JP2006022764A - Control device of internal combustion engine with supercharger - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、過給機付き内燃機関の制御装置に関するものである。 The present invention relates to a control device for an internal combustion engine with a supercharger.
この種の従来技術として、例えば特許文献1には、ターボチャージャと排気還流装置とを備えたディーゼル機関において、機関回転数、燃料量、排気還流率、並びにターボチャージャのコンプレッサのパワー及びタービンのパワーの比較に基づいて、過給圧を推定し、吸入空気量を推定する制御システムが提案されている。この場合、コンプレッサのパワーとタービンのパワーとの比較に基づいてタービン回転数を算出し、そのタービン回転数に基づいて過給圧を推定するようにしていた。これにより、吸入空気量をできる限り正確に求めるようにしていた。
As this type of prior art, for example, in
一方、内燃機関への吸入空気量を要求通りに制御するためにスロットルバルブの上流側と下流側の圧力の関係を利用する方法が提案されており(例えば特許文献2)、かかる方法ではスロットル上流圧を精度良く知る必要がある。ターボチャージャを持たない内燃機関ではスロットル上流圧は常に大気圧で計算されるが、ターボチャージャ付内燃機関ではスロットル上流圧が常に変化する。そこで、ターボチャージャ付き内燃機関において精度良くスロットル上流圧を推定する必要がある。 On the other hand, in order to control the amount of intake air to the internal combustion engine as required, a method using the relationship between the pressure on the upstream side and the downstream side of the throttle valve has been proposed (for example, Patent Document 2). It is necessary to know the pressure accurately. In an internal combustion engine without a turbocharger, the throttle upstream pressure is always calculated as atmospheric pressure, whereas in an internal combustion engine with a turbocharger, the throttle upstream pressure always changes. Therefore, it is necessary to accurately estimate the throttle upstream pressure in an internal combustion engine with a turbocharger.
ところで、殆どの過給機付き内燃機関では、コンプレッサの下流にインタークーラ(冷却器)が備えられており、圧縮された空気を冷却することによって、燃焼室に供給される空気の充填量を増加させ、温度の上昇による充填効率低下を改善している。しかしながら、前述の特許文献1(特開平6−26383号公報)ではインタークーラについては述べられていない。タービン回転数とスロットル上流圧の関係をインタークーラ有りのシステムで求めたとしても、インタークーラの特性は周囲の外気温や車速によって変化するため、それらの影響を無視して精度良く空気量を求めることは困難であった。 By the way, in most internal combustion engines with a supercharger, an intercooler (cooler) is provided downstream of the compressor, and the amount of air supplied to the combustion chamber is increased by cooling the compressed air. This reduces the decrease in filling efficiency due to temperature rise. However, the above-described Patent Document 1 (Japanese Patent Laid-Open No. 6-26383) does not describe an intercooler. Even if the relationship between the turbine speed and the upstream pressure of the throttle is determined by a system with an intercooler, the characteristics of the intercooler change depending on the ambient outside temperature and vehicle speed. It was difficult.
また、特許文献3の制御装置では、ターボチャージャ、インタークーラ、吸気管、排気管、EGR及び燃焼室を各々モデル化してシステム全体のモデルを構築し、ガスエネルギーをモデル間のパラメータとして吸入空気量を推定する方法が提案されている。本制御装置では、インタークーラ特性として、インタークーラ通過ガス量、外気温、インタークーラ上流温によってインタークーラの冷却効果を算出している。また、インタークーラモデルの圧力損失に関しては、無視できるほど小さいとして考慮されていなかった。しかしながら、圧力損失特性はインタークーラ単体のサイズや構成によって異なる。そのため、必ずしも全てのインタークーラにおいて無視できるほど小さいとは限らず、インタークーラの圧力損失の影響から当該インタークーラの出口圧力、すなわちスロットル上流圧の算出精度が低下するおそれがあった。
本発明は、冷却器の単体特性を良好に反映して冷却器の出口圧力と出口温度を精度良く算出することができる過給機付き内燃機関の制御装置を提供することを主たる目的とするものである。 The main object of the present invention is to provide a control device for an internal combustion engine with a supercharger that can accurately calculate the outlet pressure and the outlet temperature of the cooler, reflecting the characteristics of the cooler well. It is.
上記目的を達成するために、冷却器(インタークーラ)の単体モデルをベースに、冷却器内での圧力損失を算出すると共に、同じく冷却器の単体モデルをベースに、冷却器内での冷却効果を算出する。そして、過給機による過給後の過給圧と前記圧力損失とに基づいて冷却器の出口圧力を算出する。また、過給機による過給後の過給温と前記冷却効果とに基づいて冷却器の出口温度を算出する。本構成によれば、冷却器の単体特性としての圧力損失と冷却効果とを良好に反映して冷却器の出口圧力と出口温度とを精度良く算出することができる。なお、冷却器の出口側にスロットルバルブが設けられる構成では冷却器の出口圧力がスロットル上流圧に、出口温度がスロットル上流温に相当し、上記構成によりスロットル上流圧、スロットル上流温が精度良く算出できることとなる。ここで、冷却器の圧力損失とは冷却器入口と出口の圧力差を言い、冷却効果とは冷却器入口と出口の温度差を言う。 In order to achieve the above objective, the pressure loss in the cooler is calculated based on the single model of the cooler (intercooler), and the cooling effect in the cooler is also based on the single model of the cooler. Is calculated. Then, the outlet pressure of the cooler is calculated based on the supercharging pressure after supercharging by the supercharger and the pressure loss. Further, the outlet temperature of the cooler is calculated based on the supercharging temperature after supercharging by the supercharger and the cooling effect. According to this configuration, it is possible to accurately calculate the outlet pressure and the outlet temperature of the cooler, reflecting the pressure loss and the cooling effect as the single unit characteristics of the cooler satisfactorily. In the configuration where the throttle valve is provided on the outlet side of the cooler, the outlet pressure of the cooler corresponds to the throttle upstream pressure, and the outlet temperature corresponds to the throttle upstream temperature. With the above configuration, the throttle upstream pressure and throttle upstream temperature are accurately calculated. It will be possible. Here, the pressure loss of the cooler means a pressure difference between the cooler inlet and the outlet, and the cooling effect means a temperature difference between the cooler inlet and the outlet.
圧力損失算出手段は、基準となる運転条件下での冷却器への流入空気量に対する圧力損失特性を用いて圧力損失を算出すると良い。この場合、基準の運転条件を規定することで、冷却器単体を容易にモデル化できる。 The pressure loss calculating means may calculate the pressure loss using the pressure loss characteristic with respect to the amount of air flowing into the cooler under the reference operating condition. In this case, the cooler unit can be easily modeled by defining the standard operating conditions.
また、圧力損失算出手段は、冷却器の入口圧力、冷却器の入口温度、外気温及び風速をパラメータとして、圧力損失に対する補正を実施すると良い。つまり、冷却器の入口圧力、冷却器の入口温度、外気温又は風速が変化すると圧力損失が変化するが、かかる場合にも精度良く冷却器の出口圧力を算出することができる。なお、風速は車速に対応しているため、車速を風速パラメータとして代用できる。 The pressure loss calculating means may correct the pressure loss by using the inlet pressure of the cooler, the inlet temperature of the cooler, the outside air temperature, and the wind speed as parameters. That is, when the inlet pressure of the cooler, the inlet temperature of the cooler, the outside air temperature, or the wind speed changes, the pressure loss changes. In such a case, the outlet pressure of the cooler can be accurately calculated. Since the wind speed corresponds to the vehicle speed, the vehicle speed can be used as a wind speed parameter.
冷却効果算出手段は、基準となる運転条件下での冷却器への流入空気量に対する冷却効果特性を用いて冷却効果を算出すると良い。この場合、基準の運転条件を規定することで、冷却器単体を容易にモデル化できる。 The cooling effect calculation means may calculate the cooling effect using a cooling effect characteristic with respect to the amount of air flowing into the cooler under the reference operating condition. In this case, the cooler unit can be easily modeled by defining the standard operating conditions.
また、冷却効果算出手段は、冷却器の入口温度、外気温及び風速をパラメータとして、冷却効果に対する補正を実施すると良い。つまり、冷却器の入口温度、外気温又は風速が変化すると冷却効果が変化するが、かかる場合にも精度良く冷却器の出口温度を算出することができる。 The cooling effect calculation means may correct the cooling effect using the inlet temperature of the cooler, the outside air temperature, and the wind speed as parameters. That is, the cooling effect changes when the inlet temperature, the outside air temperature, or the wind speed of the cooler changes. In such a case, the outlet temperature of the cooler can be accurately calculated.
過給機としてターボチャージャを用いた場合の過給圧算出手段として、次の算出手法が適用できる。すなわち、内燃機関の排気特性を基にタービン動力を算出すると共に、該タービン動力を基にコンプレッサ駆動力を算出する。また、内燃機関の吸気特性とコンプレッサ駆動力とを基に過給パワーを算出すると共に、該過給パワーから過給圧を算出する。本構成によれば、排気及び吸気の特性を考慮しつつターボチャージャにおける動力伝達の原理に沿って過給圧が算出されるため、過給圧が精度良く算出できる。仮に周囲環境(温度条件や圧力条件)が変化しても、周囲環境に応じたベースマップや補正処理等を要することなく現実の過給圧が精度良く算出でき、結果として安価なシステムが構築できる。 As a supercharging pressure calculation means when a turbocharger is used as a supercharger, the following calculation method can be applied. That is, the turbine power is calculated based on the exhaust characteristics of the internal combustion engine, and the compressor driving force is calculated based on the turbine power. Further, the supercharging power is calculated based on the intake characteristics of the internal combustion engine and the compressor driving force, and the supercharging pressure is calculated from the supercharging power. According to this configuration, the supercharging pressure is calculated in accordance with the principle of power transmission in the turbocharger while taking into account the characteristics of exhaust and intake air, so that the supercharging pressure can be calculated with high accuracy. Even if the surrounding environment (temperature conditions and pressure conditions) changes, the actual supercharging pressure can be calculated accurately without requiring a base map or correction processing according to the surrounding environment, and an inexpensive system can be constructed as a result. .
かかる場合、タービンホイールをモデル化したタービンモデルと、回転軸をモデル化したシャフトモデルと、コンプレッサインペラをモデル化したコンプレッサモデルとを設定し、各モデルにより、タービン動力算出手段、コンプレッサ駆動力算出手段、過給圧算出手段をそれぞれ構成すると良い。 In such a case, a turbine model that models the turbine wheel, a shaft model that models the rotating shaft, and a compressor model that models the compressor impeller are set, and the turbine power calculation means and compressor driving force calculation means are set according to each model. The supercharging pressure calculating means may be configured respectively.
以下、本発明を具体化した一実施の形態を図面に従って説明する。本実施の形態は、内燃機関である車載多気筒ガソリンエンジンを対象にエンジン制御システムを構築するものであり、当該制御システムのエンジンには過給機としてターボチャージャが設けられている。先ずは、図1を用いてエンジン制御システムの全体概略構成図を説明する。 DESCRIPTION OF EXEMPLARY EMBODIMENTS An embodiment of the invention will be described below with reference to the drawings. In the present embodiment, an engine control system is constructed for an in-vehicle multi-cylinder gasoline engine that is an internal combustion engine, and the engine of the control system is provided with a turbocharger as a supercharger. First, an overall schematic configuration diagram of the engine control system will be described with reference to FIG.
図1に示すエンジン10において、吸気管11には、DCモータ等のアクチュエータによって開度調節されるスロットルバルブ14が設けられており、そのスロットルバルブ14の開度(スロットル開度)によって各気筒ヘの吸入空気量が調節される。スロットル開度はスロットル開度センサ15によって検出される。スロットルバルブ14の下流側にはサージタンク16が設けられ、このサージタンク16には吸気管圧力を検出するための吸気管圧力センサ17(吸気管圧力検出手段)が設けられている。また、サージタンク16には、エンジン10の各気筒に空気を導入する吸気マニホールド18が接続されており、吸気マニホールド18において各気筒の吸気ポート近傍には燃料を噴射供給する電磁駆動式の燃料噴射弁19が取り付けられている。
In the engine 10 shown in FIG. 1, a
エンジン10の吸気ポート及び排気ポートにはそれぞれ吸気バルブ21及び排気バルブ22が設けられており、吸気バルブ21の開動作により空気と燃料との混合気が燃焼室23内に導入され、排気バルブ22の開動作により燃焼後の排ガスが排気管24に排出される。エンジン10のシリンダヘッドには気筒毎に点火プラグ25が取り付けられており、点火プラグ25には、点火コイル等よりなる図示しない点火装置を通じて、所望とする点火時期において高電圧が印加される。この高電圧の印加により、各点火プラグ25の対向電極間に火花放電が発生し、燃焼室23内に導入した混合気が着火され燃焼に供される。
An
エンジン10のシリンダブロックには、エンジン10の回転に伴い所定クランク角毎に(例えば30°CA周期で)矩形状のクランク角信号を出力するクランク角度センサ26が取り付けられている。
A
また、吸気管11と排気管24との間にはターボチャージャ30が配設されている。ターボチャージャ30は、吸気管11に設けられたコンプレッサインペラ31と、排気管24に設けられたタービンホイール32とを有し、それらが回転軸33にて連結されている。タービンホイール32は、排気管24内を流れる排気のエネルギーによって回転し、その回転エネルギーが回転軸33を介してコンプレッサインペラ31に伝達される。コンプレッサインペラ31は、このエネルギーを利用して吸気管11内を流れる吸入空気を圧縮して過給する。この過給の際、吸入空気の温度が上昇する。コンプレッサインペラ31の下流側には、圧縮された空気を冷却するインタークーラ37が設けられている。
A
吸気管11の最上流部には図示しないエアクリーナが設けられ、このエアクリーナの下流側には吸入空気の温度を検出する吸気温センサ41と、吸入空気量を検出するエアフロメータ42とが設けられている。その他、本制御システムでは、アクセルペダルの踏み込み操作量(アクセル開度)を検出するアクセル開度センサ43や、大気圧を検出する大気圧センサ44や、車両の速度を検出する車速センサ45が設けられている。
An air cleaner (not shown) is provided at the most upstream portion of the intake pipe 11, and an intake air temperature sensor 41 for detecting the temperature of the intake air and an
ECU(電子制御ユニット)50は、周知の通りCPU、ROM、RAM等よりなるマイクロコンピュータを主体として構成され、ROMに記憶された各種の制御プログラムを実行することで、その都度のエンジン運転状態に応じてエンジン10の各種制御を実施する。すなわち、ECU50には、前述した各種センサから各々検出信号が入力される。そして、ECU50は、随時入力される各種の検出信号に基づいて燃料噴射量や点火時期等を演算し、燃料噴射弁19や点火プラグ25の駆動を制御する。
As is well known, the ECU (electronic control unit) 50 is mainly composed of a microcomputer composed of a CPU, ROM, RAM, and the like, and by executing various control programs stored in the ROM, the engine operation state can be changed each time. Accordingly, various controls of the engine 10 are performed. That is, detection signals are input to the
また本実施の形態では、いわゆるトルクベース制御による電子スロットル制御を実施することとしており、エンジン10で生じるトルクを基準にしてスロットル開度を目標値に制御する。簡単に説明すると、ECU50は、アクセル開度センサ27の検出信号に基づいて要求トルクを演算すると共に要求トルクを満足する要求空気量を演算し、要求空気量、その都度のスロットル上流側及び下流側の圧力、吸気温度に基づいて目標スロットル開度を算出する。そして、ECU50は、スロットル開度を目標スロットル開度に制御する。
In this embodiment, electronic throttle control by so-called torque base control is performed, and the throttle opening is controlled to a target value based on the torque generated in the engine 10. Briefly, the
ここで、目標スロットル開度を算出するのに必要なスロットル上流圧とスロットル上流温の推定には、ターボチャージャ30の原理に基づいて構築したターボチャージャモデルを用い、該ターボチャージャモデルによりコンプレッサの出口圧力と出口温度を算出する。そして次に、インタークーラ37の単体モデルを用い、インタークーラ37での圧力損失及び冷却効果を算出してその結果に基づいてスロットル上流の圧力と温度(インタークーラ出口圧力と、インタークーラ出口温度)を算出する。
Here, in order to estimate the throttle upstream pressure and the throttle upstream temperature necessary for calculating the target throttle opening, a turbocharger model constructed based on the principle of the
図2を用いて、ターボチャージャモデルM10及びインタークーラモデルM20について詳細に説明する。先ずはターボチャージャモデルM10を説明する。 The turbocharger model M10 and the intercooler model M20 will be described in detail with reference to FIG. First, the turbocharger model M10 will be described.
ターボチャージャモデルM10は、主要部分としてタービンホイール32をモデル化したタービンモデルM11と、回転軸33をモデル化したシャフトモデルM12と、コンプレッサインペラ31をモデル化したコンプレッサモデルM13とからなる。タービンモデルM11は、排気特性からタービン動力Ltを算出するタービン動力算出手段を備える。シャフトモデルM12は、タービンモデルM11で算出したタービン動力Ltを予め求めておいた変換効率を用いてコンプレッサ駆動力Lcに変換するコンプレッサ駆動力算出手段を備える。コンプレッサモデルM13は、シャフトモデルM12で求めたコンプレッサ駆動力Lcから実際に過給に使う過給パワーを算出する過給パワー算出手段と、過給パワーから過給圧を算出する過給圧算出手段を備える。
The turbocharger model M10 includes a turbine model M11 that models the
また、本ターボチャージャモデルM10は、ターボチャージャ30の各パーツモデル以外に、排気の遅れなどを考慮した排気管モデルM14と、吸気の遅れなどを考慮した吸気管モデルM15とを備える。
The turbocharger model M10 includes an exhaust pipe model M14 that takes into account exhaust delay and the like, and an intake pipe model M15 that takes into account intake delay and the like, in addition to each part model of the
このように、構成要素毎のモデルの組み合わせによって全体のシステムモデルを構築し、過給の原理に基づいてエネルギー(動力)の流れでモデルを統一したパラメータで組むことによって、モデルを再利用する際の利便性(再利用性)を高めることができる。すなわち、一度構築したモデルを他のシステムに容易に適用することが可能となる。また、本モデルをベースにすれば、冗長性も高く、電動化した過給機のモデル化なども容易に行え、汎用性の高いモデルが実現できる。 In this way, when the entire system model is constructed by combining the models for each component, and the model is combined with the unified parameters with the energy (power) flow based on the principle of supercharging, the model can be reused. Convenience (reusability) can be improved. That is, the model once constructed can be easily applied to other systems. Moreover, if this model is used as a base, it is highly redundant, and it is possible to easily model an electrified supercharger and realize a highly versatile model.
以下にターボチャージャモデルM10の各構成要素の内容についてより詳細に説明する。本モデルはエネルギーの流れを追って構築してあるため、エネルギーの流れに着目して説明する。 The contents of each component of the turbocharger model M10 will be described in detail below. Since this model is constructed following the flow of energy, we will focus on the flow of energy.
ターボチャージャ30を駆動するエネルギーとなるのは、エンジン10の排気が持つエネルギーである。タービンモデルM11では、エンジン10の排気パラメータ(タービン上流圧Ptb_in、タービン下流圧Ptb_out、タービン上流温Ttb_in、排気流量mg、タービン断熱効率ηg)から式(1)を用いてタービン動力Ltを算出する。これらの排気パラメータである温度や圧力、流量は、センサ等による実測値でもモデルやマップによる推定値でも良い。一例として本実施の形態では、排気流量mgをエアフロメータ42の実測値と噴射信号(又は空燃比)とから算出すると共に、予め作成しておいたテーブルを用いて排気流量mgからタービン上下流圧Ptbとタービン上下流温Ttbを算出するものとする。
The energy that drives the
図3は排気流量mgとタービン上下流圧Ptb、タービン上下流温Ttbとの関係を示す図であり、この関係に基づいて作成したテーブルにより、排気流量mgに応じてタービン上流圧Ptb_in、タービン下流圧Ptb_out、タービン上流温Ttb_in、タービン下流温Ttb_outが算出される。 FIG. 3 is a diagram showing the relationship between the exhaust flow rate mg, the turbine upstream / downstream pressure Ptb, and the turbine upstream / downstream temperature Ttb. The table created based on this relationship shows that the turbine upstream pressure Ptb_in and the turbine downstream are in accordance with the exhaust flow rate mg. The pressure Ptb_out, the turbine upstream temperature Ttb_in, and the turbine downstream temperature Ttb_out are calculated.
シャフトモデルM12では、式(2)によってタービン動力Ltをコンプレッサ駆動力Lcに変換し出力する。ηtは動力変換効率である。 In the shaft model M12, the turbine power Lt is converted into the compressor driving force Lc by the equation (2) and output. ηt is power conversion efficiency.
コンプレッサモデルM13では、コンプレッサ駆動力Lcと効率ηcとから過給パワーを算出する(式(3))。また、式(3)を変形することによって式(4)が得られ、過給パワーの算出値と吸気パラメータ(吸入空気量Ga、コンプレッサ入口圧Pc_in、吸気温Tc_in)を用いて過給圧Pc_out(コンプレッサ出口圧力)を算出する(式(4))。ここで、caは吸気の比熱、κaは比熱比である。吸入空気量Gaはエアフロメータ42の検出信号から、コンプレッサ入口圧Pc_inは大気圧センサ44の検出信号から、吸気温Tc_inは吸気温センサ41の検出信号から、それぞれ算出される。
In the compressor model M13, the supercharging power is calculated from the compressor driving force Lc and the efficiency ηc (Equation (3)). Further, the equation (4) is obtained by modifying the equation (3), and the supercharging pressure Pc_out is calculated using the calculated value of the supercharging power and the intake air parameters (intake air amount Ga, compressor inlet pressure Pc_in, intake air temperature Tc_in). (Compressor outlet pressure) is calculated (formula (4)). Here, ca is the specific heat of the intake air, and κa is the specific heat ratio. The intake air amount Ga is calculated from the detection signal of the
ここで、コンプレッサ効率ηcは式(5)のように表される。 Here, the compressor efficiency ηc is expressed as shown in Equation (5).
次に、前述したエネルギーの流れをつなぐための遅れ等のモデルについて説明する。実際には、ターボシステムにはタービンイナーシャや空気の遅れ等が発生するため、過渡時の過給圧を推定するためには、上記の各モデルをつなぐための遅れモデルが必要となる。吸気管11と排気管24の体積分の遅れは、状態方程式から式(7)のように表すことができ、吸気管11又は排気管24での圧力の変化に応じてそれぞれ算出される。式(7)において、Vは吸気管11又は排気管24の体積(実際には、コンプレッサからスロットルまでの吸気管体積又は排気ポートからタービンまでの排気管体積)、Rはガス定数、Tは吸気管11又は排気管24の温度、pは吸気管11又は排気管24の圧力、dp/dtはその微分値、minは吸気管11又は排気管24のガス流入量、moutは吸気管11又は排気管24のガス排出量である。
Next, a model such as a delay for connecting the above-described energy flow will be described. Actually, since a turbo inertia, a delay of air, and the like occur in the turbo system, a delay model for connecting the above-described models is necessary to estimate the supercharging pressure at the time of transition. The delay due to the volume of the intake pipe 11 and the
また、各配管の遅れに加えて、ターボチャージャ30の応答遅れがある。この遅れをムダ時間+一次遅れモデルで模擬する。その際の伝達関数の係数は運転条件によって変化することを考慮するとより詳細な過渡モデルが構築できる。この場合、実測値より、ターボチャージャ応答時間がエンジンの運転状態(流量や回転数、負荷など)によって変化することが分かる(図5)。具体的には、吸気管圧力が小さい場合或いはエンジン回転数が小さい場合は応答時間が長く、吸気管圧力や回転数が増加するとそれに伴い応答時間は短くなる。
In addition to the delay of each pipe, there is a response delay of the
従って、加速時の過渡特性を考えると、加速初期は吸気管圧力が小さいためターボチャージャの応答時間が大きく過給圧の応答遅れは大きくなるが、吸気管圧力の増加に従い応答時間が小さくなり過給圧の応答遅れが小さくなるため、実機の過渡時の過給圧特性は二次的なものになっていると考えられる。故に、一次遅れで構築した遅れモデルではこの特性を模擬することは困難であるので、一次遅れの伝達係数を運転状態によって可変としたり、又は運転状態を見てこの特性を補正するロジックを加えたりすることで、より精度良く過給圧推定を行える。 Therefore, considering the transient characteristics during acceleration, since the intake pipe pressure is small at the beginning of acceleration, the response time of the turbocharger is large and the response delay of the supercharging pressure is large, but the response time becomes small as the intake pipe pressure increases. Since the response delay of the supply pressure becomes small, it is considered that the supercharging pressure characteristic at the time of transition of the actual machine is secondary. Therefore, since it is difficult to simulate this characteristic with a delay model constructed with a first-order lag, the transmission coefficient of the first-order lag can be made variable depending on the driving condition, or logic that corrects this characteristic by adding a correction based on the driving condition can be added. By doing so, the supercharging pressure can be estimated with higher accuracy.
次に、インタークーラモデルM20について説明する。インタークーラモデルM20は、インタークーラ37での圧力損失を算出する圧力損失モデル部分と、冷却効果(温度降下)を算出する冷却効果モデル部分とに分かれており、前者の構成を図6に、後者の構成を図7に示す。圧力損失と冷却効果はインタークーラ単体特性を基に構築され、その単体特性は次のとおり規定されている。 Next, the intercooler model M20 will be described. The intercooler model M20 is divided into a pressure loss model portion for calculating the pressure loss in the intercooler 37 and a cooling effect model portion for calculating the cooling effect (temperature drop). The former configuration is shown in FIG. The configuration is shown in FIG. The pressure loss and cooling effect are built based on the characteristics of the intercooler, and the characteristics of the single unit are specified as follows.
まず、基準となる外気温Ta_base、大気圧Pa_base、過給圧Pb_base、過給温Tb_baseを定める。これらの値は、モデルを構築する上で、ターボチャージャ付エンジンにおける任意に決めた基準の運転条件値である。この基準の運転条件下で、インタークーラ流入量に対する圧力損失特性としての圧力損失ΔPと冷却効果特性(温度降下特性)としての温度降下量ΔTとを求める。圧力損失ΔPはインタークーラ入口圧力と出口圧力の差であり、温度降下量ΔTはインタークーラ入口温度と出口温度の差である。これが基準のモデルとなる。 First, the reference outside temperature Ta_base, atmospheric pressure Pa_base, supercharging pressure Pb_base, and supercharging temperature Tb_base are determined. These values are standard operating condition values arbitrarily determined for the turbocharged engine in constructing the model. Under this standard operating condition, a pressure loss ΔP as a pressure loss characteristic with respect to the intercooler inflow amount and a temperature drop amount ΔT as a cooling effect characteristic (temperature drop characteristic) are obtained. The pressure loss ΔP is the difference between the intercooler inlet pressure and the outlet pressure, and the temperature drop ΔT is the difference between the intercooler inlet temperature and the outlet temperature. This is the reference model.
ここで、インタークーラ37における圧力損失と冷却効果は、インタークーラ入口の圧力(過給圧Pc_out)、温度(過給温Tc_out)、外気温Ta、及びインタークーラ37を通過する風速をパラメータとして変化する。そこで、これら各パラメータを基に、基準条件下での算出値に補正を加えることとしている。図8〜図10には、インタークーラ入口圧力(過給圧Pc_out)、インタークーラ入口温度(過給温Tc_out)、風速の変化に対する圧力損失特性及び冷却効果特性の変化を示している。 Here, the pressure loss and the cooling effect in the intercooler 37 change with the pressure at the intercooler inlet (supercharging pressure Pc_out), the temperature (supercharging temperature Tc_out), the outside air temperature Ta, and the wind speed passing through the intercooler 37 as parameters. To do. Therefore, corrections are made to the calculated values under the reference conditions based on these parameters. 8 to 10 show changes in pressure loss characteristics and cooling effect characteristics with respect to changes in intercooler inlet pressure (supercharging pressure Pc_out), intercooler inlet temperature (supercharging temperature Tc_out), and wind speed.
図8には、インタークーラ入口圧力(過給圧Pc_out)の変化時における圧力損失特性と冷却効果特性とを示す。図8では温度条件、風速条件は一定である。この場合、インタークーラ入口圧力(過給圧Pc_out)の変化に伴い空気の密度が変化するため、(a)に示すように、圧力上昇に伴いインタークーラ37に流入する体積が変化して圧力損失が減少する。但し、インタークーラ入口圧力(過給圧Pc_out)が変化しても、インタークーラ37に流入する質量流量は変化せず過給気の放熱量は変わらないため、(b)に示すように、冷却効果(温度降下)は不変である。 FIG. 8 shows the pressure loss characteristic and the cooling effect characteristic when the intercooler inlet pressure (supercharging pressure Pc_out) changes. In FIG. 8, the temperature condition and the wind speed condition are constant. In this case, since the density of the air changes as the intercooler inlet pressure (supercharging pressure Pc_out) changes, the volume flowing into the intercooler 37 changes as the pressure rises, as shown in FIG. Decrease. However, even if the intercooler inlet pressure (supercharging pressure Pc_out) changes, the mass flow rate flowing into the intercooler 37 does not change and the amount of heat released from the supercharged air does not change. Therefore, as shown in FIG. The effect (temperature drop) is unchanged.
また、図9には、インタークーラ入口温度(過給温Tc_out)の変化時における圧力損失特性と冷却効果特性とを示す。図9では圧力条件、風速条件は一定である。この場合、インタークーラ入口温度(過給温Tc_out)の変化に伴い空気の密度が変化するため、(a)に示すように、温度上昇に伴い圧力損失が減少する。また、インタークーラ入口温度(過給温Tc_out)の変化に伴い外気との温度差が変化して放熱量が変化するため、(b)に示すように、温度上昇に伴い冷却効果(温度降下)が増加する。 FIG. 9 shows pressure loss characteristics and cooling effect characteristics when the intercooler inlet temperature (supercharging temperature Tc_out) changes. In FIG. 9, the pressure condition and the wind speed condition are constant. In this case, since the density of air changes with the change of the intercooler inlet temperature (supercharging temperature Tc_out), the pressure loss decreases as the temperature rises as shown in (a). Further, since the temperature difference with the outside air changes due to the change in the intercooler inlet temperature (supercharging temperature Tc_out) and the heat radiation amount changes, as shown in (b), the cooling effect (temperature drop) as the temperature rises. Will increase.
図10には、風速(すなわち車速)の変化時における圧力損失特性と冷却効果特性とを示す。図10では温度条件、圧力条件は一定である。この場合、(a)に示すように、風速の増加に伴い圧力損失が減少する。また、(b)に示すように、風速の増加に伴い冷却効果が増加する。本実施の形態では、上記のインタークーラ単体特性を反映してインタークーラモデルM20を構築している。 FIG. 10 shows the pressure loss characteristic and the cooling effect characteristic when the wind speed (that is, the vehicle speed) changes. In FIG. 10, the temperature condition and the pressure condition are constant. In this case, as shown in (a), the pressure loss decreases as the wind speed increases. Further, as shown in (b), the cooling effect increases as the wind speed increases. In the present embodiment, the intercooler model M20 is constructed reflecting the above-described intercooler single unit characteristics.
図6に示す圧力損失モデルでは、外気温Ta_base、過給圧Pb_base及び過給温Tb_baseを基準値(例えば、Ta_base=25℃、Pb_base=0kPa、Tb_base=75℃)として作成した特性マップを用い、その都度の吸入空気量Gaと車速SPDとに基づいて基準圧力損失ΔPbaseを算出する。図11の(a)には、吸入空気量Gaと車速SPDとに対する圧力損失特性を示す。 In the pressure loss model shown in FIG. 6, a characteristic map created using the outside air temperature Ta_base, the supercharging pressure Pb_base, and the supercharging temperature Tb_base as reference values (for example, Ta_base = 25 ° C., Pb_base = 0 kPa, Tb_base = 75 ° C.) A reference pressure loss ΔPbase is calculated based on the intake air amount Ga and the vehicle speed SPD each time. FIG. 11A shows pressure loss characteristics with respect to the intake air amount Ga and the vehicle speed SPD.
また、式(8)を用い、インタークーラ入口圧力(過給圧Pc_out)に基づいて圧力補正係数を算出すると共に、式(9)を用い、インタークーラ入口温度(過給温Tc_out)と外気温Taに基づいて温度補正係数を算出する。ρ(T)は、任意の温度での空気の密度である。 Further, the pressure correction coefficient is calculated based on the intercooler inlet pressure (supercharging pressure Pc_out) using the equation (8), and the intercooler inlet temperature (supercharging temperature Tc_out) and the outside air temperature are calculated using the equation (9). A temperature correction coefficient is calculated based on Ta. ρ (T) is the density of air at an arbitrary temperature.
そして、次の式(10)によりスロットル上流圧Pic_outを算出する。 Then, the throttle upstream pressure Pic_out is calculated by the following equation (10).
また、式(11)を用い、インタークーラ入口温度(過給温Tc_out)と外気温Taに基づいて温度補正係数を算出する。 Further, the temperature correction coefficient is calculated based on the intercooler inlet temperature (supercharging temperature Tc_out) and the outside air temperature Ta using the equation (11).
そして、次の式(12)によりスロットル上流温Tic_outを算出する。 Then, the throttle upstream temperature Tic_out is calculated by the following equation (12).
次に、ECU50による過給圧算出の処理の流れを図12〜図19のフローチャートに基づいて説明する。図12は、ベースルーチンを示すフローチャートであり、本ルーチンはECU50により例えば4msec毎に実行される。そして、図12のベースルーチンにおいて、図13〜図19のサブルーチンが適宜実行される。
Next, the flow of processing for calculating the supercharging pressure by the
図12に示すように、ベースルーチンは、排気管モデル計算ルーチン(ステップS110)、タービンモデル計算ルーチン(ステップS120)、シャフトモデル計算ルーチン(ステップS130)、コンプレッサモデル計算ルーチン(ステップS140)、インタークーラモデル計算ルーチン(ステップS150)を備えてなる。 As shown in FIG. 12, the base routine includes an exhaust pipe model calculation routine (step S110), a turbine model calculation routine (step S120), a shaft model calculation routine (step S130), a compressor model calculation routine (step S140), an intercooler. A model calculation routine (step S150) is provided.
かかる場合、図13に示す排気管モデル計算ルーチンでは、ステップS111で排気流量の遅れを算出し、続くステップS112で排気特性の算出を実施する。具体的には、図3の関係を用い、その都度の排気流量mgに基づいて、タービン上流圧Ptb_in、タービン下流圧Ptb_out、タービン上流温Ttb_in、タービン下流温Ttb_outを算出する。 In such a case, in the exhaust pipe model calculation routine shown in FIG. 13, the exhaust flow rate delay is calculated in step S111, and the exhaust characteristic is calculated in the subsequent step S112. Specifically, the turbine upstream pressure Ptb_in, the turbine downstream pressure Ptb_out, the turbine upstream temperature Ttb_in, and the turbine downstream temperature Ttb_out are calculated based on the exhaust flow rate mg in each case using the relationship of FIG.
また、図14に示すタービンモデル計算ルーチンでは、ステップS121で前述の式(1)を用い、排気管モデル計算ルーチンで算出した排気特性に基づいてタービン動力Ltの算出を実施する。 Further, in the turbine model calculation routine shown in FIG. 14, the turbine power Lt is calculated based on the exhaust characteristic calculated in the exhaust pipe model calculation routine by using the above-described equation (1) in step S121.
図15に示すシャフトモデル計算ルーチンでは、ステップS131で前記図4の関係を用い、タービン動力Ltに基づいて動力変換効率ηtを算出する。続くステップS132では前述の式(2)を用い、タービン動力Ltと動力変換効率ηtとからコンプレッサ駆動力Lcを算出する。また、ステップS133ではタービンイナーシャによる遅れを算出する。 In the shaft model calculation routine shown in FIG. 15, the power conversion efficiency ηt is calculated based on the turbine power Lt using the relationship shown in FIG. 4 in step S131. In the following step S132, the compressor driving force Lc is calculated from the turbine power Lt and the power conversion efficiency ηt using the above-described equation (2). In step S133, a delay due to the turbine inertia is calculated.
図16に示すコンプレッサモデル計算ルーチンでは、ステップS141で吸入空気量と吸気温とを読み込み、ステップS142で吸気管遅れを算出する。また、ステップS143でコンプレッサ効率ηcを算出し、ステップS144で前述の式(4)を用いて過給圧Pc_outを算出する。ステップS145では、前述の式(6)を用いて過給温Tc_outを算出する。 In the compressor model calculation routine shown in FIG. 16, the intake air amount and the intake air temperature are read in step S141, and the intake pipe delay is calculated in step S142. In step S143, the compressor efficiency ηc is calculated, and in step S144, the supercharging pressure Pc_out is calculated using the above-described equation (4). In step S145, the supercharging temperature Tc_out is calculated using the above-described equation (6).
次に、図17に示すインタークーラモデル計算ルーチンは、冷却効果算出ルーチン(ステップS210)と圧力損失算出ルーチン(ステップS220)とよりなる。 Next, the intercooler model calculation routine shown in FIG. 17 includes a cooling effect calculation routine (step S210) and a pressure loss calculation routine (step S220).
図18に示す冷却効果算出ルーチンでは、まずステップS211で車速SPDを読み込み、ステップS212で車速SPDを基に温度降下の基準となるΔTbaseマップを選択する。ステップS213では、吸入空気量Ga、外気温Ta、インタークーラ入口温(過給温Tc_out)を読み込み、ステップS214では、吸入空気量Gaを基にマップから基準温度降下量ΔTbaseを算出する。ステップS215では、前述の式(11)を用い、外気温Ta、インタークーラ入口温(過給温Tc_out)に基づいて温度補正係数を算出する。ステップS216では、前述の式(12)によりスロットル上流温Tic_outを算出する。 In the cooling effect calculation routine shown in FIG. 18, first, the vehicle speed SPD is read in step S211, and a ΔTbase map serving as a reference for temperature drop is selected based on the vehicle speed SPD in step S212. In step S213, the intake air amount Ga, the outside air temperature Ta, and the intercooler inlet temperature (supercharging temperature Tc_out) are read. In step S214, the reference temperature drop amount ΔTbase is calculated from the map based on the intake air amount Ga. In step S215, the temperature correction coefficient is calculated based on the outside air temperature Ta and the intercooler inlet temperature (supercharging temperature Tc_out) using the above-described equation (11). In step S216, the throttle upstream temperature Tic_out is calculated by the above equation (12).
また、図19に示す圧力損失算出ルーチンでは、まずステップS221で車速SPDを読み込み、ステップS222で車速SPDを基に圧力損失の基準となるΔPbaseマップを選択する。ステップS223では、吸入空気量Ga、外気温Ta、インタークーラ入口温(過給温Tc_out)、インタークーラ入口圧(過給圧Pc_out)を読み込み、ステップS224では、吸入空気量Gaを基にマップから基準圧力損失ΔPbaseを算出する。ステップS225では、前述の式(9)を用い、外気温Taとインタークーラ入口温(過給温Tc_out)に基づいて温度補正係数を算出する。また、ステップS226では、前述の式(8)を用い、インタークーラ入口圧(過給圧Pc_out)に基づいて圧力補正係数を算出する。ステップS227では、前述の式(10)によりスロットル上流圧Pic_outを算出する。 In the pressure loss calculation routine shown in FIG. 19, first, the vehicle speed SPD is read in step S221, and a ΔPbase map serving as a pressure loss reference is selected based on the vehicle speed SPD in step S222. In step S223, the intake air amount Ga, the outside air temperature Ta, the intercooler inlet temperature (supercharging temperature Tc_out), and the intercooler inlet pressure (supercharging pressure Pc_out) are read. In step S224, the intake air amount Ga is read from the map. A reference pressure loss ΔPbase is calculated. In step S225, the temperature correction coefficient is calculated based on the outside air temperature Ta and the intercooler inlet temperature (supercharging temperature Tc_out) using the above-described equation (9). In step S226, the pressure correction coefficient is calculated based on the intercooler inlet pressure (supercharging pressure Pc_out) using the above-described equation (8). In step S227, the throttle upstream pressure Pic_out is calculated by the above-described equation (10).
図20は、本実施の形態を適用した場合の各種挙動を示すタイムチャートである。図20は上から順に吸入空気量、圧力(インタークーラ入口圧力、出口圧力)及び温度(インタークーラ入口温度、出口温度)の変化を示す。吸入空気量の増加するとそれに伴いインタークーラ入口圧力(過給圧Pc_out)とインタークーラ入口温度(過給温Tc_out)が上昇する。このとき、吸入空気量の増加に対して、インタークーラ37の圧力損失及び冷却効果が増大するため、インタークーラ入口と出口の圧力差と温度差が大きくなる。 FIG. 20 is a time chart showing various behaviors when the present embodiment is applied. FIG. 20 shows changes in intake air amount, pressure (intercooler inlet pressure, outlet pressure) and temperature (intercooler inlet temperature, outlet temperature) in order from the top. As the intake air amount increases, the intercooler inlet pressure (supercharging pressure Pc_out) and the intercooler inlet temperature (supercharging temperature Tc_out) increase accordingly. At this time, the pressure loss and the cooling effect of the intercooler 37 increase as the intake air amount increases, so that the pressure difference and temperature difference between the intercooler inlet and the outlet increase.
以上詳述した本実施の形態によれば、以下の優れた効果が得られる。 According to the embodiment described above in detail, the following excellent effects can be obtained.
インタークーラ37の単体モデルをベースに、当該インタークーラ37内での圧力損失と冷却効果を算出し、その圧力損失と冷却効果に基づいてインタークーラ37の出口圧力(スロットル上流圧Pic_out)と出口温度(スロットル上流温Tic_out)とを算出する構成としたため、インタークーラ37の単体特性としての圧力損失と冷却効果とを反映してインタークーラ37の出口圧力と出口温度とを精度良く算出することができる。 Based on the single model of the intercooler 37, the pressure loss and the cooling effect in the intercooler 37 are calculated, and the outlet pressure (throttle upstream pressure Pic_out) and the outlet temperature of the intercooler 37 are calculated based on the pressure loss and the cooling effect. Since (the throttle upstream temperature Tic_out) is calculated, the outlet pressure and the outlet temperature of the intercooler 37 can be accurately calculated reflecting the pressure loss and the cooling effect as the single characteristics of the intercooler 37. .
スロットル上流圧Pic_outやスロットル上流温Tic_outが精度良く算出できることから、それらをパラメータとする電子スロットル制御も好適に実施できる。これにより、空気量制御の精度も向上する。また、電子スロットル制御を実施する上で、スロットル上流圧やスロットル上流温を検出するためのセンサが不要となり、低コスト化が実現できる。 Since the throttle upstream pressure Pic_out and the throttle upstream temperature Tic_out can be calculated with high accuracy, electronic throttle control using these parameters as parameters can also be suitably implemented. Thereby, the accuracy of air amount control is also improved. Further, when the electronic throttle control is performed, a sensor for detecting the throttle upstream pressure and the throttle upstream temperature becomes unnecessary, and the cost can be reduced.
インタークーラ入口圧力(過給圧Pc_out)、インタークーラ入口温度(過給温Tc_out)、外気温Ta及び車速SPD(風速)をパラメータとして、圧力損失に対する補正を実施したため、これら各パラメータが変化してもインタークーラ37の出口圧力(スロットル上流圧Pic_out)を精度良く算出することができる。 Since the intercooler inlet pressure (supercharging pressure Pc_out), the intercooler inlet temperature (supercharging temperature Tc_out), the outside air temperature Ta, and the vehicle speed SPD (wind speed) were corrected as parameters, the pressure loss was changed. Also, the outlet pressure of the intercooler 37 (throttle upstream pressure Pic_out) can be calculated with high accuracy.
また、インタークーラ入口温度(過給温Tc_out)、外気温Ta及び車速SPD(風速)をパラメータとして、冷却効果に対する補正を実施したため、これら各パラメータが変化してもインタークーラ37の出口温度(スロットル上流温Tic_out)を精度良く算出することができる。 Further, since the cooling effect was corrected using the intercooler inlet temperature (supercharging temperature Tc_out), the outside air temperature Ta, and the vehicle speed SPD (wind speed) as parameters, the outlet temperature of the intercooler 37 (throttle throttle) even if these parameters change. The upstream temperature Tic_out) can be calculated with high accuracy.
ターボチャージャ30を構成要素毎にモデル化してタービンモデル、シャフトモデル、コンプレッサモデルを設定し、各モデルにより、タービン動力Lt→コンプレッサ駆動力Lc→過給パワー→過給圧Pc_out(コンプレッサ出口圧力)といった順序で各パラメータを算出した。また、タービン動力Ltの算出には排気特性を反映させ、過給パワー(過給圧Pc_out)の算出には吸気特性を反映させるようにした。これにより、排気及び吸気の特性を考慮しつつターボチャージャ30における動力伝達の原理に沿って過給圧Pc_out(コンプレッサ出口圧力)を精度良く算出することができる。仮に周囲環境(温度条件や圧力条件)が変化しても現実の過給圧Pc_outが精度良く算出できる。この場合、周囲環境に応じたベースマップやベースマップに対する補正処理等が不要となり、安価なシステムが構築できる。
The
上記実施の形態では、ターボチャージャモデルM10により過給圧及び過給温を算出し、その算出値をインタークーラモデルM20の入力として最終的なスロットル上流圧、上流温を算出したが、インタークーラの入力値である過給圧や過給温は推定値でも、実測値でもよい。但し、安価なシステムでスロットル上流圧や上流温を求めようとする場合は、センサを省略することができるモデル方式が有効である。 In the above embodiment, the turbocharger model M10 is used to calculate the supercharging pressure and supercharging temperature, and the final values of the throttle upstream pressure and upstream temperature are calculated using the calculated values as inputs to the intercooler model M20. The supercharging pressure and supercharging temperature which are input values may be estimated values or actually measured values. However, when trying to obtain the throttle upstream pressure and the upstream temperature with an inexpensive system, a model system that can omit the sensor is effective.
10…エンジン、11…吸気管、24…排気管、30…ターボチャージャ、31…コンプレッサインペラ、32…タービンホイール、33…回転軸、37…インタークーラ、50…ECU。 DESCRIPTION OF SYMBOLS 10 ... Engine, 11 ... Intake pipe, 24 ... Exhaust pipe, 30 ... Turbocharger, 31 ... Compressor impeller, 32 ... Turbine wheel, 33 ... Rotating shaft, 37 ... Intercooler, 50 ... ECU.
Claims (6)
前記冷却器の単体モデルをベースに、冷却器内での圧力損失を算出する圧力損失算出手段と、
同じく冷却器の単体モデルをベースに、冷却器内での冷却効果を算出する冷却効果算出手段と、
前記過給機による過給後の過給圧と前記圧力損失算出手段により算出した圧力損失とに基づいて冷却器の出口圧力を算出する出口圧力算出手段と、
前記過給機による過給後の過給温と前記冷却効果算出手段により算出した冷却効果とに基づいて冷却器の出口温度を算出する出口温度算出手段と、
を備えたことを特徴とする過給機付き内燃機関の制御装置。 In a control device for an internal combustion engine comprising a supercharger provided in an intake passage of the internal combustion engine, and a cooler provided downstream of the supercharger,
Based on the simple model of the cooler, pressure loss calculating means for calculating the pressure loss in the cooler;
Similarly, based on a single model of the cooler, cooling effect calculation means for calculating the cooling effect in the cooler,
Outlet pressure calculating means for calculating the outlet pressure of the cooler based on the supercharging pressure after supercharging by the supercharger and the pressure loss calculated by the pressure loss calculating means;
Outlet temperature calculating means for calculating the outlet temperature of the cooler based on the supercharging temperature after supercharging by the supercharger and the cooling effect calculated by the cooling effect calculating means;
A control device for an internal combustion engine with a supercharger.
内燃機関の排気特性を基に、タービンホイールで生じるタービン動力を算出するタービン動力算出手段と、
前記タービン動力を基に、コンプレッサインペラを駆動するコンプレッサ駆動力を算出するコンプレッサ駆動力算出手段と、
内燃機関の吸気特性と前記コンプレッサ駆動力を基に、過給に使われる過給パワーを算出すると共に、該過給パワーから過給圧を算出する過給圧算出手段と、
を備えたことを特徴とする請求項1乃至5の何れかに記載の過給機付き内燃機関の制御装置。 As the supercharger, applied to an internal combustion engine having a turbocharger having a turbine wheel rotated by exhaust energy and a compressor impeller connected to the turbine wheel via a rotation shaft,
Turbine power calculating means for calculating turbine power generated in the turbine wheel based on the exhaust characteristics of the internal combustion engine;
Compressor driving force calculating means for calculating a compressor driving force for driving a compressor impeller based on the turbine power;
Based on the intake characteristics of the internal combustion engine and the compressor driving force, the supercharging power used for supercharging is calculated, and the supercharging pressure calculating means for calculating the supercharging pressure from the supercharging power;
The control device for an internal combustion engine with a supercharger according to any one of claims 1 to 5, wherein
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