is in the initial combustion period, the auto-ignition timing θknk is converted into the crank angle Θ based on the compression top dead center TDC, and the converted crank angle Θ is expressed by the above equation (62). In addition, when the self-ignition timing θknk is in the main combustion period, the self-ignition timing θknk is converted into the crank angle Θ based on the compression top dead center TDC, and the converted crank angle Θ is converted into the above (63) It can be obtained by assigning each to the formula.
ステップ220では、燃焼室5の自着火時θknkにおける平均温度TEを算出する。これは上記(64)式右辺の燃焼質量割合BRに1.0を代入して得られる燃焼室5の平均温度TCを燃焼室5の自着火時平均温度TEとして求めればよい。
In step 220, an average temperature TE at the time of self-ignition of the
ステップ221では、燃焼室5の自着火時期θknkにおける容積Vknkを算出する。燃焼室5の自着火時期θknkにおける容積Vknkは、燃焼室5の現在のクランク角θにおける容積と同様に、ピストン6のストローク位置つまりエンジンのクランク角により定まるので、クランク角θをパラメータとするテーブルを予め作成しておき自着火時θknkからこのテーブルを検索することにより求めればよい。
In step 221, the volume Vknk of the
ステップ222では燃料量QINJ[g]と自着火時の燃焼質量割合BRknkとから自着火時の未燃燃料量MUB[g]を次式により算出する。 In step 222, the unburned fuel amount MUB [g] at the time of self-ignition is calculated from the fuel amount QINJ [g] and the combustion mass ratio BRknk at the time of self-ignition by the following equation.
MUB=QINJ×(1−BRknk) …(67)
(67)式は上記(補10)式そのものである。
MUB = QINJ × (1-BRknk) (67)
The expression (67) is the above (complement 10) itself.
ステップ223では総ガスモル数MLALLを算出する。これについては図34のフローにより説明する。 In step 223, the total gas mole number MLALL is calculated. This will be described with reference to the flowchart of FIG.
図34(図33ステップ223のサブルーチン)において、ステップ241では図32のステップ202で算出されている内部不活性ガス量MASSZ[g]、シリンダ新気量WIDRY[g]、燃料量QINJ[g]を読み込み、ステップ242で燃焼室5の内部不活性ガス率RTOEGRを次式により算出する。
34 (subroutine of step 223 in FIG. 33), in step 241, the internal inert gas amount MASSZ [g], the cylinder fresh air amount WIDRY [g], and the fuel amount QINJ [g] calculated in
RTOEGR=MASSZ/(MASSZ+WIDRY+QINJ)…(68)
ステップ243では燃焼室5内の燃料が全て燃焼した(つまりBR=1)ときの各ガス成分のモル数を算出する。ただし、ガス成分としては、燃料のほかは、O2、N2、CO2、CO、H2Oに限定する。また、ガソリンの燃料組成をC7H14で近似している。
RTOEGR = MASSZ / (MASSZ + WIDRY + QINJ) (68)
In step 243, the number of moles of each gas component when all the fuel in the
まず、燃料量QINJ[g]の燃料が燃焼した後に発生する総排出ガスのモル数WEDRY[mol]と排出ガス中のO2、N2、CO2、CO、H2Oといったそれぞれのガス成分のモル数XEO2[mol]、XEN2[mol]、XECO2[mol]、XECO[mol]、XEH2O[mol]を次のように算出する。 First, the number of moles WEDRY [mol] of the total exhaust gas generated after the fuel amount QINJ [g] is combusted and the respective gas components such as O 2 , N 2 , CO 2 , CO, and H 2 O in the exhaust gas The number of moles of XEO2 [mol], XEN2 [mol], XECO2 [mol], XECO [mol], and XEH2O [mol] is calculated as follows.
総排出ガス;WEDRY=MIDRY#×WlDRY−QlNJ
/(B#×AC#+A#×AH)×(A#/4) …(69.1)
酸素 ;XEO2 ={MIDRY#×WlDRY×0.21−QINJ
/(B#×AC#+A#×AH)×(B#+A#/4)}
/WEDRY …(69.2)
二酸化炭素;XECO2={QINJ/(B#×AC#+A#×AH#)×B#}
/WEDRY …(69.3)
一酸化炭素;XECO =0 …(69.4)
窒素 ;XEN2 =1−XEO2−XECO2−XECO …(69.5)
水 ;XEH2O={MIDRY#×WIDRY×15/745
+QINJ/(B#×AC#+A#×AH#)
×A#/2}/WEDRY …(69.6)
ただし、MIDRY#:1g当たりの新気ガスのモル数
AH#:水素のモル質量、
AC#:炭素のモル質量、
A#、B#:定数、
ここで、ガソリンの組成をC7H14で近似しているため、定数A#は14、定数B#は7である。
Total exhaust gas; WEDRY = MIDRY # × WlDRY-QlNJ
/ (B # × AC # + A # × AH) × (A # / 4) (69.1)
Oxygen; XEO2 = {MIDRY # × WlDRY × 0.21-QINJ
/ (B # × AC # + A # × AH) × (B # + A # / 4)}
/ WEDRY (69.2)
Carbon dioxide; XECO2 = {QINJ / (B # × AC # + A # × AH #) × B #}
/ WEDRY (69.3)
Carbon monoxide; XECO = 0 (69.4)
Nitrogen: XEN2 = 1-XEO2-XECO2-XECO (69.5)
Water; XEH2O = {MIDRY # × WIDRY × 15/745
+ QINJ / (B # × AC # + A # × AH #)
× A # / 2} / WEDRY (69.6)
However, MIDRY #: Number of moles of fresh gas per gram
AH #: molar mass of hydrogen,
AC #: molar mass of carbon,
A #, B #: constant,
Here, since the composition of gasoline is approximated by C 7 H 14 , the constant A # is 14 and the constant B # is 7.
次に、燃焼サイクル初期の各ガス成分のモル数WGAS[mol]、WEGR[mol]、WO2[mol]、WN2[mol]、WCO2[mol]、WCO[mol]、WH2O[mol]を次のように算出する。 Next, the number of moles of each gas component at the initial stage of the combustion cycle WGAS [mol], WEGR [mol], WO2 [mol], WN2 [mol], WCO2 [mol], WCO [mol], WH2O [mol] Calculate as follows.
燃料 ;WGAS=QINJ/(B#×AC#+A#×AH#)
…(70.1)
不活性ガス;WEGR=MIDRY#×WIDRY×RTOEGR…(70.2)
酸素 ;WO2 =MIDRY#×WIDRY×0.21+WEGR×XEO2
…(70.3)
窒素 ;WN2 =MIDRY#×WIDRY×0.89+WEGR×XEN2
…(70.4)
二酸化炭素;WCO2=WEGR×XECO2 …(70.5)
一酸化炭素;WCO =WEGR×XECO …(70.6)
水 ;WH2O=MIDRY#×WIDRY×15/745
+WEGR×XEH2O …(70.7)
次に、全て燃焼した(つまりBR=1)ときの各ガス成分のモル数MLGAS[mol]、MLO2[mol]、MLN2[mol]、MLCO2[mol]、MLCO[mol]、MLH2O[mol]を次のように算出する。
Fuel: WGAS = QINJ / (B # × AC # + A # × AH #)
... (70.1)
Inert gas; WEGR = MIDRY # × WIDRY × RTOEGR (70.2)
Oxygen: WO2 = MIDRY # × WIDRY × 0.21 + WEGR × XEO2
... (70.3)
Nitrogen; WN2 = MIDRY # × WIDRY × 0.89 + WEGR × XEN2
... (70.4)
Carbon dioxide; WCO2 = WEGR × XECO2 (70.5)
Carbon monoxide; WCO = WEGR × XECO (70.6)
Water; WH2O = MIDRY # × WIDRY × 15/745
+ WEGR × XEH2O (70.7)
Next, the number of moles MGLAS [mol], MLO2 [mol], MLN2 [mol], MLCO2 [mol], MLCO [mol], MLH2O [mol] of each gas component when all are combusted (that is, BR = 1). Calculate as follows.
燃料 ;MLGAS=WGAS−QINJ/(B#×AC#+A#×AH#)
…(71.1)
酸素 ;MLO2 =WO2−(B#+A#/4)×QlNJ
/(B#×AC#+A#×AH#) …(71.2)
窒素 ;MLN2 =WN2 …(71.3)
二酸化炭素;MLCO2=WCO2+B#×QINJ
/(B#×AC#+A#×AH#) …(71.4)
一酸化炭素;MLCO =WCO …(71.5)
水 ;MLH2O=WH2O+A#/2×QINJ
/(B#×AC#+A#×AH#) …(71.6)
これで、燃焼室5内の燃料が全て燃焼した(つまりBR=1)ときの各ガス成分のモル数の算出を終了するので、ステップ244に進み各ガス成分のモル数の総和を燃焼室5内の燃料が全て燃焼したときの総ガスモル数MLALLとして、つまり次式により総ガスモル数MLALLを算出する。
Fuel; MLGAS = WGAS-QINJ / (B # × AC # + A # × AH #)
... (71.1)
Oxygen; MLO2 = WO2- (B # + A # / 4) × QlNJ
/ (B # × AC # + A # × AH #) (71.2)
Nitrogen; MLN2 = WN2 (71.3)
Carbon dioxide; MLCO2 = WCO2 + B # × QINJ
/ (B # × AC # + A # × AH #) (71.4)
Carbon monoxide; MLCO = WCO (71.5)
Water; MLH2O = WH2O + A # / 2 × QINJ
/ (B # × AC # + A # × AH #) (71.6)
This completes the calculation of the number of moles of each gas component when all the fuel in the
MLALL=MLGAS+MLO2+MLN2+MLCO2+MLCO+MLH2O
…(71.7)
このようにして総ガスモル数MLALLの算出を終わったら図33のステップ224に戻り、ガスエンタルピ(自着火する燃料ガスのエンタルピ)E[cal/mol]を算出する。このガスエンタルピの算出については図35のフローにより説明する。図35(図33ステップ224のサブルーチン)においてステップ251では、図33のステップ220で算出されている燃焼室5の自着火時平均温度TE、図34のステップ243、244で算出されている各ガス成分のモル数MLGAS、MLO2、MLN2、MLCO2、MLCO、MLH2O、総ガスモル数MLALLを読み込む。
MLALL = MLGAS + MLO2 + MLN2 + MLCO2 + MLCO + MLH2O
... (71.7)
When the calculation of the total gas mole number MLALL is completed in this way, the process returns to step 224 in FIG. 33 to calculate the gas enthalpy (enthalpy of self-ignited fuel gas) E [cal / mol]. The calculation of the gas enthalpy will be described with reference to the flow of FIG. 35 (subroutine of step 224 in FIG. 33), in
ステップ252では自着火時平均温度TEから各ガス成分のエンタルピEO2、EN2、ECO2、ECO、EH2Oを算出する。各ガス成分のエンタルピは次の水谷の実験式(内燃機関vol.11 No.125p79参照)を用いて算出すればよい。
(1)TE<1200Kの場合
E=A0#+1000×(A1#×(TE/1000)
+A2#/2×(TE/1000)^2
+A3#/3×(TE/1000)^3
+A4#/4×(TE/1000)^4
+A5#/5×(TE/1000)^5)+HDL#…(72.1)
(2)TE>1200Kの場合
E=B0#+1000×(B1#×(TE/1000)
+B2#×LN(TE/1000)
−B3#/(TE/1000)
−B4#/2/(TE/1000)^2
−B5#/3/(TE/1000)^3)+HDL#…(72.2)
ただし、A0#〜A5#、B0〜B5#、HDL#は実験により求める適合値、
ステップ253では燃料のエンタルピEGを次式により算出する。
In step 252, enthalpy EO2, EN2, ECO2, ECO, EH2O of each gas component is calculated from the average temperature TE during self-ignition. What is necessary is just to calculate the enthalpy of each gas component using the following Mizutani empirical formula (refer to internal combustion engine vol.11 No.125p79).
(1) When TE <1200K E = A0 # + 1000 × (A1 # × (TE / 1000)
+ A2 # / 2 × (TE / 1000) ^ 2
+ A3 # / 3 × (TE / 1000) ^ 3
+ A4 # / 4 × (TE / 1000) ^ 4
+ A5 # / 5 × (TE / 1000) ^ 5) + HDL # (72.1)
(2) When TE> 1200K E = B0 # + 1000 × (B1 # × (TE / 1000)
+ B2 # × LN (TE / 1000)
-B3 # / (TE / 1000)
-B4 # / 2 / (TE / 1000) ^ 2
-B5 # / 3 / (TE / 1000) ^ 3) + HDL # (72.2)
However, A0 # to A5 #, B0 to B5 #, and HDL # are adapted values obtained by experiments,
In
EG=B#/AC#×ECO2+A#/AH#×EH20/2
+(B#/AC#+A#/AH#/4)×EO2…(72.3)
ステップ254では各ガス成分の平均エンタルピEを次式により計算して図35の処理を終了し、図33のステップ225に戻る。
EG = B # / AC # × ECO2 + A # / AH # × EH20 / 2
+ (B # / AC # + A # / AH # / 4) × EO2 (72.3)
In
E=(MLGAS×EG+MLO2×EO2+MLN2×EN2
+MLCO2×ECO2+MLCO×ECO+MLH2O×EH2O)
/MLALL …(72.4)
図33のステップ225では既燃ガスの定容比熱Cv[J/K・g]をガスエンタルピE、燃焼室5の自着火時平均温度TEを用いて次式により計算する。
E = (MLGAS × EG + MLO2 × EO2 + MLN2 × EN2
+ MLCO2 × ECO2 + MLCO × ECO + MLH2O × EH2O)
/ MLALL (72.4)
In step 225 of FIG. 33, the constant volume specific heat Cv [J / K · g] of the burned gas is calculated by the following equation using the gas enthalpy E and the average temperature TE at the time of self-ignition of the
Cv=E/TE−R# …(73)
ただし、R#:普遍気体定数、
(73)式は上記(補14)式においてT→TE、R→R#の置き換えにより得られる式である。
Cv = E / TE-R # (73)
Where R #: universal gas constant,
Expression (73) is an expression obtained by replacing T → TE and R → R # in the above (complement 14).
ステップ226では自着火による圧力上昇分つまりノックによる圧力上昇分DP[Pa]を次式により算出する。 In step 226, the pressure increase due to self-ignition, that is, the pressure increase DP [Pa] due to knocking is calculated by the following equation.
DP=(WALL×MUB×R#×CF#)
/{Cv×Vknk×(MASSZ+QINJ+WIDRY)}
…(74)
ただし、CF#:燃料の低位発熱量、
(74)式の圧力上昇分DPは図29に示したようにノック発生により燃焼室5内の圧力がステップ的に大きくなるので、この圧力上昇分を計算式により求めるようにしたものである。
DP = (WALL × MUB × R # × CF #)
/ {Cv × Vknk × (MASSZ + QINJ + WIDRY)}
... (74)
Where CF #: lower heating value of fuel,
As shown in FIG. 29, the pressure increase DP in the equation (74) is such that the pressure in the
(74)式は上記(補9)式においてdP→DP、n→MLALL、R→R#、V→Vknk、M→MASSZ+WIDRY+QINJの置き換えにより得られる式である。 Expression (74) is an expression obtained by replacing dP → DP, n → MLALL, R → R #, V → Vknk, M → MASSZ + WIDRY + QINJ in the above (Appendix 9).
ステップ227ではノック強度推定値基本値KIC0を次式により算出する。 In step 227, the knock magnitude estimated value basic value KIC0 is calculated by the following equation.
KIC0=相関係数1×DP …(75)
ここで、(75)式右辺の相関係数1はノック強度との相関を表すための係数である。この場合、ノックによる圧力上昇分DPが大きいほどノック強度推定値基本値KIC0が大きくなるようにしている。
KIC0 =
Here, the
ステップ228ではエンジン回転速度NRPMから図36を内容とするテーブルを検索することにより回転速度補正係数KNを次式により算出し、ステップ229でこの回転速度補正係数KNをノック強度推定値基本値KIC0に乗算した値をノック強度推定値KICとして、つまり次式によりノック強度推定値KICを算出する。 In step 228, a rotational speed correction coefficient KN is calculated from the engine rotational speed NRPM by searching a table having the contents shown in FIG. 36, and in step 229, this rotational speed correction coefficient KN is set to the knock magnitude estimated value basic value KIC0. The multiplied value is used as the knock strength estimated value KIC, that is, the knock strength estimated value KIC is calculated by the following equation.
KIC=KIC0×KN …(76)
ここで、回転速度補正係数KNは、エンジン回転速度NRPMが低いときのほうが回転速度が高いときよりノックによる圧力振動をドライバーが強く感じるので、この違いをノック強度推定値に反映させるためのものである。すなわち、図36のようにKNの値は、基準回転速度NRPM0のときを1.0としてこれより低い回転速度域では1.0を超える値、この逆に基準回転速度NRPM0より高い回転速度域で1.0未満の値である。実際の値は実験により適合する。
KIC = KIC0 × KN (76)
Here, the rotational speed correction coefficient KN is used to reflect this difference in the estimated knock intensity because the driver feels pressure vibration due to knock more strongly when the engine rotational speed NRPM is low than when the rotational speed is high. is there. That is, as shown in FIG. 36, the value of KN is 1.0 when the reference rotational speed NRPM0 is 1.0, and exceeds 1.0 in a lower rotational speed range, and conversely in a higher rotational speed range than the reference rotational speed NRPM0. The value is less than 1.0. Actual values are adapted by experiment.
ステップ230ではノックリタード量KNRT[deg]を次の式により算出する。 In step 230, the knock retard amount KNRT [deg] is calculated by the following equation.
KNRT=KIC−トレースノック強度 …(77)
ここで、(77)式のトレースノック強度は周知のように軽いノックが生じるときのノック強度である。このトレースノック強度はエンジン回転速度NRPMから図37を内容とするテーブルを検索して求める。
KNRT = KIC-trace knock strength (77)
Here, the trace knock intensity of the equation (77) is a knock intensity when a light knock occurs as is well known. The trace knock intensity is obtained by searching a table having the contents shown in FIG. 37 from the engine speed NRPM.
ステップ231では基本点火時期MBTCALよりノックリタード量KNRTを差し引いた値をノック限界点火時期KNOCKcalとして、つまりノック限界点火時期KNOCKcal[degBTDC]を次式により算出する。 In step 231, the value obtained by subtracting the knock retard amount KNRT from the basic ignition timing MBTCAL is set as the knock limit ignition timing KNOCKcal, that is, the knock limit ignition timing KNOCKcal [degBTDC] is calculated by the following equation.
KNOCKcal=MBTCAL−KNRT …(78)
一方、積算値SUMが1に達しないことあり、このときには図32のステップ211において、現在のクランク角θがやがて所定値const01を超える。このときには図32のステップ211より図33のステップ232に進みノックリタード量KNRT=0とした後、ステップ231の操作を実行する。
KNOCKcal = MBTCAL-KNRT (78)
On the other hand, the integrated value SUM may not reach 1, and at this time, the current crank angle θ eventually exceeds the predetermined value const01 in step 211 of FIG. At this time, the process proceeds from step 211 in FIG. 32 to step 232 in FIG. 33, and after the knock retard amount KNRT = 0, the operation in step 231 is executed.
そのあとはクランク角が次の燃焼サイクルの基本点火時期MBTCALにくるまでそのまま待機し、再び図32、図33の処理を実行する。こうして一燃焼サイクル毎にノック限界点火時期KNOCKcalが求められる。 After that, the process waits until the crank angle reaches the basic ignition timing MBTCAL of the next combustion cycle, and the processes of FIGS. 32 and 33 are executed again. Thus, the knock limit ignition timing KNOCKcal is obtained for each combustion cycle.
このようにしてノック限界点火時期KNOCKcalの算出を終了したら図2のステップ3に戻り、基本点火時期MBTCAL[degBTDC]とノック限界点火時期KNOCKcal[degBTDC]のうちから小さいほう、つまり遅角側の値を点火時期最小値PADVとして選択し、さらにステップ4ではこれに水温等による各種の補正を加えた値を点火時期指令値QADV[degBTDC]として設定する。エンジンの暖機完了後であれば、水温等による補正はないので、点火時期指令値QADVは点火時期最小値PADVに等しくなる。
When the calculation of the knock limit ignition timing KNOCKcal is completed in this manner, the process returns to step 3 in FIG. 2, and the smaller one of the basic ignition timing MBTCAL [degBTDC] and the knock limit ignition timing KNOCKcal [degBTDC], that is, a value on the retard side. Is selected as the ignition timing minimum value PADV, and in
こうして設定した点火時期指令値QADVは、ステップ5で点火レジスタに移され、実際のクランク角がこの点火時期指令値QADVと一致したタイミングでエンジンコントローラ31より一次電流を遮断する点火信号が点火コイル13に出力される。
The ignition timing command value QADV set in this way is transferred to the ignition register in
次に、運転中における燃料のオクタン価推定値OCTESTの算出を図38のフローにより説明する。オクタン価の推定はノックセンサ47からの信号に基づいてノックが生じたか否かを検出しつつ行うので、図38のフローは点火毎に点火の直後に実行する。ここで、点火毎に実行するにはクランク角センサ(33、34)からの信号により作られる基準位置信号の入力より所定のクランク角が経過したタイミングで実行すればよい。
Next, calculation of the estimated octane number OCTEST of the fuel during operation will be described with reference to the flow of FIG. Since the estimation of the octane number is performed while detecting whether or not knocking has occurred based on a signal from the
図38においてステップ261ではノックセンサ47を用いてノックが生じているか否かをみる。例えばノックセンサ47により検出される電圧値と所定値とを比較し、電圧値が所定値を超えていればノックが発生している、つまりオクタン価推定値OCTESTが実際のオクタン価より大きいと判断しステップ262に進み、オクタン価推定値OCTESTを第1の所定値const03だけ小さくする。つまり、次式によりオクタン価推定値OCTESTを更新する。
In FIG. 38, in step 261, the
OCTEST(new)=OCTEST(old)−const03…(79)
ただし、OCTEST(new):更新後のオクタン価推定値、
OCTEST(old):更新前のオクタン価推定値、
const03 :小さくする側への更新量、
ノックが検出されない場合にはステップ261よりステップ263に進み図2のステップ3において算出されている点火時期最小値PADV[degBTDC]と図2のステップ1において算出されている基本点火時期MBTCAL[degBTDC]を比較する。点火時期最小値PADVが基本点火時期MBTCALと一致するときにはオクタン価推定値OCTESTと実際のオクタン価が一致しており、従ってオクタン価推定値を変更する必要がないので、そのまま今回の処理を終了する。
OCTEST (new) = OCTEST (old) -const03 (79)
However, OCTEST (new): Estimated value of octane number after update,
OCTEST (old): Estimated octane value before update,
const03: update amount to the side to be reduced,
If knock is not detected, the routine proceeds from step 261 to step 263, where the ignition timing minimum value PADV [degBTDC] calculated in step 3 of FIG. 2 and the basic ignition timing MBTCAL [degBTDC] calculated in
一方、点火時期最小値PADVが基本点火時期MBTCALと一致しないときにはオクタン価推定値OCTESTと実際のオクタン価が一致しておらずその結果として点火時期が遅角されていると判断し、ステップ263よりステップ264に進んでカウンタ値countと所定値const04とを比較する。カウンタ値countの初期値はゼロであり、ステップ264に進んできた当初はカウンタ値countが所定値const04未満にあるので、このときにはステップ265に進み、カウンタ値countを1だけインクリメントする。すなわち、カウンタ値countは図38のフローを一回実行する毎に値が1ずつ増すので、やがてカウンタ値countが所定値const04以上になる。このときにはステップ264よりステップ266に進んでオクタン価推定値OCTESTを第2の所定値const05だけ増やす。つまり、次式によりオクタン価推定値OCTESTを更新する。 On the other hand, when the minimum ignition timing value PADV does not coincide with the basic ignition timing MBTCAL, it is determined that the estimated octane number OCTEST and the actual octane number do not coincide with each other, and as a result, the ignition timing is retarded. Then, the counter value count is compared with the predetermined value const04. The initial value of the counter value count is zero. Since the counter value count is initially less than the predetermined value const04 after proceeding to step 264, the process proceeds to step 265 and the counter value count is incremented by one. That is, the counter value count is incremented by 1 every time the flow of FIG. 38 is executed once, so that the counter value count eventually becomes equal to or greater than the predetermined value const04. At this time, the routine proceeds from step 264 to step 266, where the octane number estimated value OCTEST is increased by the second predetermined value const05. That is, the estimated octane value OCTEST is updated by the following equation.
OCTEST(new)=OCTEST(old)+const05…(80)
ただし、OCTEST(new):更新後のオクタン価推定値、
OCTEST(old):更新前のオクタン価推定値、
const05 :大きくする側への更新量、
オクタン価推定値OCTESTの更新は、カウンタ値countが所定値const04となる毎であるので、ステップ267ではカウンタ値countをゼロにリセットする。
OCTEST (new) = OCTEST (old) + const05 (80)
However, OCTEST (new): Estimated value of octane number after update,
OCTEST (old): Estimated octane value before update,
const05: Update amount to the side to be increased,
Since the estimated octane value OCTEST is updated every time the counter value count reaches the predetermined value const04, the counter value count is reset to zero in step 267.
図39は点火時期、カウンタ値count、オクタン価推定値OCTESTの動きを示している。図示のようにt01のタイミングでノックセンサ47によりノックを検出したときにはオクタン価推定値OCTESTが実際のオクタン価より大きい結果であると判断されオクタン価推定値OCTESTが第1の所定値const03だけステップ的に小さくされる。この結果、ノックが生じないようであれば、カウンタ値countが所定値const04に達する毎に今度はオクタン価推定値OCTESTが第2の所定値const05ずつ大きくなってゆく。そして、t02のタイミングで点火時期最小値PADVがMBTCALに一致した後はオクタン価推定値OCTESTの更新が中止されそのときの値が保持される。その後のt03のタイミングで再びノックが生じれば上記の操作が繰り返される。
FIG. 39 shows how the ignition timing, the counter value count, and the estimated octane number OCTEST move. As shown in the figure, when knocking is detected by the
このようにして算出されるオクタン価推定値OCTESTは図32のステップ208でのオクタン価推定値OCTESTの燃料での1/τの算出に用いられる。 The octane estimated value OCTEST calculated in this way is used to calculate 1 / τ for the fuel of the octane estimated value OCTEST in step 208 of FIG.
ここで、本実施形態の作用効果を説明する。 Here, the effect of this embodiment is demonstrated.
本実施形態(請求項1に記載の発明)によれば、ガソリンを燃料としている場合に、ノックセンサ47によるノック検出結果を点火時期ではなく燃料のオクタン価にフィードバックしている(図38参照)。すなわち、図39最下段に示したように、オクタン価推定値OCTESTは、ノックが生じたことを検出したときに第1の所定値const03だけステップ的に小さくなり、その後は第2の所定値const05ずつ所定の周期で徐々に大きくなっている。この動きは、ちょうど従来装置のノック制御における点火時期リタード量の動きと同様である。
According to the present embodiment (the invention described in claim 1), when gasoline is used as the fuel, the knock detection result by the
このように、本実施形態(請求項1に記載の発明)によれば、ノックセンサ47によるノック検出結果に基づいてオクタン価推定値OCTESTを算出し(図38のステップ261、262、266参照)、そのオクタン価推定値OCTESTに基づいて燃焼室5内での自着火時期θknk(ノック発生時期)を予測し(図32のステップ206〜210、図33のステップ218参照)、この自着火時期θknkに基づいてノック限界点火時期KNOCKcalを算出する(図33のステップ219〜231参照)ので、燃料のオクタン価を予め知り得ていない市場で販売される燃料を使用する場合においても、運転状態によらず、ノックセンサ47によるノック検出結果を点火時期にフィードバックする従来装置のようにノック回避のための点火時期の遅角とそれに続く進角の操作とが繰り返されることがない。このため、加速時や減速時といった過渡でもノック限界点火時期を追従できるので、燃費悪化、出力低下を防ぐことができる。
Thus, according to the present embodiment (the invention described in claim 1), the octane number estimated value OCTEST is calculated based on the knock detection result by the knock sensor 47 (see steps 261, 262, and 266 in FIG. 38), Based on the estimated octane value OCTEST, the self-ignition timing θknk (knock occurrence timing) in the
本実施形態(第1実施形態)では、図5、図10、図12、図13に示したように、層流燃焼速度SL1、SL2、燃焼ガス体積相当容積(V0、VTDC)、燃焼質量割合(BR1、BR2)及び反応確率RPROBAに基づいて燃焼開始から所定クランク角までの燃焼期間(BURN1、BURN2)を算出し、この燃焼期間(BURN1、BURN2)に基づいて基本点火時期MBTCALを算出する場合で説明したが、基本点火時期MBTCALの算出に代えて、ベース点火時期のマップを備えさせるものでもかまわない。この場合に、ノック限界点火時期算出手段を、自着火時期θknk(ノック発生時期)と運転条件とに基づいて燃焼室5のノックによる圧力上昇量DPを推定する圧力上昇量推定手段(図33のステップ219〜226参照)と、この圧力上昇量DPに基づいてノック強度推定値KICを算出するノック強度推定値算出手段(図33のステップ227〜229参照)と、このノック強度推定値KICに基づいてノックリタード量KNRTを算出するノックリタード量算出手段(図33のステップ230参照)と、このノックリタード量KNRTだけ基本点火時期MBTCALを遅角側に補正した値をノック限界点火時期KNOCKcalとして設定するノック限界点火時期設定手段(図33のステップ231参照)とを含んで構成することで(請求項2に記載の発明)、基本点火時期としてのベース点火時期をマップで与えるにしても、最大オクタン価から最小オクタン価までの複数の異なるオクタン価毎にベース点火時期のマップを与える必要がなく、これによりROM容量が大きくなることがない。
In the present embodiment (first embodiment), as shown in FIGS. 5, 10, 12, and 13, laminar combustion speeds
本実施形態(請求項3に記載の発明)によれば、ガソリンを燃料とする場合にオクタン価がノックに及ぼす影響が一番大きいことに対応して、このオクタン価推定値OCTESTをノック検出結果に基づいて算出するので(図38のステップ261、262、266参照)、オクタン価が予め分かっていないガソリンを使用燃料とする場合であっても自着火時期θknk(ノック発生時期)を精度よく予測できる。 According to the present embodiment (the invention according to claim 3), the octane number estimated value OCTEST is based on the knock detection result in response to the fact that the octane number has the greatest influence on the knock when gasoline is used as the fuel. (See steps 261, 262, and 266 in FIG. 38), the autoignition timing θknk (knock occurrence timing) can be accurately predicted even when gasoline whose octane number is not known in advance is used as fuel.
本実施形態(請求項5に記載の発明)によれば オクタン価推定値OCTESTを第2の所定値const05ずつ大きくなる側(ノックが発生する側)にする更新(図38のステップ266参照)を、基本点火時期MBTCALではノックが発生する条件でつまり点火時期最小値PADVが基本点火時期MBTCALより遅角されている場合にだけ実行する(図38のステップ263)ので、オクタン価推定値OCTESTを誤って更新することがない。 According to the present embodiment (the invention described in claim 5), the update (see step 266 in FIG. 38) is performed so that the estimated octane value OCTEST is increased by the second predetermined value const05 (the side where knocking occurs). The basic ignition timing MBTCAL is executed only when knocking occurs, that is, only when the minimum ignition timing value PADV is retarded from the basic ignition timing MBTCAL (step 263 in FIG. 38), so the octane number estimated value OCTEST is erroneously updated. There is nothing to do.
本実施形態(請求項9に記載の発明)によれば、基本点火時期算出手段が、燃焼ガスの層流状態での燃焼速度である層流燃焼速度(SL1、SL2)を算出する層流燃焼速度算出手段(図10のステップ168、図12のステップ188参照)と、燃焼室5内の燃焼ガス体積に相当する容積(V0、VTDC)を算出する燃焼ガス体積相当容積算出手段(図10のステップ162、図12の182参照)と、所定のクランク角までに燃焼室5内で燃焼するガスの燃焼質量割合(BR1、BR2)を算出する燃焼質量割合算出手段(図10のステップ171、図12のステップ191参照)と、所定運転条件での燃焼ガスの燃焼のしやすさを示す反応確率RPROBAを算出する反応確率算出手段(図5のステップ15参照)と、これら層流燃焼速度(SL1、SL2)、燃焼ガス体積相当容積(V0、VTDC)、燃焼質量割合(BR1、BR2)及び反応確率RPROBAに基づいて燃焼開始から所定クランク角までの燃焼期間(BURN1、BURN2)を算出する燃焼期間算出手段(図10のステップ171、図12のステップ191参照)と、この燃焼期間(BURN1、BURN2)に基づいてMBTの得られる基本点火時期MBTCALを算出する基本点火時期算出手段(図13のステップ41〜43参照)とを含むので、この基本点火時期MBTCALを遅角側に補正した値であるノック限界点火時期KNOCKcalが燃焼解析に基づいて算出されることになり、これにより運転条件によらず最適なノック限界点火時期KNOCKcalを算出できる。
According to this embodiment (the invention according to claim 9), the basic ignition timing calculation means calculates the laminar combustion speed (SL1, SL2), which is the combustion speed in the laminar state of the combustion gas. Speed calculation means (see
図40、図42のフローは第2実施形態で、図40は第1実施形態の図32と、図42は第1実施形態の図38とそれぞれ置き換わるものである。図40において図32と同一部分には同一のステップ番号を、また図42において図38と同一部分には同一のステップ番号を付している。 The flow of FIGS. 40 and 42 is the second embodiment, FIG. 40 replaces FIG. 32 of the first embodiment, and FIG. 42 replaces FIG. 38 of the first embodiment. 40, the same step number is assigned to the same part as FIG. 32, and the same step number is assigned to the same part as FIG. 38 in FIG.
ガソリンとアルコールの混合燃料(アルコール含有燃料)が使用されることがある。この場合に、ベース点火時期の設定に際して混合燃料中のアルコール濃度を調べ、その調べたアルコール濃度の混合燃料を使用したときにノックが生じないようにベース点火時期をマッチングすることになる。 A mixed fuel of gasoline and alcohol (alcohol-containing fuel) may be used. In this case, when the base ignition timing is set, the alcohol concentration in the mixed fuel is checked, and the base ignition timing is matched so that knocking does not occur when the mixed fuel having the checked alcohol concentration is used.
しかしながら、例えば海外市場において混合燃料中のアルコール濃度がベース点火時期のマッチングに用いた混合燃料と異なる場合、例えばマッチングに用いた混合燃料のアルコール濃度より低い場合にノックが生じ、ノック回避のための点火時期の遅角とそれに続く進角の操作とが繰り返されると、点火時期の遅角によりノック回避はできても燃費悪化、出力低下が生じる。 However, for example, in the overseas market, when the alcohol concentration in the mixed fuel is different from the mixed fuel used for matching the base ignition timing, for example, when the alcohol concentration in the mixed fuel is lower than the alcohol concentration of the mixed fuel used for matching, knocking occurs. If the ignition timing delay and the subsequent advance operation are repeated, even if knocking can be avoided due to the ignition timing retardation, fuel consumption deteriorates and output decreases.
第2実施形態は、アルコールとガソリンとの混合燃料を使用燃料とする場合に適用するもので、ノックセンサ47によるノック検出結果に基づいて混合燃料中のアルコール濃度(ノック相関パラメータ)の推定値ALCESTを算出し、このアルコール濃度推定値ALCESTに基づいて燃焼室5内での自着火時期θknk(ノック発生時期)を予測し、この自着火時期θknkに基づいてノック限界点火時期KNOCKcalを算出する。
The second embodiment is applied to a case where a mixed fuel of alcohol and gasoline is used as a fuel to be used. Based on a knock detection result by the
第1実施形態と相違する部分を主に説明すると、図40においてステップ271〜273はアルコール濃度推定値ALCESTの混合燃料に対する1/τを算出する部分である。最低のアルコール濃度から最高のアルコール濃度までの複数の異なるアルコール濃度毎に1/τのマップを持たせるとROM容量が大きくなり過ぎるので、ここでは最低のアルコール濃度(例えば0%)の燃料に対する1/τのマップと、最高のアルコール濃度(例えば85%)の燃料に対する1/τのマップとだけ持たせておき、最低のアルコール濃度と最高のアルコール濃度の間にあるアルコール濃度(アルコール濃度推定値ALCEST)の混合燃料に対する1/τは、それらアルコール濃度0%の燃料での1/τと、アルコール濃度85%の燃料での1/τとの間を補間計算して算出する。
The difference from the first embodiment will be mainly described. In FIG. 40,
具体的にはステップ271、272で初回は圧縮開始時温度TC0と圧縮開始時圧力PC0とから図41A、図41Bを内容とするマップをそれぞれ検索することによりアルコール濃度0%の混合燃料での1/τ、アルコール濃度85%の混合燃料での1/τを算出する。各1/τは図41A、図41Bのように温度、圧力が大きくなるほど大きくなる値である。また、温度、圧力が同じであれば、アルコール濃度0%の混合燃料での1/τのほうが、アルコール濃度85%の混合燃料での1/τより大きい傾向を示す。従って、ステップ273ではアルコール濃度推定値ALCESTの混合燃料での1/τを次式(補間計算式)により算出する。
Specifically, in
1/τEST=1/τ85+(85−ALCTEST)
×(1/τ0−1/τ85)/(85−0)
…(補18)
ただし、1/τEST:アルコール濃度推定値ALCESTの混合燃料での1/τ、
1/τ0 :アルコール濃度0%の混合燃料での1/τ、
1/τ85 :アルコール濃度85%の混合燃料での1/τ、
ここで、アルコール濃度推定値ALCESTの算出については後述する。
1 / τEST = 1 / τ85 + (85-ALCTEST)
× (1 / τ0−1 / τ85) / (85-0)
... (Supplement 18)
However, 1 / τEST: 1 / τ in the mixed fuel of the alcohol concentration estimated value ALCEST,
1 / τ0: 1 / τ with a mixed fuel with an alcohol concentration of 0%,
1 / τ85: 1 / τ with a mixed fuel with an alcohol concentration of 85%,
Here, the calculation of the alcohol concentration estimated value ALCEST will be described later.
ステップ209ではこのアルコール濃度推定値ALCESTの混合燃料での1/τを積算値SUMに加算する。
In
次に、図42においてステップ261でノックセンサ47によりノックが生じていると検出されるときにはアルコール濃度推定値ALCESTが実際のアルコール濃度より低いと判断しステップ281に進み、アルコール濃度推定値ALCESTを第1の所定値const13だけ高くする。つまり、次式によりアルコール濃度推定値ALCESTを更新する。
Next, in FIG. 42, when it is detected at step 261 that knocking has occurred by the
ALCEST(new)=ALCEST(old)+const13…(81)
ただし、ALCEST(new):更新後のアルコール濃度推定値、
ALCEST(old):更新前のアルコール濃度推定値、
const13 :高くする側への更新量、
ノッキングが検出されない場合で点火時期最小値PADVが基本点火時期MBTCALと一致しておらずかつカウンタ値countが所定値const14以上になったとき、ステップ261、263、282よりステップ283に進んでアルコール濃度推定値ALCESTを第2の所定値const15だけ低くする。つまり、次式によりアルコール濃度推定値ALCESTを更新する。
ALLCEST (new) = ALCEST (old) + const13 (81)
However, ALCEST (new): Estimated alcohol concentration after update,
ALCEST (old): Estimated alcohol concentration before update,
const13: update amount to the higher side,
When knocking is not detected and the ignition timing minimum value PADV does not coincide with the basic ignition timing MBTCAL and the counter value count exceeds the predetermined value const14, the routine proceeds from step 261, 263, 282 to step 283, and the alcohol concentration The estimated value ALLCEST is lowered by a second predetermined value const15. That is, the alcohol concentration estimated value ALEST is updated by the following equation.
ALCEST(new)=ALCEST(old)−const15…(82)
ただし、ALCEST(new):更新後のアルコール濃度推定値、
ALCEST(old):更新前のアルコール濃度推定値、
const15 :低くする側への更新量、
また、図40のステップ274、275、図42のステップ282では所定値const11、const12、const14を第1実施形態と異なる値にしている。これらの所定値は事前の予備実験等によりマッチングする。ただし、所定値const11、const12は第1実施形態の所定値const01、const02と同じでかまわない。
ALLCEST (new) = ALCEST (old) -const15 (82)
However, ALCEST (new): Estimated alcohol concentration after update,
ALCEST (old): Estimated alcohol concentration before update,
const15: update amount to the lower side,
Also, in
図43に点火時期、カウンタ値count、アルコール濃度推定値ALCESTの動きを示す。図示のようにt11のタイミングでノッキングが生じたときにはアルコール濃度推定値ALCESTが実際のアルコール濃度より低い結果であると判断されアルコール濃度推定値ALCESTがステップ的に第1の所定値const13だけ高くなる。この結果、ノッキングが生じないようであれば、カウンタ値countが所定値const14に達する毎に今度はアルコール濃度推定値ALCESTが第2の所定値const15ずつ低くなってゆく。そして、t12のタイミングで点火時期最小値PADVがMBTCALに一致した後はアルコール濃度推定値ALCESTの更新が中止されそのときの値が保持される。その後のt13のタイミングで再びノックが生じれば上記の操作が繰り返される。 FIG. 43 shows movements of the ignition timing, the counter value count, and the alcohol concentration estimated value ALEST. As shown in the figure, when knocking occurs at the timing of t11, it is determined that the alcohol concentration estimated value ALCEST is lower than the actual alcohol concentration, and the alcohol concentration estimated value ALCEST is increased stepwise by the first predetermined value const13. As a result, if knocking does not occur, every time the counter value count reaches the predetermined value const14, the alcohol concentration estimated value ALCEST decreases by the second predetermined value const15. Then, after the ignition timing minimum value PADV coincides with MBTCAL at the timing of t12, the update of the alcohol concentration estimated value ALCEST is stopped and the value at that time is held. If knocking occurs again at the timing of t13 thereafter, the above operation is repeated.
このようにして算出されるアルコール濃度推定値ALCESTは図40のステップ273でアルコール濃度推定値ALCESTの燃料での1/τの算出に用いられる。 The alcohol concentration estimated value ALEST calculated in this way is used to calculate 1 / τ for the fuel of the alcohol concentration estimated value ALEST in step 273 of FIG.
第2実施形態によれば、ガソリンとアルコールの混合燃料である場合に、ノックセンサ47によるノック検出結果を点火時期ではなく混合燃料中のアルコール濃度にフィードバックしている(図42参照)。すなわち、図43最下段に示したように、アルコール濃度推定値ALCESTは、ノックが生じたことを検出したときに第1の所定値const13だけステップ的に高くなり、その後は第2の所定値const15ずつ所定の周期で徐々に小さくなっている。この動きは、ちょうど従来装置のノック制御における点火時期リタード量の動きと同様である。
According to the second embodiment, when the fuel is a mixed fuel of gasoline and alcohol, the knock detection result by the
このように、第2施形態(請求項1に記載の発明)によれば、ノックセンサ47によるノック検出結果に基づいてアルコール濃度推定値ALCESTを算出し(図42のステップ261、281、283参照)、そのアルコール濃度推定値ALCESTに基づいて燃焼室5内での自着火時期θknk(ノック発生時期)を予測し(図40のステップ271〜273、209、210、図33のステップ218参照)、この自着火時期θknkに基づいてノック限界点火時期KNOCKcalを算出する(図33のステップ219〜231参照)ので、混合燃料中のアルコール濃度を予め知り得ていない市場で販売される混合燃料を使用する場合においても、運転状態によらず、ノック検出結果を点火時期にフィードバックする従来装置のようにノック回避のための点火時期の遅角とそれに続く進角の操作とが繰り返されることがない。このため、第1実施形態と同様に過渡でもノック限界点火時期を追従できるので、燃費悪化、出力低下を防ぐことができる。
Thus, according to the second embodiment (the invention described in claim 1), the alcohol concentration estimated value ALLCEST is calculated based on the knock detection result by the knock sensor 47 (see steps 261, 281 and 283 in FIG. 42). ) And predicting the auto-ignition timing θknk (knock occurrence timing) in the
第2実施形態(請求項6に記載の発明)によれば、ガソリンとアルコールの混合燃料では混合燃料中のアルコール濃度がノックに影響を及ぼすことに対応して、このアルコール濃度推定値ALCESTをノック検出結果に基づいて算出するので(図42のステップ261、281、283参照)、アルコール濃度を予め知り得ないアルコール含有燃料を使用燃料とする場合であっても自着火時期θknk(ノック発生時期)を精度よく予測できる。 According to the second embodiment (the invention according to claim 6), in the mixed fuel of gasoline and alcohol, the alcohol concentration estimated value ALCEST is knocked in response to the influence of the alcohol concentration in the mixed fuel on the knocking. Since the calculation is based on the detection result (see steps 261, 281 and 283 in FIG. 42), even when the alcohol-containing fuel whose alcohol concentration cannot be known in advance is used as the fuel to be used, the self-ignition timing θknk (knock occurrence timing) Can be accurately predicted.
第2実施形態(請求項8に記載の発明)によれば、アルコール濃度推定値ALCESTを第2の所定値const15ずつ低くなる側(ノックが発生する側)にする更新(図42のステップ283参照)を、基本点火時期MBTCALではノックが発生する条件で実行する(図42のステップ263)ので、アルコール濃度推定値ALCESTを誤って更新することがない。 According to the second embodiment (the invention described in claim 8), the alcohol concentration estimated value ALCEST is updated to a side that is lowered by a second predetermined value const15 (a side where knocking occurs) (see step 283 in FIG. 42). ) Is executed under the condition that knocking occurs at the basic ignition timing MBTCAL (step 263 in FIG. 42), so that the alcohol concentration estimated value ALLCEST is not erroneously updated.
図44、図45のフローは第3実施形態で、図44は第1実施形態の図32と、図45は第1実施形態の図38とそれぞれ置き換わるものである。図44において図32と同一部分には同一のステップ番号を、また図45において図38と同一部分には同一のステップ番号を付している。 The flow of FIGS. 44 and 45 is the third embodiment, FIG. 44 replaces FIG. 32 of the first embodiment, and FIG. 45 replaces FIG. 38 of the first embodiment. 44, the same step number is assigned to the same portion as FIG. 32, and the same step number is assigned to the same portion as FIG. 38 in FIG.
第1実施形態で述べた燃料のオクタン価、第2実施形態で述べた混合燃料中のアルコール濃度はいずれもノックと相関を有するパラメータであるが、ノックと相関を有するパラメータはこれらに限られるものでなく圧縮比がある。予めオクタン価の定まっている燃料を使用する場合に、圧縮比はエンジンの仕様により予め定まっているので、そのエンジン仕様により定まっている圧縮比でもノックが生じないようにベース点火時期をマッチングすることになる。このため、何らかの原因で実際の圧縮比がエンジン仕様の圧縮比より高くなった場合にノックが生じ、これに対してノック回避のための点火時期の遅角とそれに続く進角の操作とを繰り返したのでは燃費悪化、出力低下が生じる。 Both the octane number of the fuel described in the first embodiment and the alcohol concentration in the mixed fuel described in the second embodiment are parameters having a correlation with knock, but the parameters having a correlation with knock are limited to these. There is no compression ratio. When using a fuel with a predetermined octane number, the compression ratio is determined in advance by the engine specifications, so the base ignition timing must be matched so that knock does not occur even at the compression ratio determined by the engine specifications. Become. For this reason, knocking occurs when the actual compression ratio becomes higher than the compression ratio of the engine specification for some reason. On the other hand, the ignition timing retarded to avoid knocking and the subsequent advance operation are repeated. Doing so will result in poor fuel consumption and reduced output.
第3実施形態は、図5、図10、図12、図13に示したように層流燃焼速度(SL1、SL2)、燃焼ガス体積相当容積(V0、VTDC)、燃焼質量割合(BR1、BR2)及び反応確率RPROBAに基づいて燃焼開始から所定クランク角までの燃焼期間(BURN1、BURN2)を算出し、この燃焼期間(BURN1、BURN2)に基づいてMBTの得られる基本点火時期MBTCALを算出すると共に、前記燃焼期間を初期燃焼期間BURN1と主燃焼期間BURN2とに分割し、このうち初期燃焼期間BURN1を、燃焼室の燃焼開始時期の容積V0を前記燃焼室内の燃焼ガス体積に相当する容積として用いて算出するものを前提として、予め定まっているオクタン価(例えば80とする)のガソリンを使用燃料とする場合にノックセンサ47からのノック検出結果に基づいてノック相関パラメータである圧縮比の推定値CMPESTを算出し、この圧縮比推定値CMPESTに基づいて燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0を算出するものである。
As shown in FIGS. 5, 10, 12, and 13, the third embodiment has a laminar combustion velocity (
第1実施形態と相違する部分を主に説明すると、図44においてステップ291で初回は圧縮開始時温度TC0と圧縮開始時圧力PC0とから図30Bを内容とするマップを検索することにより、後述する圧縮比推定値CMPESTに関係なくオクタン価80の燃料での1/τを算出し、算出したオクタン価80の燃料での1/τをステップ209で積算値SUMに積算する。
The difference from the first embodiment will be mainly described. In FIG. 44, in step 291, the map is searched for from the compression start temperature TC0 and the compression start pressure PC0 for the first time to search later. Regardless of the estimated compression ratio CMPEST, 1 / τ for the fuel having an octane number of 80 is calculated, and the calculated 1 / τ for the fuel having an octane number of 80 is integrated to the integrated value SUM in
次に、図45においてステップ261でノックセンサ47によりノックが生じているときには圧縮比推定値CMPALCESTが実際の圧縮比より小さいと判断しステップ301に進み、圧縮比推定値CMPESTを第1の所定値const23だけ大きくする。つまり、次式により圧縮比推定値CMPALCESTを更新する。
Next, in FIG. 45, when the
CMPEST(new)=CMPEST(old)+const23…(83)
ただし、CMPEST(new):更新後の圧縮比推定値、
CMPEST(old):更新前の圧縮比推定値、
const23:大きくする側への更新量、
ノッキングが検出されない場合で点火時期最小値PADVが基本点火時期MBTCALと一致しておらずかつカウンタ値countが所定値const24以上になったとき、ステップ261、263、302よりステップ303に進んで圧縮比推定値CMPESTを第2の所定値const25だけ小さくする。つまり、次式により圧縮比推定値CMPESTを更新する。
CMPEST (new) = CMPEST (old) + const23 (83)
Where CMPEST (new): updated compression ratio estimate,
CMPEST (old): estimated compression ratio before update,
const23: the amount of update to the larger side,
When knocking is not detected and the ignition timing minimum value PADV does not coincide with the basic ignition timing MBTCAL and the counter value count becomes equal to or greater than the predetermined value const24, the routine proceeds from step 261, 263, 302 to step 303, and the compression ratio The estimated value CMPEST is decreased by a second predetermined value const25. That is, the compression ratio estimated value CMPEST is updated by the following equation.
CMPEST(new)=CMPEST(old)−const25…(84)
ただし、CMPEST(new):更新後の圧縮比推定値、
CMPEST(old):更新前の圧縮比推定値、
const25:小さくする側への更新量、
また、図44のステップ292、293、図45のステップ302では所定値const21、const22、const24を第1実施形態と異なる値にしている。これらの所定値は事前の予備実験等によりマッチングする。このうち所定値const21、const22は第1実施形態の所定値const01、const02と同じでかまわない。
CMPEST (new) = CMPEST (old) −const25 (84)
Where CMPEST (new): updated compression ratio estimate,
CMPEST (old): estimated compression ratio before update,
const25: update amount to the side to be reduced,
Also, in
第3実施形態では、このようにして算出される圧縮比推定値CMPESTに基づいて燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCと、燃焼室5の燃焼開始時期(MBTCYCL)における容積V0とを算出する。これを図46、図47のフローにより説明する。
In the third embodiment, the volume VIVC of the
図46、図47のフローは第1実施形態の図5、図10と置き換わるものである。図46において図5と同一部分には同一のステップ番号を、また図47において図10と同一部分には同一のステップ番号を付している。 The flow of FIGS. 46 and 47 replaces FIGS. 5 and 10 of the first embodiment. 46, the same parts as those in FIG. 5 are given the same step numbers, and in FIG. 47, the same parts as those in FIG. 10 are given the same step numbers.
第1実施形態と相違する部分を主に説明すると、図46においてステップ311では次式により隙間容積Vc[m3]を算出する。
The difference from the first embodiment will be mainly described. In FIG. 46, in
Vc={1/(CMPEST−1)}×(π/4)D2・Hx …(85)
ただし、CMPEST:圧縮比推定値、
D :シリンダボア径[m]、
Hx :ピストンピン76のTDCからの距離の最大値と最小値の 差[m]、
ここで、(85)式は第1実施形態の上記(3)式に置き換わるものである。第1実施形態では(3)式の圧縮比εが一定であるとしていたのを、第3実施形態では可変値としての圧縮比推定値CMPESTとしたものである。
Vc = {1 / (CMPEST-1)} × (π / 4) D 2 · Hx (85)
Where CMPEST: estimated compression ratio,
D: cylinder bore diameter [m],
Hx: difference between the maximum value and the minimum value of the distance from the TDC of the piston pin 76 [m],
Here, the expression (85) replaces the above expression (3) of the first embodiment. In the first embodiment, the compression ratio ε in the equation (3) is assumed to be constant, but in the third embodiment, the compression ratio estimated value CMPEST as a variable value is used.
このようにして求めた隙間容積Vcを用い、ステップ312では燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCを次式により算出する。
Using the clearance volume Vc thus determined, in
VIVC=Vc+(π/4)D2・Hivc …(86)
D :シリンダボア径[m]、
Hivc :吸気弁閉時期におけるピストンピン76のTDC
からの距離[m]、
この(86)式は、第1実施形態の上記(2)式と同じである。
VIVC = Vc + (π / 4) D 2 · Hivc (86)
D: cylinder bore diameter [m],
Hivc: TDC of
Distance from [m],
The expression (86) is the same as the expression (2) in the first embodiment.
次に、図47においてステップ321では上記(85)式により隙間容積Vc[m3]を算出し、この隙間容積Vcを用い、ステップ322で次式により燃焼室5の燃焼開始時期(MBTCYCL)における容積V0を算出する。
Next, in FIG. 47, in
V0=Vc+(π/4)D2・Hmbtcycl …(87)
ただし、D :シリンダボア径[m]、
Hmbtcycl:燃焼開始時期(MBTCYCL)におけるピストンピン
76のTDCからの距離[m]、
第3実施形態(請求項1に記載の発明)によれば、予めオクタン価の定まっている燃料、ここではオクタン価80の燃料を使用する場合に、ノックセンサ47によるノック検出結果を点火時期ではなく圧縮比にフィードバックしている(図45参照)。このため、圧縮比推定値CMPESTの動きは図43最下段に示した示したアルコール濃度推定値ALCESTと同様の動きをする。すなわち、ノッキングが生じたときには圧縮比推定値CMPESTが実際の圧縮比より低い結果であると判断されて圧縮比推定値CMPESTがステップ的に第1の所定値const23だけ高くなる。この結果、ノッキングが生じないようであれば、カウンタ値countが所定値const24に達する毎に今度は圧縮比推定値CMPESTが第2の所定値const25ずつ一定の周期で低くなってゆく。そして、点火時期最小値PADVがMBTCALに一致した後は圧縮比推定値CMPESTの更新は中止されそのときの値が保持される。その後に再びノックが生じれば上記の操作が繰り返される。そして、このように変化する圧縮比推定値CMPESTに基づいて燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCと、燃焼室5の燃焼開始時期(MBTCYCL)における容積V0とが算出される。
V0 = Vc + (π / 4) D 2 · Hmbtcycl (87)
Where D: cylinder bore diameter [m]
Hmbtcycl: Piston pin at the start of combustion (MBTCYCL)
Distance from 76 TDCs [m],
According to the third embodiment (the invention described in claim 1), when using a fuel having a predetermined octane number, in this case, a fuel having an octane number of 80, the knock detection result by the
このように、第3実施形態(請求項16に記載の発明)によれば、ノックセンサ47によるノック検出結果に基づいて圧縮比推定値CMPESTを算出し(図45のステップ261、301、303参照)、その圧縮比推定値CMPESTに基づいて初期燃焼期間BURN1の算出に用いられる、燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0を算出する(図47のステップ321、322参照)ので、オクタン価80の燃料(予めオクタン価の定まっている燃料)を使用する場合において何らかの原因で実際の圧縮比がエンジン仕様の圧縮比より高くなったときにおいても、運転状態によらず、ノック検出結果を点火時期にフィードバックする従来装置のようにノック回避のための点火時期の遅角とそれに続く進角の操作とが繰り返されることがない。このため、第1、第2の各実施形態と同様に過渡でもノック限界点火時期を追従できるので、燃費悪化、出力低下を防ぐことができる。
Thus, according to the third embodiment (the invention described in claim 16), the compression ratio estimated value CMPEST is calculated based on the knock detection result by the knock sensor 47 (see steps 261, 301, and 303 in FIG. 45). ), The volume V0 at the combustion start timing of the
また、第3実施形態(請求項10に記載の発明)によれば、燃焼室5内で実際にノックが生じているか否かを検出し、このノック検出結果に基づいて圧縮比推定値CMPESTを算出し、この圧縮比推定値CMPESTに基づいて燃焼室5の燃焼開始時期における容積V0を算出し(図47のステップ321、322参照)、この燃焼開始時期における容積V0に基づいて燃焼開始から所定クランク角までの燃焼期間(BURN1、BURN2)を算出し、この燃焼期間(BURN1、BURN2)に基づいてMBTの得られる基本点火時期MBTCALを算出するので、オクタン価80の燃料(予めオクタン価の定まっている燃料)を使用する場合において何らかの原因で実際の圧縮比がエンジン仕様の圧縮比より高くなった場合においても、初期燃焼期間BURN1ひいては基本点火時期MBTCALを精度よく算出できる。
Further, according to the third embodiment (the invention described in claim 10), it is detected whether or not knock has actually occurred in the
第3実施形態(請求項13、19に記載の発明)によれば 圧縮比推定値CMPESTを第2の所定値const25ずつ小さくなる側(ノックが発生する側)にする更新(図45のステップ303参照)を、基本点火時期MBTCALではノックが発生する条件で実行する(図45のステップ263)ので、圧縮比推定値CMPESTを誤って更新することがない。
According to the third embodiment (the inventions described in
第3実施形態(請求項14、20に記載の発明)によれば、図47に示したように燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCと燃焼開始時期における容積V0とに基づいて吸気弁閉時期IVCから燃焼開始時期までの有効圧縮比Ecを算出し(図47のステップ163参照)、燃焼室5の吸気弁閉時期の温度TINIとこの有効圧縮比Ecとから燃焼室5の燃焼開始時期における温度T0を、燃焼室5の吸気弁閉時期の圧力PINIとこの有効圧縮比Ecとから燃焼室5の燃焼開始時期における圧力P0をそれぞれ算出し(図47のステップ164〜167参照)、これら燃焼室5の燃焼開始時期における温度T0と圧力P0とに基づいて初期燃焼期間BURN1の算出に用いる層流燃焼速度SL1を算出する(図47のステップ168参照)場合に、圧縮比推定値CMPESTに基づいて燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCを算出する(図46のステップ311、312)ので、予めオクタン価の定まっている燃料を使用する場合において何らかの原因で実際の圧縮比が予定している圧縮比より高くなったときにおいても、燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCを精度よく算出できる。
According to the third embodiment (the invention described in
第3実施形態では、自着火時期θknk(ノック発生時期)を燃焼室内の燃料が自着火に至るまでの時間の逆数の分布を表す特性に基づいて予測する場合で説明したが、ノックセンサによりノック発生時期を検出するようにしてもかまわない(請求項11、17に記載の発明)。
In the third embodiment, the self-ignition timing θknk (knock occurrence timing) has been described based on the case where the fuel in the combustion chamber is predicted based on the characteristic representing the distribution of the reciprocal of the time until the self-ignition of the fuel in the combustion chamber. You may make it detect generation | occurrence | production time (Invention of
第3実施形態では、予めオクタン価の定まっている燃料を用いるものを前提とする場合で説明したが、予めアルコール濃度の定まっている混合燃料を用いるものを前提とする場合にも第3実施形態を適用できる。 In the third embodiment, the description has been made on the assumption that the fuel having a predetermined octane number is used. However, the third embodiment is also applied to the case where a fuel mixture having a predetermined alcohol concentration is used. Applicable.
請求項1に記載の発明において、ノック相関パラメータ推定値算出手段の機能は図38のステップ261、262、266により、ノック発生時期予測手段の機能は図32のステップ206、207、208、209、210、図33の218により、ノック限界点火時期算出手段の機能は図33のステップ219〜231によりそれぞれ果たされている。
In the first aspect of the invention, the function of the knock correlation parameter estimated value calculating means is the steps 261, 262, and 266 in FIG. 38, and the function of the knock occurrence time predicting means is the
請求項16に記載の発明において、層流燃焼速度算出手段の機能は図47のステップ168、図12のステップ188により、燃焼ガス体積相当容積算出手段の機能は図47のステップ322、図12のステップ182により、燃焼質量割合算出手段の機能は図47のステップ171、図12のステップ191により、反応確率算出手段の機能は図46のステップ15により、基本点火時期算出手段の機能は図13のステップ41、42、43により、圧縮比推定値算出手段の機能は図45のステップ261、301、303により、燃焼開始時容積補正手段の機能は図47のステップ321によりそれぞれ果たされている。
In the invention described in
請求項10に記載の発明において、圧縮比推定値算出手段の機能は図13のステップ41、42、43により、燃焼開始時期容積算出手段の機能は図47のステップ322により、燃焼期間算出手段の機能は図47のステップ171、図12のステップ191により、基本点火時期算出手段の機能は図13のステップ42、43によりそれぞれ果たされている。
In the invention according to claim 10, the function of the compression ratio estimation value calculating means is the function of the combustion period calculating means according to
1 エンジン
5 燃焼室
11 点火装置(火花点火手段)
21 燃料インジェクタ
31 エンジンコントローラ
47 ノックセンサ(ノック強度検出手段)
1
21
Claims (21)
このノック検出結果に基づいてノック相関パラメータの推定値を算出するノック相関パラメータ推定値算出手段と、
このノック相関パラメータ推定値に基づいて燃焼室内でのノック発生時期を予測するノック発生時期予測手段と、
このノック発生時期に基づいてノック限界点火時期を算出するノック限界点火時期算出手段と、
このノック限界点火時期で火花点火を行う点火実行手段と
を備えることを特徴とするエンジンのノック制御装置。 Knock detecting means for detecting whether or not knock actually occurs in the combustion chamber;
A knock correlation parameter estimated value calculating means for calculating an estimated value of the knock correlation parameter based on the knock detection result;
A knock generation timing prediction means for predicting a knock generation timing in the combustion chamber based on the knock correlation parameter estimation value;
Knock limit ignition timing calculation means for calculating the knock limit ignition timing based on the knock occurrence timing;
An engine knock control device comprising: ignition executing means for performing spark ignition at the knock limit ignition timing.
このノック検出結果に基づいて圧縮比の推定値を算出する圧縮比推定値算出手段と、
この圧縮比推定値に基づいて前記燃焼室の燃焼開始時期における容積を算出する燃焼開始時期容積算出手段と、
この燃焼開始時期における容積に基づいて燃焼開始から所定クランク角までの燃焼期間を算出する燃焼期間算出手段と、
この燃焼期間に基づいてMBTの得られる基本点火時期を算出する基本点火時期算出手段と、
この基本点火時期で火花点火を行う点火実行手段と
を備えることを特徴とするエンジンの点火時期制御装置。 Knock detecting means for detecting whether or not knock actually occurs in the combustion chamber;
A compression ratio estimated value calculating means for calculating an estimated value of the compression ratio based on the knock detection result;
Combustion start time volume calculating means for calculating the volume of the combustion chamber at the combustion start time based on the compression ratio estimated value;
Combustion period calculation means for calculating a combustion period from the start of combustion to a predetermined crank angle based on the volume at the start of combustion;
Basic ignition timing calculating means for calculating a basic ignition timing for obtaining MBT based on the combustion period;
An ignition timing control device for an engine, comprising: ignition executing means for performing spark ignition at the basic ignition timing.
このノック発生時期に基づいてノック限界点火時期を算出するノック限界点火時期算出手段と、
このノック限界点火時期と前記基本点火時期のうち遅角側の値で火花点火を行う点火実行手段と
を備えることを特徴とする請求項10に記載のエンジンの点火時期制御装置。 A knock occurrence timing prediction means for predicting the knock occurrence timing in the combustion chamber;
Knock limit ignition timing calculation means for calculating the knock limit ignition timing based on the knock occurrence timing;
The engine ignition timing control device according to claim 10, further comprising ignition execution means for performing spark ignition at a retarded value of the knock limit ignition timing and the basic ignition timing.
燃焼室の吸気弁閉時期の温度とこの有効圧縮比とから燃焼室の燃焼開始時期における温度を、燃焼室の吸気弁閉時期の圧力とこの有効圧縮比とから燃焼室の燃焼開始時期における圧力をそれぞれ算出し、
これら燃焼室の燃焼開始時期における温度と圧力とに基づいて前記初期燃焼期間の算出に用いる層流燃焼速度を算出する場合に、
前記圧縮比推定値に基づいて前記燃焼室の吸気弁閉時期における容積を算出することを特徴とする請求項10に記載のエンジンの点火時期制御装置。 Calculate the effective compression ratio from the intake valve closing timing to the combustion starting timing based on the volume at the intake valve closing timing of the combustion chamber and the volume at the combustion starting timing,
The temperature at the combustion chamber intake valve closing timing and the effective compression ratio are used to determine the temperature at the combustion chamber combustion start timing. The pressure at the combustion chamber intake valve closing timing and the effective compression ratio are used to determine the pressure at the combustion chamber combustion start timing. Respectively,
When calculating the laminar combustion speed used for calculation of the initial combustion period based on the temperature and pressure at the combustion start timing of these combustion chambers,
11. The engine ignition timing control device according to claim 10, wherein a volume of the combustion chamber at a closing timing of the intake valve is calculated based on the estimated compression ratio.
燃焼室内の燃焼ガス体積に相当する容積を算出する燃焼ガス体積相当容積算出手段と、
所定のクランク角までに前記燃焼室内で燃焼するガスの燃焼質量割合を算出する燃焼質量割合算出手段と、
所定運転条件での燃焼ガスの燃焼のしやすさを示す反応確率を算出する反応確率算出手段と、
これら層流燃焼速度、燃焼ガス体積相当容積、燃焼質量割合及び反応確率に基づいて燃焼開始から所定クランク角までの燃焼期間を算出する燃焼期間算出手段と、
この燃焼期間に基づいてMBTの得られる基本点火時期を算出する基本点火時期算出手段と
を備え、
前記燃焼期間を初期燃焼期間と主燃焼期間とに分割し、
このうち初期燃焼期間を、燃焼室の燃焼開始時期の容積を前記燃焼室内の燃焼ガス体積に相当する容積として用いて算出するエンジンのノック制御装置において、
燃焼室内で実際にノックが生じているか否かを検出するノック検出手段と、
このノック検出結果に基づいてノック相関パラメータである圧縮比の推定値を算出する圧縮比推定値算出手段と、
この圧縮比推定値に基づいて前記燃焼室の燃焼開始時期における容積を算出する燃焼開始時容積算出手段と
を備えることを特徴とするエンジンのノック制御装置。 Laminar combustion speed calculating means for calculating a laminar combustion speed that is a combustion speed in a laminar flow state of the combustion gas;
A combustion gas volume equivalent volume calculating means for calculating a volume corresponding to the combustion gas volume in the combustion chamber;
Combustion mass ratio calculating means for calculating the combustion mass ratio of the gas combusted in the combustion chamber by a predetermined crank angle;
Reaction probability calculating means for calculating a reaction probability indicating the ease of combustion of combustion gas under a predetermined operating condition;
A combustion period calculating means for calculating a combustion period from the start of combustion to a predetermined crank angle based on these laminar combustion speed, combustion gas volume equivalent volume, combustion mass ratio and reaction probability;
A basic ignition timing calculation means for calculating a basic ignition timing for obtaining MBT based on the combustion period;
Dividing the combustion period into an initial combustion period and a main combustion period;
Among these, in the engine knock control device that calculates the initial combustion period by using the volume of the combustion start timing of the combustion chamber as the volume corresponding to the combustion gas volume in the combustion chamber,
Knock detecting means for detecting whether or not knock actually occurs in the combustion chamber;
A compression ratio estimated value calculating means for calculating an estimated value of the compression ratio that is a knock correlation parameter based on the knock detection result;
An engine knock control device comprising: a combustion start time volume calculating unit that calculates a volume of the combustion chamber at a combustion start time based on the estimated compression ratio.
このノック発生時期に基づいてノック限界点火時期を算出するノック限界点火時期算出手段と、
このノック限界点火時期と前記基本点火時期のうち遅角側の値で火花点火を行う点火実行手段と
を備えることを特徴とする請求項16に記載のエンジンのノック制御装置。 A knock occurrence timing prediction means for predicting the knock occurrence timing in the combustion chamber;
Knock limit ignition timing calculation means for calculating the knock limit ignition timing based on the knock occurrence timing;
The engine knock control device according to claim 16, further comprising ignition executing means for performing spark ignition with a value on the retard side of the knock limit ignition timing and the basic ignition timing.
燃焼室の吸気弁閉時期の温度とこの有効圧縮比とから燃焼室の燃焼開始時期における温度を、燃焼室の吸気弁閉時期の圧力とこの有効圧縮比とから燃焼室の燃焼開始時期における圧力をそれぞれ算出し、
これら燃焼室の燃焼開始時期における温度と圧力とに基づいて前記初期燃焼期間の算出に用いる層流燃焼速度を算出する場合に、
前記圧縮比推定値に基づいて前記燃焼室の吸気弁閉時期における容積を算出することを特徴とする請求項16に記載のエンジンのノック制御装置。 Calculate the effective compression ratio from the intake valve closing timing to the combustion starting timing based on the volume at the intake valve closing timing of the combustion chamber and the volume at the combustion starting timing,
The temperature at the combustion chamber intake valve closing timing and the effective compression ratio are used to determine the temperature at the combustion chamber combustion start timing. The pressure at the combustion chamber intake valve closing timing and the effective compression ratio are used to determine the pressure at the combustion chamber combustion start timing. Respectively,
When calculating the laminar combustion speed used for calculation of the initial combustion period based on the temperature and pressure at the combustion start timing of these combustion chambers,
The engine knock control device according to claim 16, wherein a volume of the combustion chamber at the closing timing of the intake valve is calculated based on the estimated compression ratio.
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DE102005045084B4 (en) * | 2004-09-22 | 2011-09-15 | Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha | Ignition timing control device for an internal combustion engine |
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