JP2007056727A - Ignition timing control device for internal combustion engine - Google Patents
Ignition timing control device for internal combustion engine Download PDFInfo
- Publication number
- JP2007056727A JP2007056727A JP2005241317A JP2005241317A JP2007056727A JP 2007056727 A JP2007056727 A JP 2007056727A JP 2005241317 A JP2005241317 A JP 2005241317A JP 2005241317 A JP2005241317 A JP 2005241317A JP 2007056727 A JP2007056727 A JP 2007056727A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- combustion
- ignition timing
- cylinder pressure
- value
- simulated
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Withdrawn
Links
Images
Classifications
-
- Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02T—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES RELATED TO TRANSPORTATION
- Y02T10/00—Road transport of goods or passengers
- Y02T10/10—Internal combustion engine [ICE] based vehicles
- Y02T10/40—Engine management systems
Landscapes
- Electrical Control Of Ignition Timing (AREA)
- Combined Controls Of Internal Combustion Engines (AREA)
Abstract
Description
この発明は、内燃機関の点火時期制御装置に関する。 The present invention relates to an ignition timing control device for an internal combustion engine.
火花点火内燃機関においては、点火時期が運転状態に多大な影響を及ぼす。通常運転かつ定常状態では、一般に、ノッキングが生じない範囲において出力トルクが最大となるような点火時期が、最適な点火時期であると言える。 In a spark ignition internal combustion engine, the ignition timing greatly affects the operating state. In normal operation and steady state, it can be said that the ignition timing at which the output torque is maximized in a range where knocking does not occur is the optimum ignition timing.
最適な点火時期は、機関回転数や、負荷率(吸気圧)、冷却水温などのパラメータによって変化する。そこで、それらのパラメータと最適点火時期との関係を定めたマップを作っておき、そのマップを参照して点火時期を制御することが従来から行われている。 The optimal ignition timing varies depending on parameters such as engine speed, load factor (intake pressure), and coolant temperature. Therefore, it has been conventionally performed to create a map that defines the relationship between these parameters and the optimum ignition timing, and to control the ignition timing with reference to the map.
最適点火時期は、更に、機差バラツキや、経年変化によっても、違いが生じる。このため、予め用意された上記マップを参照するだけでは、真の最適点火時期は得られない。そこで、ノッキングを検知するノックセンサを用いたノッキングフィードバック制御が従来から行われている。この制御では、ノックセンサでノッキングが検知されたら、ノッキングが検知されなくなるまで点火時期を少しずつ遅角していく。そして、ノッキングが検知されなくなったら、点火時期を少しずつ進角していき、ノッキングが再発した場合は、再度点火時期を遅角していく。 The optimum ignition timing further varies depending on machine difference variation and secular change. For this reason, the true optimum ignition timing cannot be obtained only by referring to the map prepared in advance. Therefore, knocking feedback control using a knock sensor that detects knocking has been conventionally performed. In this control, when knocking is detected by the knock sensor, the ignition timing is gradually retarded until knocking is no longer detected. When knocking is no longer detected, the ignition timing is gradually advanced, and when knocking reoccurs, the ignition timing is retarded again.
また、特開平9−250435号公報には、所定クランク角までの実際の燃焼割合を検知し、その燃焼割合が目標値となるように、点火時期をフィードバック制御する技術が開示されている。 Japanese Patent Laid-Open No. 9-250435 discloses a technique for detecting an actual combustion rate up to a predetermined crank angle and performing feedback control of the ignition timing so that the combustion rate becomes a target value.
しかしながら、ノッキングフィードバック制御は、上述した通り、ノッキングを検知することを前提としている。つまり、一旦はノッキングを発生させなければ、最適な点火時期を見つけ出すことができない。このため、ノッキングによる内燃機関へのダメージや騒音を完全に防止することができる訳ではない。これと同様の問題は、特開平9−250435号公報に開示された技術についても、残っている。 However, the knocking feedback control is based on the assumption that knocking is detected as described above. That is, the optimum ignition timing cannot be found unless knocking is once generated. For this reason, damage and noise to the internal combustion engine due to knocking cannot be completely prevented. Similar problems remain in the technique disclosed in Japanese Patent Laid-Open No. 9-250435.
この発明は、上記の点に鑑みてなされたものであり、点火時期を調整しようとする際に、点火時期調整後の運転安定性を事前に予測することのできる内燃機関の点火時期制御装置を提供することを目的とする。 The present invention has been made in view of the above points. An ignition timing control device for an internal combustion engine capable of predicting in advance the operational stability after adjusting the ignition timing when adjusting the ignition timing. The purpose is to provide.
第1の発明は、上記の目的を達成するため、内燃機関の点火時期制御装置であって、
内燃機関の点火時期を現在値から変更したと仮定した場合の、クランク角に対する筒内圧履歴を模擬した模擬筒内圧履歴データを生成する模擬筒内圧履歴データ生成手段と、
多数サイクル分の前記模擬筒内圧履歴データに基づいて、点火時期変更後の運転安定性を事前に予測する運転安定性予測手段と、
前記運転安定性予測手段の予測結果に基づいて、実際の点火時期を設定する点火時期設定手段と、
を備えることを特徴とする。
In order to achieve the above object, a first invention is an ignition timing control device for an internal combustion engine,
Simulated in-cylinder pressure history data generating means for generating simulated in-cylinder pressure history data simulating in-cylinder pressure history with respect to the crank angle, assuming that the ignition timing of the internal combustion engine has been changed from the current value;
Based on the simulated in-cylinder pressure history data for a large number of cycles, driving stability prediction means for predicting driving stability after changing the ignition timing in advance;
Ignition timing setting means for setting an actual ignition timing based on the prediction result of the driving stability prediction means;
It is characterized by providing.
また、第2の発明は、第1の発明において、
前記模擬筒内圧履歴データ生成手段は、
所定の燃焼パラメータに基づいて燃焼状態を模擬する燃焼モデル手段と、
点火時期変更後の前記燃焼パラメータの分布の標準偏差を予測する標準偏差予測手段と、
前記標準偏差予測手段の予測値を標準偏差とする正規分布から、前記燃焼パラメータの値をランダムに抽出する燃焼パラメータ抽出手段と、
前記燃焼パラメータ抽出手段により抽出された値を前記燃焼モデル手段に入力することで得られる模擬の燃焼状態に基づいて、前記模擬筒内圧履歴データを算出する筒内圧履歴算出手段と、
を含むことを特徴とする。
The second invention is the first invention, wherein
The simulated in-cylinder pressure history data generating means includes:
Combustion model means for simulating the combustion state based on predetermined combustion parameters;
A standard deviation predicting means for predicting a standard deviation of the distribution of the combustion parameter after the ignition timing is changed;
Combustion parameter extraction means for randomly extracting the value of the combustion parameter from a normal distribution having the standard deviation prediction means as a standard deviation;
In-cylinder pressure history calculating means for calculating the simulated in-cylinder pressure history data based on a simulated combustion state obtained by inputting the value extracted by the combustion parameter extracting means to the combustion model means;
It is characterized by including.
また、第3の発明は、第2の発明において、
前記燃焼パラメータは、燃焼効率に関する値と、所定の燃焼割合となるクランク角に関する値と、第1の燃焼割合から第2の燃焼割合に変化するまでの燃焼期間に関する値とを含むことを特徴とする。
The third invention is the second invention, wherein
The combustion parameter includes a value related to combustion efficiency, a value related to a crank angle at which a predetermined combustion ratio is obtained, and a value related to a combustion period until the first combustion ratio changes to the second combustion ratio. To do.
また、第4の発明は、第2または第3の発明において、
前記標準偏差予測手段は、
現在の運転状態における前記燃焼パラメータの現実値の平均値を取得する平均値取得手段と、
前記平均値取得手段により取得された平均値と現在の運転状態を表す所定の運転パラメータとに基づいて前記燃焼パラメータの標準偏差予測値を導出するための演算式を記憶した手段と、
現在の運転状態における前記運転パラメータの現実値を取得する運転パラメータ取得手段と、
を含むことを特徴とする。
Moreover, 4th invention is 2nd or 3rd invention,
The standard deviation predicting means includes
Average value acquisition means for acquiring an average value of the actual values of the combustion parameters in the current operating state;
Means for storing an arithmetic expression for deriving a standard deviation predicted value of the combustion parameter based on the average value acquired by the average value acquisition means and a predetermined operating parameter representing the current operating state;
Driving parameter acquisition means for acquiring the actual value of the driving parameter in the current driving state;
It is characterized by including.
また、第5の発明は、第4の発明において、
前記平均値取得手段は、
実筒内圧を検出する筒内圧センサと、
クランク角に対する前記実筒内圧の履歴に基づいて、現在の運転状態における前記燃焼パラメータの現実値を各サイクルごとに算出する燃焼パラメータ算出手段と、
前記燃焼パラメータ算出手段の算出値の種別ごとの算術平均を算出する算術平均手段と、
を含むことを特徴とする。
The fifth invention is the fourth invention, wherein
The average value acquisition means includes
An in-cylinder pressure sensor for detecting an actual in-cylinder pressure;
Combustion parameter calculation means for calculating the actual value of the combustion parameter in the current operating state for each cycle based on the history of the actual in-cylinder pressure with respect to the crank angle;
Arithmetic average means for calculating an arithmetic average for each type of calculated values of the combustion parameter calculating means;
It is characterized by including.
また、第6の発明は、第5の発明において、
前記燃焼パラメータ算出手段により算出された前記燃焼パラメータの現実値の分布から、前記燃焼パラメータの実標準偏差を算出する実標準偏差算出手段と、
前記標準偏差予測値を導出するための演算式に、前記実標準偏差と、前記運転パラメータの現実値とを入力することにより、前記演算式内の係数を較正する較正手段を更に備えることを特徴とする。
The sixth invention is the fifth invention, wherein
An actual standard deviation calculating means for calculating an actual standard deviation of the combustion parameter from a distribution of actual values of the combustion parameter calculated by the combustion parameter calculating means;
It further comprises calibration means for calibrating the coefficient in the arithmetic expression by inputting the actual standard deviation and the actual value of the operation parameter into the arithmetic expression for deriving the standard deviation predicted value. And
また、第7の発明は、第1乃至第6の発明の何れかにおいて、
前記運転安定性予測手段は、
各々の前記模擬筒内圧履歴データごとに、そのサイクルがノックを起こすノックサイクルであるか否かを判定するノックサイクル判定手段と、
前記ノックサイクルの発生頻度が許容レベル以下であるか否かを判別するノッキング判定手段と、
を含むことを特徴とする。
According to a seventh invention, in any one of the first to sixth inventions,
The driving stability prediction means includes
Knock cycle determination means for determining whether or not the cycle is a knock cycle that causes knock for each simulated in-cylinder pressure history data;
Knocking judging means for judging whether or not the occurrence frequency of the knock cycle is below an allowable level;
It is characterized by including.
また、第8の発明は、第7の発明において、
前記ノックサイクル判定手段は、
前記模擬筒内圧履歴データに基づいて、そのサイクルの自己着火時点を予測する自己着火予測手段と、
前記予測された自己着火時点での燃焼割合が判定値以下である場合に、そのサイクルがノックサイクルであると判定する燃焼割合算出判定手段と、
を含むことを特徴とする。
The eighth invention is the seventh invention, wherein
The knock cycle determination means includes
Self-ignition prediction means for predicting the self-ignition time of the cycle based on the simulated in-cylinder pressure history data;
A combustion ratio calculation determination means for determining that the cycle is a knock cycle when the predicted combustion ratio at the time of self-ignition is equal to or less than a determination value;
It is characterized by including.
また、第9の発明は、第1乃至第6の発明の何れかにおいて、
前記運転安定性予測手段は、
各々の前記模擬筒内圧履歴データごとに、そのサイクルの図示トルクを算出する図示トルク算出手段と、
前記図示トルクの分布のバラツキ度合いを算出するバラツキ度合い算出手段と、
前記バラツキ度合いが許容レベル以下であるか否かを判別するトルク変動判定手段と、
を含むことを特徴とする。
According to a ninth invention, in any one of the first to sixth inventions,
The driving stability prediction means includes
For each simulated in-cylinder pressure history data, an indicated torque calculating means for calculating an indicated torque of the cycle;
A variation degree calculating means for calculating a variation degree of the distribution of the indicated torque;
Torque fluctuation determining means for determining whether or not the degree of variation is below an allowable level;
It is characterized by including.
第1の発明によれば、点火時期変更後のクランク角に対する筒内圧履歴を模擬した模擬筒内圧履歴データを、予測的に生成することができる。この模擬筒内圧履歴データを多数サイクル分集めると、点火時期変更後に予測される燃焼変動の様子を表現することができる。運転安定性は、燃焼変動に深く関係している。この発明によれば、点火時期変更後の運転安定性を、燃焼変動の様子に基づいて、精度良く事前に予測することができる。そして、この発明によれば、運転安定性の予測結果に基づいて、運転安定性を損う事態を招くことのないように、点火時期を最適な時期に調整することができる。また、機差バラツキや経年変化の影響を受けることなく、確実に上記効果を奏することができる。 According to the first invention, simulated in-cylinder pressure history data simulating the in-cylinder pressure history with respect to the crank angle after changing the ignition timing can be generated in a predictive manner. By collecting the simulated in-cylinder pressure history data for many cycles, it is possible to express the state of combustion fluctuation predicted after the ignition timing is changed. Operational stability is closely related to combustion fluctuations. According to the present invention, the operational stability after changing the ignition timing can be accurately predicted in advance based on the state of combustion fluctuation. According to the present invention, the ignition timing can be adjusted to the optimum timing based on the prediction result of the driving stability so as not to cause a situation that the driving stability is impaired. In addition, the above-described effects can be reliably achieved without being affected by machine difference variation or secular change.
第2の発明によれば、燃焼状態を模擬する燃焼モデル手段に入力すべき燃焼パラメータの、点火時期変更後の標準偏差を予測することができる。そして、その予測値を標準偏差とする正規分布からランダムに抽出した燃焼パラメータの値を燃焼モデル手段に入力することにより、精度の高い模擬筒内圧履歴データを生成することができる。そのため、この発明によれば、点火時期変更後の運転安定性をより良い精度で予測することができる。 According to the second invention, it is possible to predict the standard deviation of the combustion parameter to be input to the combustion model means for simulating the combustion state after changing the ignition timing. Then, by inputting the combustion parameter value randomly extracted from the normal distribution having the predicted value as the standard deviation to the combustion model means, highly accurate simulated in-cylinder pressure history data can be generated. Therefore, according to this invention, the driving stability after changing the ignition timing can be predicted with better accuracy.
第3の発明によれば、燃焼モデル手段は、燃焼効率に関する値と、所定の燃焼割合となるクランク角に関する値と、第1の燃焼割合から第2の燃焼割合に変化するまでの燃焼期間に関する値とに基づいて、燃焼状態を模擬することができる。このため、燃焼状態をより実態に近く模擬することができる。それゆえ、この発明によれば、点火時期変更後の運転安定性をより良い精度で予測することができる。 According to the third invention, the combustion model means relates to a value related to the combustion efficiency, a value related to the crank angle at which the predetermined combustion ratio is obtained, and a combustion period until the first combustion ratio changes to the second combustion ratio. The combustion state can be simulated based on the value. For this reason, the combustion state can be simulated more closely to the actual situation. Therefore, according to the present invention, the operation stability after changing the ignition timing can be predicted with better accuracy.
第4の発明によれば、点火時期変更後の燃焼パラメータの標準偏差をより良い精度で予測することができる。それゆえ、この発明によれば、更に精度良く模擬筒内圧履歴データを生成することができ、ひいては、点火時期変更後の運転安定性を更に良い精度で予測することができる。 According to the fourth aspect, the standard deviation of the combustion parameter after changing the ignition timing can be predicted with better accuracy. Therefore, according to the present invention, the simulated in-cylinder pressure history data can be generated with higher accuracy, and thus the operational stability after changing the ignition timing can be predicted with better accuracy.
第5の発明によれば、実筒内圧を検出する筒内圧センサの出力に基づいて、現在の運転状態における燃焼パラメータの現実値の平均値を実測することができる。そして、その実測平均値を基礎として、点火時期変更後の燃焼パラメータの標準偏差を予測するので、その予測精度を更に向上することができる。 According to the fifth aspect, based on the output of the in-cylinder pressure sensor that detects the actual in-cylinder pressure, the average value of the actual values of the combustion parameters in the current operating state can be actually measured. Since the standard deviation of the combustion parameter after changing the ignition timing is predicted based on the actually measured average value, the prediction accuracy can be further improved.
第6の発明によれば、実測された燃焼パラメータの現実値の分布から、燃焼パラメータの実標準偏差を取得することができる。そして、この発明によれば、その実標準偏差の値を用いて、標準偏差予測値を導出するための演算式内の係数を較正することができる。それゆえ、燃焼パラメータの標準偏差予測値を導出するための演算式に、機差バラツキや経年変化の影響を反映させることができる。このため、機差バラツキや経年変化の影響を更に正確に織り込むことができるので、燃焼変動の様子をより良い精度で予測することができる。 According to the sixth aspect, the actual standard deviation of the combustion parameter can be acquired from the distribution of the actual value of the actually measured combustion parameter. According to the present invention, the coefficient in the arithmetic expression for deriving the standard deviation predicted value can be calibrated using the actual standard deviation value. Therefore, the calculation formula for deriving the standard deviation prediction value of the combustion parameter can reflect the influence of machine difference variation and secular change. For this reason, since the influence of machine difference variation and secular change can be more accurately incorporated, the state of combustion fluctuation can be predicted with better accuracy.
第7の発明によれば、運転安定性として、ノッキングが起きるか否かを予測することができる。このため、この発明によれば、ノッキングを一度も生じさせることなく、点火時期を最適な時期に調整することができる。 According to the seventh aspect, it is possible to predict whether or not knocking will occur as driving stability. For this reason, according to the present invention, the ignition timing can be adjusted to the optimum timing without causing knocking even once.
第8の発明によれば、ノッキングが起きるか否かを、より良い精度で予測することができる。 According to the eighth aspect, whether or not knocking occurs can be predicted with better accuracy.
第9の発明によれば、運転安定性として、トルク変動の大きさが許容レベル以下に収まるか否かを予測することができる。このため、この発明によれば、トルク変動による弊害を一度も生じさせることなく、点火時期を最適な時期に調整することができる。 According to the ninth aspect of the invention, it is possible to predict whether or not the magnitude of torque fluctuation falls within an allowable level as driving stability. For this reason, according to the present invention, the ignition timing can be adjusted to the optimum timing without causing any adverse effects due to torque fluctuations.
実施の形態1.
[システム構成の説明]
図1は、本発明の実施の形態1のシステム構成を説明するための図である。図1に示すように、本実施形態のシステムは、火花点火式の内燃機関10を備えている。内燃機関10には、クランク角を検出するクランク角センサ12が組み込まれている。クランク角センサ12は、クランク軸が所定回転角だけ回転する毎に、Hi出力とLo出力を反転させるセンサである。クランク角センサ12の出力によれば、クランク角(クランク軸の回転位置)や、機関回転数NEなどを検知することができる。
[Description of system configuration]
FIG. 1 is a diagram for explaining a system configuration according to the first embodiment of the present invention. As shown in FIG. 1, the system of this embodiment includes a spark ignition type
更に、内燃機関10には、冷却水温THWを検出する水温センサ16と、筒内圧センサ18とが組み込まれている。筒内圧センサ18によれば、筒内(燃焼室内)に生ずる圧力を検出することができる。
Further, the
内燃機関10の吸気通路19の途中には、サージタンク20が設けられている。サージタンク20には、その内部の圧力、すなわち吸気管圧力を検出する吸気圧センサ21が設置されている。吸気管圧力は、内燃機関10の1行程当たりの吸入空気量に比例する。従って、吸気圧センサ21の出力によれば、内燃機関10の負荷率KL[%]を検出することができる。負荷率KLとは、標準状態で総行程容積を占める新気の質量に対する、筒内に吸入された新気の質量の比率を百分率で表したものである。
A
また、吸気通路19には、その内部を流通する吸入空気量GAを検出するエアフロメータ22が配置されている。エアフロメータ22の下流には、スロットル弁24が配置されている。スロットル弁24の近傍には、スロットル開度TAを検出するスロットル開度センサ26が組み付けられている。
In addition, an
内燃機関10の吸気ポートには、その内部にガソリン等の燃料を噴射するための燃料噴射弁28が配設されている。また、内燃機関10には、燃焼室内の混合気に点火するための点火プラグ30が設置されている。更に、内燃機関10の排気通路32には、その内部の圧力、すなわち排気管圧力を検出する排気圧センサ33が設置されている。また、排気通路32には、排気ガスを浄化するための触媒34が組み込まれている。
A
内燃機関10は、可変動弁機構36を備えている。可変動弁機構36によれば、吸気弁38のバルブタイミングを進角したり遅角したりすることができる。可変動弁機構36の近傍には、吸気カム軸の回転位置を検出するカム角センサ40を備えている。カム角センサ40の出力によれば、吸気弁38のバルブタイミングの実進角量を検知することができる。以下、吸気弁38のバルブタイミングの実進角量を「VVT進角量」と称し、符号VT[degCA]で表す。VVT進角量VTは、吸気弁38のバルブタイミングが最遅角状態のとき、0degCAとされる。
The
本実施形態のシステムは、ECU(Electronic Control Unit)50を備えている。ECU50には、上述した各種のセンサからセンサ信号が供給されている。ECU50は、それらのセンサ信号に基づいて、燃料噴射弁28や、点火プラグ30、可変動弁機構36などの各種アクチュエータを制御することができる。
The system of this embodiment includes an ECU (Electronic Control Unit) 50. Sensor signals are supplied to the
[実施の形態1の基本思想]
本実施形態では、ECU50は、内燃機関10が通常運転状態かつ定常状態にあるとき、点火時期が最適な時期になるように制御する。この場合の最適な点火時期とは、ノッキングが発生しない範囲において、内燃機関10のトルクが最大となる点火時期である。なお、通常運転とは、触媒暖気制御等の特別な制御を行っていない運転状態のことを意味する。以下では、通常運転かつ定常状態のことを、単に「定常運転」と称することがある。
[Basic idea of Embodiment 1]
In the present embodiment, the
一般に、点火時期以外の運転条件が一定の下で、内燃機関10のトルクを最大にするような点火時期が存在する。その点火時期は、MBT(Minimum spark advance for Best Torque)と称される。一方、ノッキングは、点火時期を進角させるほど、発生し易くなる。
Generally, there is an ignition timing that maximizes the torque of the
一般に、ノッキングが発生し始めるノック点火時期と、MBTとは、互いに近接している。そして、ノック点火時期やMBTは、運転条件によって変化するほか、経年によっても変化してくる。更に、ノック点火時期やMBTには、機差バラツキ(個体差)も存在する。また、ノック点火時期とMBTとのどちらが進角側に存在するかという順番も、定まってはいない。 In general, the knock ignition timing at which knocking starts to occur and the MBT are close to each other. The knock ignition timing and MBT change depending on the operating conditions and also change over time. Furthermore, there are machine difference variations (individual differences) in knock ignition timing and MBT. Also, the order in which the knock ignition timing or MBT exists on the advance side is not fixed.
従来からあるノッキングフィードバック制御の思想は、ノックセンサでノッキングが検出されるところまで点火時期を実際に徐々に進角させていくことによって、最適な点火時期を得ようとするものであった。しかしながら、この方法では、最適な点火時期に調整される前に、一旦は必然的にノッキングが発生することとなる。このため、ノッキングによる騒音や機関へのダメージを完全には排除することができなかった。 The conventional idea of knock feedback control has been to obtain the optimum ignition timing by gradually advancing the ignition timing until knocking is detected by a knock sensor. However, with this method, knocking inevitably occurs once before the optimum ignition timing is adjusted. For this reason, noise and engine damage due to knocking could not be completely eliminated.
そこで、本実施形態では、点火時期を実際に進角させるのに先立って、点火時期進角後にノッキングが発生するかどうかを事前に予測することとした。そして、点火時期を進角してもノッキングは発生しないとの予測結果が得られた場合にのみ、点火時期を実際に進角させることとした。これにより、点火時期を最適時期に調整するに際して、ノッキングが発生することを未然に防止することができる。 Therefore, in the present embodiment, prior to actually advancing the ignition timing, whether or not knocking occurs after the ignition timing advance is predicted in advance. The ignition timing is actually advanced only when the prediction result that knocking does not occur even if the ignition timing is advanced is obtained. Thereby, when adjusting the ignition timing to the optimal timing, it is possible to prevent knocking from occurring.
[燃焼変動]
内燃機関10の運転においては、一般に、燃焼変動が生ずる。燃焼変動とは、筒内での混合気の燃焼の様子がサイクルごとに変化することを言う。燃焼変動は、過渡運転状態だけでなく、定常運転状態においても生ずる。燃焼変動が生ずる原因は、空気と燃料の混合比や、前サイクルの既燃ガスの残留量、筒内での混合気の流動状態(乱れ)などが、サイクルごとに変化するためであると考えられている。
[Combustion fluctuation]
In operation of the
図2は、クランク角に対する筒内圧履歴の実測データを示すグラフである。図2中では、圧縮上死点を0degCAとしている。図2のグラフには、機関回転数NEや負荷率KLなどを一定に保った定常運転中に実測した、多数のサイクルの筒内圧履歴が重ねて描かれている。図2によれば、定常運転状態においても、燃焼期間中の筒内圧履歴(燃焼圧履歴)を示す波形が、燃焼変動のためにサイクルごとに変動していることが分かる。以下では、クランク角に対する筒内圧履歴のデータを「筒内圧履歴データ」と称する。 FIG. 2 is a graph showing measured data of the in-cylinder pressure history with respect to the crank angle. In FIG. 2, the compression top dead center is set to 0 degCA. In the graph of FIG. 2, the in-cylinder pressure histories of a large number of cycles measured during steady operation with the engine speed NE, the load factor KL, etc. kept constant are drawn in an overlapping manner. According to FIG. 2, it can be seen that the waveform indicating the in-cylinder pressure history (combustion pressure history) during the combustion period varies from cycle to cycle due to combustion fluctuations even in the steady operation state. Hereinafter, in-cylinder pressure history data with respect to the crank angle is referred to as “in-cylinder pressure history data”.
[ノッキング]
火花点火機関における燃焼は、点火プラグ30により点火されて生じた火炎が周囲に伝播していくことによって進行する。ノッキングは、火炎が未だ到達していない所の混合気が自己着火することで生じる圧力波によって引き起こされる現象である。
[knocking]
Combustion in the spark ignition engine proceeds as the flame generated by ignition by the spark plug 30 propagates to the surroundings. Knocking is a phenomenon caused by a pressure wave generated by self-ignition of an air-fuel mixture where a flame has not yet reached.
上述した燃焼変動により、燃焼状態はサイクルごとに変化している。このため、ノッキングが発生しているときであっても、サイクルごとに見れば、ノックが起きているサイクルと、そうでないサイクルとがある。そして、ノックが起きているサイクル(以下「ノックサイクル」と称する)の発生頻度が多くなるほど、ノッキングの強度が強まるものと考えられる。 Due to the combustion fluctuation described above, the combustion state changes from cycle to cycle. For this reason, even when knocking occurs, there are a cycle in which knocking occurs and a cycle in which knocking does not occur in each cycle. And it is thought that the strength of knocking increases as the frequency of occurrence of knocking cycles (hereinafter referred to as “knock cycles”) increases.
このように、ノッキングが発生するかどうかは、燃焼変動の様子と深く関係している。それゆえ、点火時期を現在値から進角したと仮定した場合の燃焼変動の様子を予測することができれば、点火時期進角後にノッキングが生ずるかどうかを事前に予測する基礎が築かれることとなる。燃焼変動の様子は、図2のように、多数サイクル分の筒内圧履歴データを集めることによって、表現することができる。 Thus, whether knocking occurs or not is closely related to the state of combustion fluctuation. Therefore, if it is possible to predict the state of combustion fluctuation when it is assumed that the ignition timing is advanced from the current value, the basis for predicting whether knocking will occur after the ignition timing is advanced will be laid. . The state of combustion fluctuation can be expressed by collecting in-cylinder pressure history data for many cycles as shown in FIG.
そこで、本実施形態では、点火時期を現在値から変更したと仮定した条件下での模擬的な筒内圧履歴データを作成することとした。このデータを以下「模擬筒内圧履歴データ」と称する。この模擬筒内圧履歴データを多数サイクル分集めることにより、点火時期変更後の燃焼変動の様子を事前に予測することができる。模擬筒内圧履歴データは、以下に説明する燃焼変動予測モデルによって、生成することができる。 Therefore, in this embodiment, simulated in-cylinder pressure history data is created under the condition that the ignition timing is changed from the current value. This data is hereinafter referred to as “simulated in-cylinder pressure history data”. By collecting the simulated in-cylinder pressure history data for many cycles, it is possible to predict in advance the state of combustion fluctuation after the ignition timing is changed. The simulated in-cylinder pressure history data can be generated by a combustion fluctuation prediction model described below.
[燃焼変動予測モデル]
本燃焼変動予測モデルでは、熱発生パターンの近似関数として知られているWiebe関数を用いて、筒内での燃焼状態を模擬する。Wiebe関数は、次式で表される。
[Combustion fluctuation prediction model]
In this combustion fluctuation prediction model, a combustion state in a cylinder is simulated using a Wiebe function known as an approximate function of a heat generation pattern. The Wiebe function is expressed by the following equation.
上記(1)式は、燃焼期間中に成立する。この式中の各記号の意味は、下記の通りである。
Q:累積加熱率[J]
θ:クランク角[deg]
k:燃焼効率
Qf:燃焼に用いた燃料(筒内に吸入された燃料)の発熱量[J]
a=−ln(1−0.999)
m:形状パラメータ
θ0:燃焼開始点[degCA]
θ0−100:0−100%燃焼期間[degCA]
The above equation (1) is established during the combustion period. The meaning of each symbol in this formula is as follows.
Q: Cumulative heating rate [J]
θ: Crank angle [deg]
k: Combustion efficiency
Qf: Calorific value of fuel used for combustion (fuel drawn into the cylinder) [J]
a = −ln (1−0.999)
m: Shape parameter θ 0 : Combustion start point [degCA]
θ 0-100 : 0-100% combustion period [degCA]
上記の燃料発熱量Qfは、燃料の種類によって定まる。本モデルにおいては、この燃料発熱量Qfは既定値とされる。また、燃焼効率kは、累積加熱率Qの最大値Qmaxと、燃料発熱量Qfとを用いて、k=Qmax/Qfで表される。すなわち、燃焼効率kは、そのサイクルの燃焼が完全燃焼にどれだけ近いかを示す値である。0−100%燃焼期間θ0−100は、燃焼割合Xbが0%から100%に変化するまでの期間をクランク角で表したものである。燃焼割合Xbとは、燃焼の進行状態を表す量である。すなわち、0−100%燃焼期間θ0−100とは、燃焼開始点θ0から燃焼終了点までの全燃焼期間をクランク角で表したものである。 The fuel heating value Qf is determined by the type of fuel. In this model, the fuel heating value Qf is a default value. The combustion efficiency k is expressed by k = Qmax / Qf using the maximum value Qmax of the cumulative heating rate Q and the fuel heating value Qf. That is, the combustion efficiency k is a value indicating how close the combustion of the cycle is to complete combustion. The 0-100% combustion period θ 0-100 represents the period until the combustion ratio Xb changes from 0% to 100% in terms of crank angle. The combustion ratio Xb is an amount that represents the progress of combustion. That is, the 0-100% combustion period θ 0-100 is the crank angle representing the entire combustion period from the combustion start point θ 0 to the combustion end point.
上記(1)式中の0−100%燃焼期間θ0−100および燃焼開始点θ0は、更に、次式で表される。 The 0-100% combustion period θ 0-100 and the combustion start point θ 0 in the above equation (1) are further expressed by the following equations.
上記(2)式中、θ10−70は、10−70%燃焼期間[degCA]を意味する。10−70%燃焼期間θ10−70とは、燃焼割合Xbが10%から70%に変化するまでの期間をクランク角で表したものである。また、上記(3)式中、θ50は、50%燃焼点[degCA]を意味する。50%燃焼点θ50とは、燃焼割合Xbが50%となる時点のクランク角である。 In the above equation (2), θ 10-70 means a 10-70% combustion period [degCA]. The 10-70% combustion period θ 10-70 represents the period until the combustion ratio Xb changes from 10% to 70% in terms of crank angle. In the above formula (3), θ 50 means a 50% combustion point [degCA]. The 50% combustion point θ 50 is the crank angle at which the combustion ratio Xb reaches 50%.
Wiebe関数は、公知の方法、つまり熱力学上のエネルギー保存則と組み合わせる方法により、そのサイクルの燃焼期間中の筒内圧履歴に変換することができる。この方法については、後述する。 The Wiebe function can be converted into an in-cylinder pressure history during the combustion period of the cycle by a known method, that is, a method combined with a thermodynamic energy conservation law. This method will be described later.
上記(2)、(3)式を用いた場合には、Wiebe関数に代入すべきパラメータは、燃焼効率k、形状パラメータm、50%燃焼点θ50、および10−70%燃焼期間θ10−70の4つとなる。燃焼変動は、これら4つのパラメータがサイクルごとにばらつくことに相当するものと考えられる。換言すれば、燃焼変動は、Wiebe関数をサイクルごとに変化させることで表現(模擬)することができると考えられる。 When the above equations (2) and (3) are used, parameters to be substituted into the Wiebe function are combustion efficiency k, shape parameter m, 50% combustion point θ 50 , and 10-70% combustion period θ 10−. It becomes four of 70 . The combustion fluctuation is considered to correspond to the fact that these four parameters vary from cycle to cycle. In other words, it is considered that the combustion fluctuation can be expressed (simulated) by changing the Wiebe function for each cycle.
ただし、本発明の発明者らの研究によれば、上記4つのパラメータのうち、形状パラメータmは、燃焼変動に有意な影響を与えないことが明らかとなった。このため、本実施形態では、形状パラメータmは既定値とする。そして、残りの燃焼効率k、50%燃焼点θ50、および10−70%燃焼期間θ10−70の3つのパラメータのサイクルごとのバラツキ具合を考慮することとした。以下では、上記3つのパラメータのことを「燃焼パラメータ」と称する。 However, according to the research of the inventors of the present invention, it has been clarified that the shape parameter m among the four parameters does not significantly affect the combustion fluctuation. For this reason, in this embodiment, the shape parameter m is a default value. Then, the degree of variation for each cycle of the three parameters of the remaining combustion efficiency k, 50% combustion point θ 50 , and 10-70% combustion period θ 10-70 was taken into consideration. Hereinafter, the above three parameters are referred to as “combustion parameters”.
図3中の棒グラフは、定常運転状態における、サイクルごとの燃焼効率kの分布の実測データを示している。この実測データは、図3中の実線で示される正規分布にほぼ一致している。
また、図4中の棒グラフは、定常運転状態における、サイクルごとの50%燃焼点θ50の分布の実測データを示している。この実測データは、図4中の実線で示される正規分布にほぼ一致している。
そして、図5中の棒グラフは、定常運転状態における、サイクルごとの10−70%燃焼期間θ10−70の分布の実測データを示している。この実測データは、図5中の実線で示される正規分布にほぼ一致している。
The bar graph in FIG. 3 shows measured data of the distribution of the combustion efficiency k for each cycle in the steady operation state. The actual measurement data substantially matches the normal distribution indicated by the solid line in FIG.
Further, the bar graph in FIG. 4 shows measured data of the distribution of the 50% combustion point θ 50 for each cycle in the steady operation state. The actual measurement data substantially matches the normal distribution indicated by the solid line in FIG.
And the bar graph in FIG. 5 has shown the actual measurement data of distribution of 10-70% combustion period (theta) 10-70 for every cycle in a steady operation state. The actual measurement data substantially matches the normal distribution indicated by the solid line in FIG.
図6は、定常運転状態における50%燃焼点θ50および10−70%燃焼期間θ10−70の実測値の相関図である。図7は、定常運転状態における燃焼効率kと50%燃焼点θ50の実測値の相関図である。図8は、定常運転状態における燃焼効率kと10−70%燃焼期間θ10−70の実測値の相関図である。 FIG. 6 is a correlation diagram of measured values of 50% combustion point θ 50 and 10-70% combustion period θ 10-70 in a steady operation state. FIG. 7 is a correlation diagram between the combustion efficiency k and the measured value of the 50% combustion point θ 50 in the steady operation state. FIG. 8 is a correlation diagram between the measured values of the combustion efficiency k and the 10-70% combustion period θ 10-70 in the steady operation state.
図6から、50%燃焼点θ50と10−70%燃焼期間θ10−70とは、相関を有することが分かる。これに対し、図7からは、燃焼効率kと50%燃焼点θ50との間にはほぼ相関がないことが分かり、図8からは、燃焼効率kと10−70%燃焼期間θ10−70との間にはほぼ相関がないことが分かる。 It can be seen from FIG. 6 that the 50% combustion point θ 50 and the 10-70% combustion period θ 10-70 have a correlation. On the other hand, FIG. 7 shows that there is almost no correlation between the combustion efficiency k and the 50% combustion point θ 50, and FIG. 8 shows that the combustion efficiency k and the 10-70% combustion period θ 10−. It can be seen that there is almost no correlation with 70 .
多数サイクル分の模擬筒内圧履歴データを作成するには、点火時期を変更した場合の燃焼変動を表現する多数のWiebe関数を生成する必要がある。それには、Wiebe関数に代入すべき3つの燃焼パラメータのサイクルごとのバラツキを予測する必要がある。 In order to create simulated in-cylinder pressure history data for a large number of cycles, it is necessary to generate a large number of Wiebe functions that express combustion fluctuations when the ignition timing is changed. For that purpose, it is necessary to predict the cycle-by-cycle variation of the three combustion parameters to be substituted into the Wiebe function.
一方、図3乃至図8に示される実測データから、3つの燃焼パラメータのサイクルごとのバラツキは、θ50とθ10−70との相関を加味した多変数正規分布にほぼ従っていることが明らかである。そこで、本実施形態では、この多変数正規分布から、燃焼パラメータk、θ50、θ10−70の組をランダムに抽出し、それらの値をWiebe関数に代入することとした。そして、このようなWiebe関数を多数生成し、その各々を筒内圧履歴に変換することで、多数サイクル分の模擬筒内圧履歴データを生成することとした。 On the other hand, from the measured data shown in FIGS. 3 to 8, it is clear that the variation of the three combustion parameters for each cycle almost follows a multivariable normal distribution taking into account the correlation between θ 50 and θ 10-70. is there. Therefore, in this embodiment, a set of combustion parameters k, θ 50 , θ 10-70 is randomly extracted from this multivariable normal distribution, and these values are substituted into the Wiebe function. A large number of such Wiebe functions are generated and converted into in-cylinder pressure history, thereby generating simulated in-cylinder pressure history data for many cycles.
本実施形態では、このようにして得られる多数サイクル分の模擬筒内圧履歴データと、後述する自己着火予測式とを組み合わせることにより、点火時期変更後にノッキングが発生するかどうかを事前に予測することとした。 In the present embodiment, by combining the simulated in-cylinder pressure history data for a large number of cycles thus obtained and a self-ignition prediction formula described later, whether or not knocking will occur after the ignition timing is changed is predicted in advance. It was.
[実施の形態1における具体的処理]
図9は、上記の機能を実現するために本実施形態においてECU50が実行するルーチンのフローチャートである。なお、本ルーチンは、クランク角に同期してサイクルごとに実行されるものとする。図9に示すルーチンによれば、まず、現在の運転状態を表す各種のパラメータが計測され、保存される(ステップ100)。具体的には、機関回転数NE、負荷率KL、およびVVT進角量VTが計測され、保存される。
[Specific Processing in Embodiment 1]
FIG. 9 is a flowchart of a routine executed by the
次に、現在の運転状態が、通常運転かつ定常状態か否かが判別される(ステップ102)。本実施形態では、触媒暖気制御等の特別な制御を行っていない通常運転をしているときの点火時期を制御することを目的とする。このため、通常運転状態でなかった場合には、上記ステップ100で保存したデータをリセットし(ステップ104)、その後、今回の処理サイクルを速やかに終了する。
Next, it is determined whether or not the current operation state is a normal operation and a steady state (step 102). An object of the present embodiment is to control the ignition timing during normal operation in which special control such as catalyst warm-up control is not performed. For this reason, when it is not in the normal operation state, the data stored in
また、本実施形態では、内燃機関10が定常状態にあることも前提とされる。上記ステップ102において、定常状態であるか否かは、ステップ100で取得された機関回転数NE、負荷率KL、およびVVT進角量VTの計測値が、前回の処理サイクルでの計測値と同値であるか否かによって判別される。その判別の結果、定常状態でなかった場合には、上記ステップ100および後述するステップ110で保存されたデータをリセットし(ステップ104)、その後、今回の処理サイクルを速やかに終了する。
In the present embodiment, it is also assumed that the
一方、上記ステップ102において、通常運転かつ定常状態であることが認めれた場合には、カウント値cycの値を一つインクリメントする。本実施形態では、連続した50サイクルにおける、燃焼パラメータk、θ50、θ10−70の平均値を算出する。カウント値cycは、その50サイクルをカウントするための値であり、その初期値は0とされている。
On the other hand, if it is determined in
次に、今サイクルにおける、クランク角に対する実筒内圧の履歴が計測される(ステップ108)。具体的には、所定クランク角Δθごとに、筒内圧センサ18の出力をサンプリングし、得られた実筒内圧値を記憶する。上記Δθは、例えば1〜3degCA程度とされる。また、ここでは、実筒内圧は、720degCAの全範囲に渡って計測しなくてもよく、例えば、吸気弁閉弁時から排気弁開弁時までのクランク角範囲で計測すればよい。
Next, the history of the actual in-cylinder pressure with respect to the crank angle in the current cycle is measured (step 108). Specifically, the output of the in-
次に、上記ステップ108で計測された実筒内圧の履歴に基づいて、今サイクルにおける3つの燃焼パラメータk、θ50、θ10−70の現実値を算出する(ステップ110)。以下、この算出処理について説明する。この算出処理には、次式が用いられる。 Next, actual values of the three combustion parameters k, θ 50 , and θ 10-70 in this cycle are calculated based on the history of the actual in-cylinder pressure measured in step 108 (step 110). Hereinafter, this calculation process will be described. For this calculation process, the following equation is used.
上記(4)および(5)式中、Pは筒内圧[Pa]を、Vは筒内容積[m3]を、κは比熱比を、それぞれ表す。この両式は、熱力学上のエネルギー保存則を、累積加熱率Q、筒内圧P、筒内容積V、およびクランク角θで表したものに相当する。また、上記(5)式は、上記(4)式の両辺をクランク角θで積分したものに相当する。 In the above formulas (4) and (5), P represents the in-cylinder pressure [Pa], V represents the in-cylinder volume [m 3 ], and κ represents the specific heat ratio. Both of these equations correspond to a thermodynamic energy conservation law expressed as a cumulative heating rate Q, an in-cylinder pressure P, an in-cylinder volume V, and a crank angle θ. Further, the above equation (5) corresponds to an integral of both sides of the above equation (4) with the crank angle θ.
上記両式中のVおよびdV/dθは、クランク角θに応じて幾何学的に決定される。つまり、VおよびdV/dθは、クランク角θの関数である。その関係を用いると、上記両式からVを消去することができる。ECU50は、そのVが消去された状態の上記両式を用いて演算を行う。また、演算の際、比熱比κは一定の既定値とされる。
V and dV / dθ in both the above equations are geometrically determined according to the crank angle θ. That is, V and dV / dθ are functions of the crank angle θ. Using that relationship, V can be eliminated from both equations. The
上記(5)式の右辺の積分は、点火時のクランク角から開始される。そして、あるクランク角θまでこの積分を計算した値を、以下、Q(θ)と表す。ここでのθは、点火時と排気弁閉弁時との間において定義される。 The integration on the right side of the above equation (5) starts from the crank angle at the time of ignition. A value obtained by calculating this integration up to a certain crank angle θ is hereinafter expressed as Q (θ). Here, θ is defined between the ignition time and the exhaust valve closing time.
ステップ110においては、まず、上記ステップ108で計測された実筒内圧の履歴に対するQ(θ)の値が、所定クランク角ごとに、数値計算により近似的に算出される。すなわち、上記(5)式の右辺のPおよびdP/dθに、上記ステップ108で計測された各点での筒内圧値およびその変化率を代入した値が、積算される。
In
このようにして算出される累積加熱率Q(θ)は、燃焼が継続している間は、その燃焼熱により、増大を続ける。燃焼が終了した後は、燃焼室内壁やシリンダ内壁へ熱が逃げることの損失により、累積加熱率Q(θ)は低下に転じる。よって、累積加熱率Q(θ)は、点火時と排気弁閉弁時との間の、あるクランク角において、最大値Qmaxをとる。ステップ110においては、所定クランク角ごとに算出されたQ(θ)のうちから、最大値Qmaxが求められる。
The cumulative heating rate Q (θ) calculated in this way continues to increase due to the heat of combustion while combustion continues. After the combustion is completed, the cumulative heating rate Q (θ) starts to decrease due to the loss of heat escaping to the combustion chamber inner wall and the cylinder inner wall. Therefore, the cumulative heating rate Q (θ) takes a maximum value Qmax at a certain crank angle between the ignition time and the exhaust valve closing time. In
燃焼効率kは、既述した通り、k=Qmax/Qfと表すことができる。この式に従って、今サイクルの燃焼効率kの現実値が算出される。なお、燃料発熱量Qfは、既定値である燃料の特性値と、現在の空燃比および筒内吸入新気量に基づいて算出することができる。 As described above, the combustion efficiency k can be expressed as k = Qmax / Qf. The actual value of the combustion efficiency k of the current cycle is calculated according to this equation. The fuel heat generation amount Qf can be calculated based on the fuel characteristic value, which is a predetermined value, the current air-fuel ratio, and the in-cylinder intake fresh air amount.
クランク角θにおける燃焼割合Xbは、Xb=Q(θ)/Qmax×100として算出することができる。よって、今サイクルの50%燃焼点θ50の現実値は、Q(θ)/Qmax=0.5が成立するようなクランク角として求めることができる。また、10−70%燃焼期間θ10−70の現実値は、Q(θ)/Qmaxが0.1から0.7に変化するまでのクランク角範囲として求めることができる。 The combustion ratio Xb at the crank angle θ can be calculated as Xb = Q (θ) / Qmax × 100. Therefore, the actual value of the 50% combustion point θ 50 of the current cycle can be obtained as a crank angle that satisfies Q (θ) /Qmax=0.5. The actual value of the 10-70% combustion period θ 10-70 can be obtained as the crank angle range until Q (θ) / Qmax changes from 0.1 to 0.7.
ステップ110においては、以上のようにして、3つの燃焼パラメータk、θ50、θ10−70の現実値が算出され、その算出値が保存される。次に、カウント値cycが50を超えたか否かが判別される(ステップ112)。この判別は、上記ステップ110で算出された燃焼パラメータの実測値データが、50サイクル分、蓄積されたか否か判別に相当する。
In
ステップ112の判別の結果、カウント値cycが50に達していない場合には、今回の処理サイクルが速やかに終了される。この場合、内燃機関10の次の作動サイクルに同期して、図9に示すルーチンが再度実行される。そのとき、定常運転が継続していれば、上記ステップ106〜108の処理がまた行われて、燃焼パラメータの実測値データが蓄積される。これに対し、運転条件が変わっていた場合には、前回までに蓄積された燃焼パラメータの実測値データは、上記ステップ104においてリセットされ、カウント値cycも0にリセットされる。
If the result of determination in
定常運転が50サイクル以上継続すると、ステップ112において、cyc>50の成立が認められる。この場合には、50サイクル分の燃焼パラメータの実測値データが蓄積されていることになる。この場合には、次に、その50サイクル分の燃焼パラメータk、θ50、θ10−70の実測値データの平均値(算術平均)が算出される(ステップ114)。ここで算出される燃焼効率kの平均値をkc、50%燃焼点θ50の平均値をBPc、10−70%燃焼期間θ10−70の平均値をBDc、とそれぞれ表記する。
If the steady operation continues for 50 cycles or more, it is recognized in
本実施形態では、ノッキングが発生するか否かを予測する対象とする仮想上の点火時期を、想定点火時期SAiと称する。また、想定点火時期SAiが実現された場合の50%燃焼点θ50の平均値の予測値を、想定50%燃焼点平均値BPiと表す。 In the present embodiment, a virtual ignition timing that is a target for predicting whether knocking will occur is referred to as an assumed ignition timing SAi. Further, the predicted value of the average value of the 50% combustion point θ 50 when the assumed ignition timing SAi is realized is represented as an assumed 50% combustion point average value BPi.
上記ステップ114の処理が終わったら、次に、この想定点火時期SAiおよび想定50%燃焼点平均値BPiに、それらの現在値が、基準値として代入される(ステップ116)。すなわち、想定点火時期SAiには、点火時期の現在値SAcが代入される。点火時期の現在値SAcは、ECU50が現在設定している点火時期の値である。また、想定50%燃焼点平均値BPiには、上記ステップ114で算出された、50サイクル分の実測値の平均値BPcが代入される。
When the processing of
次に、想定点火時期SAiおよび想定50%燃焼点平均値BPiが、それぞれ、2degCA小さい値に更新される(ステップ118)。このステップ118の処理は、想定点火時期SAiを2degCA進角させることに相当する。本発明者らの知見によれば、点火時期を移動した場合、これに伴って、50%燃焼点θ50の平均値もほぼ同じ分だけ移動する。よって、点火時期を2degCA進角させた場合、50%燃焼点θ50の平均値も2degCA進角すると予測される。この現象を表現するため、ステップ118においては、想定点火時期SAiだけでなく、想定50%燃焼点平均値BPiも2degCA小さい値に更新される。
Next, the assumed ignition timing SAi and the assumed 50% combustion point average value BPi are each updated to a value smaller by 2 degCA (step 118). The processing in
ステップ118の処理が初めて行われた場合、その処理後には、想定点火時期SAiおよび想定50%燃焼点平均値BPiは、それぞれ、現在値より2degCA進角側の値を表すこととなる。
When the process of
次に、想定点火時期SAiにおける筒内圧履歴のサイクル変動を予測する(ステップ120)。具体的には、想定点火時期SAiにおける模擬筒内圧履歴データを100サイクル分生成する。図10は、ステップ120の処理を行うためにECU50が実行するサブルーチンのフローチャートである。
Next, the cycle fluctuation of the in-cylinder pressure history at the assumed ignition timing SAi is predicted (step 120). Specifically, simulated in-cylinder pressure history data at the assumed ignition timing SAi is generated for 100 cycles. FIG. 10 is a flowchart of a subroutine executed by the
図10に示すサブルーチンでは、まず、想定点火時期SAiにおける、各燃焼パラメータk、θ50、θ10−70の分布の標準偏差と、50%燃焼点θ50と10−70%燃焼期間θ10−70との共分散とを予測する(ステップ122)。具体的には、次の関数func1〜func4に基づいて、それらの値を算出する。 In the subroutine shown in FIG. 10, first, the standard deviation of the distribution of each combustion parameter k, θ 50 , θ 10-70 and the 50% combustion point θ 50 and 10-70% combustion period θ 10− at the assumed ignition timing SAi. The covariance with 70 is predicted (step 122). Specifically, those values are calculated based on the following functions func 1 to func 4 .
σ1/μ1=func1(NE,KL,KL2) ・・・(6)
σ2/μ3=func2(NE,KL,KL2,VT2) ・・・(7)
σ3/μ3=func3(NE,NE2,KL,KL2,VT) ・・・(8)
σ23/μ3 2=func4(NE,NE2,KL,KL2,VT) ・・・(9)
σ 1 / μ 1 = func 1 (NE, KL, KL 2 ) (6)
σ 2 / μ 3 = func 2 (NE, KL, KL 2 , VT 2 ) (7)
σ 3 / μ 3 = func 3 (NE, NE 2 , KL, KL 2 , VT) (8)
σ 23 / μ 3 2 = func 4 (NE, NE 2 , KL, KL 2 , VT) (9)
上記(6)〜(9)式中、σ1は燃焼効率kの標準偏差、σ2は50%燃焼点θ50の標準偏差、σ3は10−70%燃焼期間θ10−70の標準偏差、σ23は50%燃焼点θ50と10−70%燃焼期間θ10−70との共分散、μ1は燃焼効率kの平均値、μ3は10−70%燃焼期間θ10−70の平均値、NEは機関回転数、KLは負荷率、VTはVVT進角量、をそれぞれ表す。 In the above equations (6) to (9), σ 1 is the standard deviation of the combustion efficiency k, σ 2 is the standard deviation of the 50% combustion point θ 50 , and σ 3 is the standard deviation of the 10-70% combustion period θ 10-70 . , Σ 23 is the covariance between the 50% combustion point θ 50 and the 10-70% combustion period θ 10-70 , μ 1 is the average value of the combustion efficiency k, and μ 3 is the 10-70% combustion period θ 10-70 . Average value, NE represents engine speed, KL represents load factor, and VT represents VVT advance amount.
上記(6)〜(9)式は、予め行われた実験による計測データから求められた重回帰式とされる。すなわち、内燃機関10において機関回転数NE、負荷率KLおよびVVT進角量VTを異ならせた種々の運転条件下で、標準偏差σ1、σ2、σ3および共分散σ23を実測し、その実測データから回帰することにより、上記(6)〜(9)式を得ることができる。上記(6)〜(9)式の右辺は、カッコ内の変数の多項式となっている。
The above equations (6) to (9) are the multiple regression equations obtained from the measurement data obtained by experiments performed in advance. That is, the standard deviations σ 1 , σ 2 , σ 3 and covariance σ 23 are measured under various operating conditions in which the engine speed NE, the load factor KL, and the VVT advance amount VT are different in the
ステップ122においては、上記(6)〜(9)式に、NE、KL、VT、μ1、μ3の各々の値を代入することにより、標準偏差σ1、σ2、σ3および共分散σ23が算出される。このとき、NE、KL、VTには、ステップ100で計測された機関回転数NE、負荷率KL、VVT進角量VTの値が代入される。μ1には、ステップ114で算出されたkcの値が代入される。μ3には、ステップ114で算出されたBDcの値が代入される。
In
想定点火時期SAiの下での50%燃焼点θ50の平均値は、既述した通り、想定50%燃焼点平均値BPiであると予測される。また、想定点火時期SAiの下での50%燃焼点θ50のバラツキの標準偏差は、上記ステップ122で算出されたσ2であると予測される。従って、想定点火時期SAiの下での50%燃焼点θ50のバラツキは、平均値をBPi、標準偏差をσ2とする正規分布、つまり図11に示す正規分布に従うと予測される。
As described above, the average value of the 50% combustion point θ 50 under the assumed ignition timing SAi is predicted to be the assumed 50% combustion point average value BPi. Further, the standard deviation of the variation of the 50% combustion point θ 50 under the assumed ignition timing SAi is predicted to be σ 2 calculated in
一方、想定点火時期SAiの下での燃焼効率kおよび10−70%燃焼期間θ10−70のバラツキは、次のように予測される。本発明者らの知見によれば、点火時期を移動した場合でも、燃焼効率kの平均値は、ほとんど変化しない。また、10−70%燃焼期間θ10−70の平均値は、点火時期に対して感度を有するが、2degCA程度の点火時期の変更によってはほとんど変化しないとしてよい。従って、想定点火時期SAiの下での燃焼効率kの平均値および10−70%燃焼期間θ10−70の平均値は、それぞれ、上記ステップ114で算出された現在値kcおよびBDcに等しいと予測される。また、想定点火時期SAiの下での燃焼効率kおよび10−70%燃焼期間θ10−70のバラツキの標準偏差は、それぞれ、上記ステップ122で算出されたσ1、σ3であると予測される。
On the other hand, variations in the combustion efficiency k and the 10-70% combustion period θ 10-70 under the assumed ignition timing SAi are predicted as follows. According to the knowledge of the present inventors, even when the ignition timing is moved, the average value of the combustion efficiency k hardly changes. In addition, the average value of the 10-70% combustion period θ 10-70 has sensitivity to the ignition timing, but may hardly change by changing the ignition timing by about 2 deg CA. Therefore, the average value of the combustion efficiency k and the average value of the 10-70% combustion period θ 10-70 under the assumed ignition timing SAi are predicted to be equal to the current values kc and BDc calculated in
以上より、想定点火時期SAiの下での燃焼効率kのバラツキは、平均値をkc、標準偏差をσ1とする正規分布、つまり図12に示す正規分布に従うと予測される。また、想定点火時期SAiの下での10−70%燃焼期間θ10−70のバラツキは、平均値をBDc、標準偏差をσ3とする正規分布、つまり図13に示す正規分布に従うと予測される。 Thus, variations in the combustion efficiency k under the assumption ignition timing SAi is an average value kc, the normal distribution of the standard deviation and sigma 1, i.e. is expected to follow a normal distribution shown in FIG. 12. Further , the variation of the 10-70% combustion period θ 10-70 under the assumed ignition timing SAi is predicted to follow a normal distribution having an average value BDc and a standard deviation σ 3 , that is, a normal distribution shown in FIG. The
上記ステップ122の次には、上述した図11乃至図13に示す正規分布(多変数正規分布)から、3つの燃焼パラメータk、θ50、θ10−70の値が一組、ランダムに抽出される(ステップ124)。ただし、既述した通り、50%燃焼点θ50と10−70%燃焼期間θ10−70とは、相関を有している。想定点火時期SAiの下での両者の相関の度合いは、上記ステップ122で算出された共分散σ23により予測される。よって、ステップ124における、50%燃焼点θ50および10−70%燃焼期間θ10−70の抽出に際しては、両者の共分散σ23が織り込まれる。なお、ステップ124において、正規分布から値をランダムに抽出する方法は、特に限定されないが、例えば乱数を利用する方法をとることができる。
Next to step 122, a set of three combustion parameters k, θ 50 , and θ 10-70 is randomly extracted from the normal distribution (multivariate normal distribution) shown in FIGS. 11 to 13 described above. (Step 124). However, as described above, the 50% combustion point θ 50 and the 10-70% combustion period θ 10-70 have a correlation. The degree of correlation between the two under the assumed ignition timing SAi is predicted by the covariance σ 23 calculated at
上記ステップ124の処理により、想定点火時期SAiの下で確率的に起こり得る一組のk、θ50、θ10−70の値を生成することができる。次に、これらk、θ50、θ10−70の値が、上記(2)および(3)式を介して、上記(1)式のWiebe関数に代入される(ステップ126)。このステップ126の処理によって得られたWiebe関数は、想定点火時期SAiの下で確率的に起こり得る、ある一つのサイクルの燃焼を模擬していると言える。
By the processing in
次に、ステップ126で得られたWiebe関数に基づいて、燃焼期間中の模擬筒内圧履歴、つまり点火時から燃焼終了時までの模擬筒内圧履歴が算出される(ステップ128)。具体的には、以下のような処理が行われる。まず、そのWiebe関数の、上記(1)式の右辺に相当するものと、上記(4)式の右辺とを等しいと置く。これにより、筒内圧Pの微分方程式が得られる。ECU50が、この微分方程式を数値計算によって近似的に解くことにより、燃焼期間中の模擬筒内圧履歴が算出される。
Next, based on the Wiebe function obtained in
図14は、図10に示すサブルーチンの処理によって作成される模擬筒内圧履歴データの一例をグラフ化して示す図である。図14中では、圧縮上死点を0degCAとしている。上記ステップ128で算出された燃焼期間中の模擬筒内圧履歴は、上述したように、図14中(3)の期間の模擬筒内圧履歴に相当する。
FIG. 14 is a graph showing an example of simulated in-cylinder pressure history data created by the subroutine processing shown in FIG. In FIG. 14, the compression top dead center is set to 0 degCA. As described above, the simulated in-cylinder pressure history during the combustion period calculated in
上記ステップ128の次には、図14中(3)の燃焼期間中以外の模擬筒内圧履歴が算出される(ステップ130)。このステップ130において、燃焼終了時から排気弁開弁時(EVO)までの期間(図14中(4)の期間)の模擬筒内圧履歴は、Woschiniの熱伝達モデルによる熱損失の式と、上記(4)式とに基づいて、算出される。この方法は公知であるので、ここではこれ以上の説明を省略する。そして、吸気弁閉弁時(IVC)から点火時までの期間(図14中(2)の期間)の模擬筒内圧履歴は、ポリトロープ指数をサイクル平均値としたポリトロープ変化で近似して、算出される。この方法は公知であるので、ここではこれ以上の説明を省略する。また、吸気行程期間(図14中(1)の期間)の模擬筒内圧履歴データは、吸気圧センサ21で検出されるサージタンク圧の平均値に等しい一定値とされる。また、排気行程期間(図14中(5)の期間)の模擬筒内圧履歴データは、その時に排気圧センサ33で検出される排気管圧力の平均値に等しい一定値とされる。
Following
上記ステップ124乃至130の処理により、図14に例示するような1サイクル分の模擬筒内圧履歴データが生成される。本実施形態では、このような模擬筒内圧履歴データを多数サイクル分(ここでは100サイクル分)集めて図2のようなデータを得ることにより、想定点火時期SAiの下での燃焼変動の様子が表現される。
By the processes in
上記ステップ130の次には、作成された模擬筒内圧履歴データが100サイクル分に到達したか否かが判断される(ステップ132)。そして、作成された模擬筒内圧履歴データが100サイクル分に達するまで、上記ステップ124乃至130の処理が繰り返し行われ、その後、図10に示すサブルーチンの処理が終了される。
After
図10に示すサブルーチンの処理によって100サイクル分の模擬筒内圧履歴データが作成された後は、その100サイクルのうち、ノックを起こすノックサイクルがいくつあるかを調査する処理が行われる(図9中のステップ134)。図15は、ステップ134の処理を行うためにECU50が実行するサブルーチンのフローチャートである。
After the simulated in-cylinder pressure history data for 100 cycles is created by the processing of the subroutine shown in FIG. 10, the number of knock cycles that cause knocking out of the 100 cycles is investigated (in FIG. 9). Step 134). FIG. 15 is a flowchart of a subroutine executed by the
図15に示すサブルーチンでは、各々の模擬筒内圧履歴データに対して、ループ始端136およびループ終端138で示されるループ1の処理が行われる。すなわち、ループ1内の処理は、100回(100サイクル分)繰り返し行われる。ループ1の処理では、まず、対象とされた模擬筒内圧履歴データについて、その自己着火時点が算出される(ステップ140)。このステップ140の処理には、次式で表される自己着火予測式が用いられる。
In the subroutine shown in FIG. 15, the
上記(10)式中の各記号の意味は、下記の通りである。
t:時間
P(t):筒内圧[kgf/cm2]
Tu(t):未燃ガス温度[K]
Φ:当量比
ON:燃料のオクタン価
A,B,C,F,Ea:適合定数(既定値)
The meaning of each symbol in the formula (10) is as follows.
t: time
P (t): In-cylinder pressure [kgf / cm 2 ]
Tu (t): Unburned gas temperature [K]
Φ: Equivalent ratio
ON: Fuel octane number
A, B, C, F, Ea: Conformance constant (default)
上記自己着火予測式によれば、筒内の未燃ガスが自己着火する時点を次のように予測することができる。上記(10)式の左辺の積分を吸気弁閉弁時から開始し、その値が1になったとき、つまり上記(10)式が成立したとき、自己着火が生じると予測される。 According to the self-ignition prediction formula, the point in time when the unburned gas in the cylinder self-ignites can be predicted as follows. The integration of the left side of the above equation (10) starts from the time when the intake valve is closed, and when the value becomes 1, that is, when the above equation (10) is established, it is predicted that self-ignition will occur.
ステップ140においては、上記(10)式の左辺の積分を数値計算し、上記(10)式が成立する時点を算出する。この計算において、上記(10)式中に代入すべき値は、次のようにして求めることができる。筒内圧P(t)は、時間に対する筒内圧の履歴である。クランク角に対する筒内圧Pの履歴である模擬筒内圧履歴データは、ステップ100で計測された機関回転数NEを用いて、P(t)に換算することができる。この換算により得られたP(t)が上記(10)式に代入される。また、未燃ガス温度Tu(t)は、上記P(t)と、クランク角θから定まる筒内容積Vとを、気体の状態方程式に代入することで求められる。また、当量比Φは、ECU50が現在設定している目標空燃比からの換算により、あるいは図示しない空燃比センサで検出される実空燃比からの換算により、求めることができる。燃料オクタン価ONおよび適合定数A,B,C,F,Eaは、予め定められた定数とされる。
In
ここで、本実施形態におけるノックサイクルの判定方法について説明する。図16は、クランク角に対する燃焼割合Xbの履歴を示すグラフである。本実施形態では、自己着火時点での燃焼割合Xbが、判定値(ここでは90%とする)以下である場合には、ノックサイクルであると判定される。 Here, a method for determining a knock cycle in the present embodiment will be described. FIG. 16 is a graph showing the history of the combustion ratio Xb with respect to the crank angle. In the present embodiment, when the combustion ratio Xb at the time of self-ignition is equal to or less than a determination value (here, 90%), it is determined that it is a knock cycle.
例えば、自己着火時点で、クランク角が図16中のA点であった場合、燃焼割合Xbは90%に達していない。このような場合には、自己着火時点で未燃ガスがまだ比較的多く残っていることになる。このため、自己着火が起きると、多量の未燃ガスが異常燃焼することよって強い圧力波が生じる。よって、このようなサイクルは、ノックを起こすと予測することができる。 For example, when the crank angle is point A in FIG. 16 at the time of self-ignition, the combustion ratio Xb has not reached 90%. In such a case, a relatively large amount of unburned gas still remains at the time of self-ignition. For this reason, when self-ignition occurs, a large pressure wave is generated due to abnormal combustion of a large amount of unburned gas. Thus, such a cycle can be predicted to cause knock.
一方、自己着火時点で、クランク角が図16中のB点であった場合、燃焼割合Xbは90%を超えている。このような場合には、自己着火時点で未燃ガスはもうほとんど残っていないことになる。このため、自己着火が起きても、生ずる圧力波は弱い。よって、このようなサイクルは、ノックを起こさないと予測することができる。 On the other hand, when the crank angle is a point B in FIG. 16 at the time of self-ignition, the combustion ratio Xb exceeds 90%. In such a case, almost no unburned gas remains at the time of self-ignition. For this reason, even if self-ignition occurs, the generated pressure wave is weak. Thus, such a cycle can be predicted not to cause knock.
上記ステップ140で自己着火時点が算出された後は、上述したようなノックサイクル判定を行うべく、次のような処理が実行される。まず、自己着火時点における累積加熱率Qsが算出される(ステップ142)。具体的には、まず、自己着火時点の値を、機関回転数NEの値を用いて、自己着火時点のクランク角θsに換算する。次に、上記(5)式の積分を数値計算することにより、クランク角θsまで積分、すなわちQ(θs)を算出する。この算出処理は、上記ステップ110の算出処理に類似した処理である。ただし、この場合、上記(5)式中のPおよびdP/dθには、それぞれ、模擬筒内圧履歴データのPおよびその変化率が代入される。このようにして算出されたQ(θs)が、自己着火時点の累積加熱率Qsに相当する。
After the self-ignition time is calculated in
次に、模擬筒内圧履歴データに基づいて、累積加熱率の最大値Qmaxを算出する(ステップ144)。具体的には、累積加熱率Q(θ)を、クランク角θsを超えて、排気弁閉弁時まで所定クランク角ごとに算出する。この算出処理は、上記ステップ142と同様にして計算可能である。このようにして算出されたクランク角ごとのQ(θ)のうちの最大値が、求めるQmaxに相当する。
Next, the maximum value Qmax of the cumulative heating rate is calculated based on the simulated in-cylinder pressure history data (step 144). Specifically, the cumulative heating rate Q (θ) is calculated for each predetermined crank angle until the exhaust valve is closed, exceeding the crank angle θs. This calculation process can be calculated in the same manner as in
次に、Qs/Qmaxの値が0.9以下であるか否かが判別される(ステップ146)。Qs/Qmax≦0.9が成立することは、自己着火時点での燃焼割合Xbが90%に達していないことを意味する。この場合には、前述したノックサイクル判定方法の考え方により、このサイクルがノックサイクルであると判断できる。この場合には、カウント値KNCを一つインクリメントし(ステップ148)、その後ループ1を終了する。カウント値KNCは、ノックサイクルの数を表す値である。このカウント値KNCの初期値は、0とされている。
Next, it is determined whether or not the value of Qs / Qmax is 0.9 or less (step 146). The establishment of Qs / Qmax ≦ 0.9 means that the combustion ratio Xb at the time of self-ignition has not reached 90%. In this case, it can be determined that this cycle is a knock cycle based on the above-described concept of the knock cycle determination method. In this case, the count value KNC is incremented by one (step 148), and then the
一方、Qs/Qmax≦0.9が不成立の場合には、自己着火時点での燃焼割合Xbが90%を超えていることを意味する。従って、このサイクルはノックサイクルでないと判断できる。そこで、この場合には、カウント値KNCのインクリメント処理を飛ばして、ループ1を終了する。
On the other hand, when Qs / Qmax ≦ 0.9 is not established, it means that the combustion ratio Xb at the time of self-ignition exceeds 90%. Therefore, it can be determined that this cycle is not a knock cycle. Therefore, in this case, the increment processing of the count value KNC is skipped and the
以上のようなループ1の処理が100サイクル分の模擬筒内圧履歴データに対して繰り返し行われた後、図15に示すサブルーチンの処理が終了される。そのとき、カウント値KNCは、その100サイクルのうちのノックサイクルの数を表す値となっている。すなわち、カウント値KNCは、100サイクル中のノックサイクルの発生頻度を表す値となっている。
After the processing of
図15に示すサブルーチンの処理終了後は、次に、カウント値KNCが許容値α以下であるか否かが判別される(図9中のステップ150)。既述した通り、ノックサイクルの頻度が高いほど、ノッキング強度は強まる。一方、ノックサイクルの頻度がある程度以下であれば、ノッキング強度は、機関へのダメージや騒音等の害が実際上生じないレベルに収まる。上記許容値αは、ノッキング強度が実害のない範囲に収まることを判定可能な値として、予め設定されている。
After the processing of the subroutine shown in FIG. 15 is completed, it is next determined whether or not the count value KNC is less than or equal to the allowable value α (
以下では、説明の便宜上、ノッキング強度が実害を生じるレベルである場合を「ノッキング」と定義する。この定義によれば、カウント値KNCが許容値αを超えている場合は、ノッキングが発生すると予測されていることになり、カウント値KNCが許容値α以下である場合は、ノッキングが発生しないと予測されていることになる。 Hereinafter, for convenience of explanation, a case where the knocking strength is at a level causing actual damage is defined as “knocking”. According to this definition, if the count value KNC exceeds the allowable value α, knocking is predicted to occur, and if the count value KNC is equal to or less than the allowable value α, knocking does not occur. It will be predicted.
上記ステップ150において、KNC≦αの不成立が認められた場合には、想定点火時期SAiが実現されるとノッキングが発生する、との予測が成り立つ。この場合には、想定点火時期SAiが2degCA遅角された値に更新される(ステップ152)。すなわち、想定点火時期SAiに2degCAが加算される。その後、その更新された想定点火時期SAiが実際の点火時期SAmとして設定される(ステップ154)。すなわち、ステップ154の処理以後、内燃機関10は、点火時期SAm(=SAi)で運転される。
If it is determined in
上記ステップ150の判別が行われたのが1回だけだった場合には、想定点火時期SAiは、上記ステップ152の処理により、現点火時期SAcに等しい値に戻っている。つまり、この場合には、実際の点火時期は変更されず、現点火時期SAcのままで内燃機関10の運転が継続されることとなる。よって、この場合、実際にノッキングが発生することはない。
If the determination in
一方、上記ステップ150において、KNC≦αの成立が認められた場合には、次に、想定点火時期SAiがMBTより進角側にあるか否か、つまりSAi>MBTの成否、が判別される(ステップ156)。MBTと、機関回転数NEおよび負荷率KLとの関係は、予め実験で調査されており、既知となっている。ECU50には、その関係を定めたマップが記憶されている。上記ステップ156では、そのマップを参照して算出されたMBTの値が用いられる。
On the other hand, if it is determined in
本実施形態では、実際の点火時期をMBTよりも進角させる実益はない。そこで、上記ステップ156において、想定点火時期SAiがMBTより進角側にあると判別された場合には、想定点火時期SAiがMBTの値に更新され(ステップ158)、その後、想定点火時期SAiが実際の点火時期SAmとして設定される(ステップ154)。すなわち、この場合には、ステップ154の処理以後、内燃機関10は、MBTに等しい点火時期SAmで運転される。この場合には、上記ステップ150の処理において、点火時期がMBTより進角側にあってもノッキングが発生しないとの予測が成り立っている。よって、この場合、MBTで内燃機関10を運転しても、実際上ノッキングが発生することはない。
In the present embodiment, there is no actual benefit of advancing the actual ignition timing with respect to the MBT. Therefore, if it is determined in
一方、上記ステップ156において想定点火時期SAiがMBTより遅角側にあると判別された場合には、現時点の想定点火時期SAiよりもさらに点火時期を進角させた方が、トルク向上の観点からは好ましいと言える。そこで、この場合には、現時点の想定点火時期SAiよりもさらに点火時期を進角させた場合にノッキングが発生するかどうかを予測するべく、ステップ118以下の処理が再度実行される。具体的には、ステップ118において、想定点火時期SAiおよび想定50%燃焼点平均値BPiがさらに2degCA進角された値に更新される。そして、その更新された想定点火時期SAiの下でノッキングが発生するか否かの予測が再度行われる(ステップ120〜150)。
On the other hand, if it is determined in
このように、ステップ156からステップ118へと戻るループが設けられていることにより、ノッキングを起こさないと予測される点火時期のうちでなるべくMBTに近い点火時期を見つけ出すことができる。ステップ156からステップ118へと戻るループを通った場合には、ステップ150の判別が複数回行われることになる。複数回目のステップ150においてKNC≦αの不成立が認められた場合、すなわちノッキングが発生するとの予測がなされた場合には、ステップ152において想定点火時期SAiが2degCA遅角された値に更新され、その後、更新された想定点火時期SAiがステップ154において実際の点火時期SAmとして設定される。この場合に実際の点火時期SAmとして設定された値は、1回前のステップ150の処理においてノッキングを起こさないと予測された点火時期の値に等しい。よって、この場合、実際上ノッキングが発生することはない。
Thus, by providing the loop returning from
以上説明したように、本実施形態によれば、点火時期を進角させようとする際、点火時期進角後にノッキングが発生するかどうかを事前に予測することができる。そして、ノッキングが発生しないとの予測が得られた場合に、点火時期を実際に進角させる。このため、実際のノッキングを一瞬たりとも起こさせることなく、点火時期を最適値に制御することができる。よって、ノッキングによる内燃機関10へのダメージや騒音を従来よりも更に低減することができる。
As described above, according to this embodiment, when the ignition timing is advanced, it is possible to predict in advance whether knocking will occur after the ignition timing advance. When the prediction that knocking will not occur is obtained, the ignition timing is actually advanced. Therefore, the ignition timing can be controlled to the optimum value without causing actual knocking even for a moment. Therefore, damage and noise to the
また、本実施形態では、筒内圧センサ18を用いて実測された燃焼パラメータに基づいて、模擬筒内圧履歴データを生成する。筒内圧センサ18を用いて実測された燃焼パラメータは、機差バラツキや経年変化の影響を受けた、内燃機関10の現在の状態を反映している。このため、模擬筒内圧履歴データにも内燃機関10の機差バラツキや経年変化の影響が反映される。従って、本実施形態によれば、点火時期変更後の燃焼変動の様子を、機差バラツキや経年変化に応じて、正確に予測することができる。このため、機差バラツキや経年変化によらず、上述した効果を奏することができる。
In the present embodiment, simulated in-cylinder pressure history data is generated based on the combustion parameters actually measured using the in-
ところで、上述した実施の形態1では、燃料をポート内に噴射する内燃機関について説明したが、本実施形態は、燃料を筒内に直接噴射する内燃機関の制御装置にも適用することができる。 In the first embodiment described above, the internal combustion engine that injects fuel into the port has been described. However, the present embodiment can also be applied to a control device for an internal combustion engine that directly injects fuel into the cylinder.
また、上述した実施の形態1では、ステップ118において想定点火時期SAiを2degCA進角させた値に更新することとしているが、ここで進角させる値は2degCAに限定されるものではない。更に、ここで進角させる値を固定値とせずに、機関回転数NE等の運転条件に応じて変化する値としてもよい。
Further, in the first embodiment described above, the assumed ignition timing SAi is updated to a value obtained by advancing 2 deg CA in
また、上述した実施の形態1では、上記(10)式を利用して自己着火時点を予測することとしているが、自己着火時点を予測する方法は、これに限定されるものではない。例えば、国際公開第2002/079629号パンフレットに記載された方法で自己着火時点を予測することとしてもよい。 In the first embodiment described above, the self-ignition time is predicted using the above equation (10), but the method of predicting the self-ignition time is not limited to this. For example, the self-ignition time may be predicted by a method described in International Publication No. 2002/079629 pamphlet.
また、上述した実施の形態1では、1サイクルの全クランク角範囲(720degCA)に渡る模擬筒内圧履歴データを作成することとしているが、本発明における模擬筒内圧履歴データは、全クランク角範囲に渡るものに限定されない。例えば、模擬筒内圧履歴データは、燃焼期間中のみの筒内圧の履歴を表すものであってもよい。
なお、以上述べたような各変形例は、後述する各実施の形態においても同様に適用可能である。
In the first embodiment described above, simulated in-cylinder pressure history data over the entire crank angle range (720 deg CA) of one cycle is created. However, the simulated in-cylinder pressure history data in the present invention is in the entire crank angle range. It is not limited to what passes. For example, the simulated in-cylinder pressure history data may represent the in-cylinder pressure history only during the combustion period.
It should be noted that each modification as described above can be similarly applied to each embodiment described later.
また、上述した実施の形態1においては、ノックサイクルの発生頻度が前記第1の発明における「運転安定性」に相当している。また、ECU50が、上記ステップ100〜132の処理を実行することにより前記第1の発明における「模擬筒内圧履歴データ生成手段」が、上記ステップ134〜150の処理を実行することにより前記第1の発明における「運転安定性予測手段」が、上記ステップ152〜158の処理を実行することにより前記第1の発明における「点火時期設定手段」が、それぞれ実現されている。
In the first embodiment described above, the occurrence frequency of the knock cycle corresponds to the “driving stability” in the first invention. Further, when the
また、上述した実施の形態1においては、ECU50が、上記ステップ126および128の処理を実行することにより前記第2の発明における「燃焼モデル手段」が、上記ステップ100〜118および122の処理を実行することにより前記第2の発明における「標準偏差予測手段」が、上記ステップ124の処理を実行することにより前記第2の発明における「燃焼パラメータ抽出手段」が、上記ステップ126および128の処理を実行することにより前記第2の発明における「筒内圧履歴算出手段」が、それぞれ実現されている。
In the first embodiment described above, the
また、上述した実施の形態1においては、燃焼効率kが前記第3の発明における「燃焼効率に関する値」に、50%燃焼点θ50が前記第3の発明における「所定の燃焼割合となるクランク角に関する値」に、10−70%燃焼期間θ10−70が前記第3の発明における「第1の燃焼割合から第2の燃焼割合に変化するまでの燃焼期間に関する値」に、それぞれ相当している。 In the first embodiment described above, the combustion efficiency k is the “value relating to the combustion efficiency” in the third invention, and the 50% combustion point θ 50 is the “predetermined combustion ratio” in the third invention. The 10-70% combustion period θ 10-70 corresponds to the “value relating to the angle”, and the “value relating to the combustion period until the first combustion rate changes to the second combustion rate” in the third aspect of the invention. ing.
また、上述した実施の形態1においては、機関回転数NE、負荷率KLおよびVVT進角量VTが前記第4の発明における「所定の運転パラメータ」に、ECU50が前記第4の発明における「記憶した手段」に、それぞれ相当している。また、ECU50が、上記ステップ108〜114の処理を実行することにより前記第4の発明における「平均値取得手段」が、上記ステップ100の処理を実行することにより前記第4の発明における「運転パラメータ取得手段」が、それぞれ実現されている。
In the first embodiment described above, the engine speed NE, the load factor KL, and the VVT advance amount VT are the “predetermined operating parameters” in the fourth invention, and the
また、上述した実施の形態1においては、ECU50が、上記ステップ110の処理を実行することにより前記第5の発明における「燃焼パラメータ算出手段」が、上記ステップ114の処理を実行することにより前記第5の発明における「算術平均手段」が、それぞれ実現されている。
Further, in the first embodiment described above, the
また、上述した実施の形態1においては、ECU50が、上記ステップ140〜146の処理を実行することにより前記第7の発明における「ノックサイクル判定手段」が、上記ステップ148および150の処理を実行することにより前記第7の発明における「ノッキング判定手段」が、それぞれ実現されている。
In the first embodiment described above, the
また、上述した実施の形態1においては、ECU50が、上記ステップ140の処理を実行することにより前記第8の発明における「自己着火予測手段」が、上記ステップ142〜146の処理を実行することにより前記第8の発明における「燃焼割合算出判定手段」が、それぞれ実現されている。
In the first embodiment described above, the
実施の形態2.
次に、本発明の実施の形態2について説明するが、上述した実施の形態1との相違点を中心に説明し、同様の事項については、その説明を省略または簡略する。本実施形態のシステムは、図1に示すハードウェア構成を用いて、ECU50に、後述する図17および図18に示すルーチンと、既述した図10に示すルーチンとを実行させることにより実現することができる。
Next, the second embodiment of the present invention will be described, focusing on the differences from the above-described first embodiment, and description of similar matters will be omitted or simplified. The system of the present embodiment is realized by causing the
[実施の形態2の特徴]
前述した実施の形態1では、通常運転状態において最適な点火時期を得るための制御に本発明を適用した場合について説明した。これに対し、本実施形態は、冷間始動時の触媒暖機運転において最適な点火時期を得るための制御を対象とする。
[Features of Embodiment 2]
In the first embodiment described above, the case where the present invention is applied to the control for obtaining the optimal ignition timing in the normal operation state has been described. In contrast, the present embodiment is directed to control for obtaining an optimal ignition timing in the catalyst warm-up operation at the cold start.
内燃機関10の排気通路32に設けられた触媒34は、活性温度まで加熱された状態において、良好な排気浄化作用を発揮する。触媒34は、排気ガスの熱によって暖められる。排気エミッションを低減するためには、冷間始動後、触媒34の温度をなるべく早期に活性温度まで昇温させる必要がある。このため、従来より、冷間始動後に点火時期を遅角させる触媒暖機制御が行われている。点火時期を遅角させると、燃焼ガスがピストンに対してする仕事が減少する分、排気温度が上昇する。このため、触媒34を早期に暖機することができる。
The
排気温度は、点火時期を遅角させるほど、高くなる。このため、触媒34をより早期に暖機する観点からは、点火時期をより遅角側にするのが好ましい。しかしながら、点火時期を遅くするほど、燃焼が不安定となるので、燃焼変動が大きくなる。燃焼変動が大きくなると、トルク変動が大きくなり易い。従来の触媒暖機制御では、点火時期を遅角しすぎたために過大なトルク変動が生じて車両の快適性を損ねたり、あるいは、点火遅角幅が十分でないために触媒暖機に要する時間が長くなったりし易かった。
The exhaust gas temperature increases as the ignition timing is retarded. For this reason, from the viewpoint of warming up the
以上のような問題に鑑み、本実施形態では、点火時期を現在値よりも遅角したと仮定した場合のトルク変動の大きさを予測することとした。そして、予測されたトルク変動の大きさが許容レベルのものであった場合に、点火時期を実際に遅角させることとした。 In view of the above problems, the present embodiment predicts the magnitude of torque fluctuation when it is assumed that the ignition timing is retarded from the current value. Then, when the predicted magnitude of the torque fluctuation is an allowable level, the ignition timing is actually retarded.
点火時期を遅角した場合のトルク変動の大きさは、多数サイクル分の模擬筒内圧履歴データに基づいて予測することができる。すなわち、各々の模擬筒内圧履歴データについて図示トルクを算出することにより、サイクルごとのトルク変動を予測することができる。 The magnitude of torque fluctuation when the ignition timing is retarded can be predicted based on simulated in-cylinder pressure history data for many cycles. That is, by calculating the indicated torque for each simulated in-cylinder pressure history data, the torque fluctuation for each cycle can be predicted.
[実施の形態2における具体的処理]
図17は、上記の機能を実現するために本実施形態においてECU50が実行するルーチンのフローチャートである。なお、図17において、図9に示すステップと同一のステップには、同一の符号を付してその説明を省略または簡略する。
[Specific Processing in Second Embodiment]
FIG. 17 is a flowchart of a routine executed by the
図17に示すルーチンによれば、まず、現在の運転状態を表す各種のパラメータが計測され、保存される(ステップ100)。次に、現在の運転状態が、触媒暖機制御中かつ定常状態か否かが判別される(ステップ160)。本実施形態では、内燃機関10が触媒暖機制御中かつ定常状態にあることを前提とする。このため、ステップ160の条件が否定された場合には、データをリセットし(ステップ104)、その後、今回の処理サイクルを速やかに終了する。ステップ106〜116は、実施の形態1と同様の処理であるので、説明を省略する。
According to the routine shown in FIG. 17, first, various parameters representing the current operating state are measured and stored (step 100). Next, it is determined whether or not the current operation state is during catalyst warm-up control and is in a steady state (step 160). In the present embodiment, it is assumed that the
次に、想定点火時期SAiおよび想定50%燃焼点平均値BPiが、それぞれ、2degCA大きい値に更新される(ステップ162)。本実施形態における想定点火時期SAiは、トルク変動が許容範囲内に収まるか否かを予測する対象とする、仮想上の点火時期である。このステップ162の処理は、想定点火時期SAiを2degCA遅角させることに相当する。ステップ162の処理が初めて行われた場合、その処理後には、想定点火時期SAiおよび想定50%燃焼点平均値BPiは、それぞれ、現在値より2degCA遅角側の値を表すこととなる。
Next, the assumed ignition timing SAi and the assumed 50% combustion point average value BPi are each updated to a value larger by 2 degCA (step 162). The assumed ignition timing SAi in the present embodiment is a hypothetical ignition timing that is a target for predicting whether or not the torque fluctuation falls within an allowable range. The processing in
次のステップ120においては、実施の形態1と同様に、図10に示すサブルーチンの処理が実行される。その処理により、想定点火時期SAiの下での、100サイクル分の模擬筒内圧履歴データが作成される。
In the
次いで、その100サイクル分の模擬筒内圧履歴データに基づいて、図示トルクの標準偏差が算出される(図17中のステップ164)。図18は、ステップ164の処理を行うためにECU50が実行するサブルーチンのフローチャートである。
Next, the standard deviation of the indicated torque is calculated based on the simulated in-cylinder pressure history data for 100 cycles (
図18に示すサブルーチンでは、各々の模擬筒内圧履歴データについて図示トルクを算出するため、図示トルクを算出する処理(ステップ166)が100回(100サイクル分)繰り返し行われる。ステップ166において、図示トルクは、模擬筒内圧履歴データの筒内圧Pを720degCAの範囲に渡って積分(積算)することにより、算出することができる。以上の処理により、想定点火時期SAiの下での、サイクルごとの図示トルクが算出される。
In the subroutine shown in FIG. 18, in order to calculate the indicated torque for each simulated in-cylinder pressure history data, the process for calculating the indicated torque (step 166) is repeated 100 times (for 100 cycles). In
次に、100サイクル分の図示トルクデータに基づいて、それらのバラツキ度合いを示す標準偏差σTを算出する処理が行われる(ステップ168)。その後、図18に示すサブルーチンの処理を終了する。 Next, based on the indicated torque data for 100 cycles, a process for calculating a standard deviation σ T indicating the degree of variation is performed (step 168). Thereafter, the subroutine processing shown in FIG. 18 ends.
次に、図示トルクの標準偏差σTが許容値β以下であるか否かが判別される(図17中のステップ170)。標準偏差σTが大きいほど、サイクルごとの図示トルクのバラツキ度合いが大きく、よって、トルク変動が大きくなると考えられる。上記許容値βは、トルク変動の大きさが実際上問題とならない範囲に収まることを判定可能な値として、予め設定されている。 Next, it is determined whether or not the standard deviation σ T of the indicated torque is equal to or less than the allowable value β (step 170 in FIG. 17). It is considered that the greater the standard deviation σ T is, the greater the degree of variation in the indicated torque for each cycle, and thus the greater the torque fluctuation. The allowable value β is set in advance as a value capable of determining that the magnitude of torque fluctuation falls within a range that does not actually cause a problem.
上記ステップ170において、σT≦βの不成立が認められた場合には、想定点火時期SAiが実現されるとトルク変動が大きくなり過ぎる、との予測が成り立つ。この場合には、想定点火時期SAiが2degCA進角された値に更新される(ステップ172)。すなわち、想定点火時期SAiから2degCAが減算される。その後、その更新された想定点火時期SAiが実際の点火時期SAmとして設定される(ステップ154)。
If it is determined in
上記ステップ150の判別が行われたのが1回だけだった場合には、想定点火時期SAiは、上記ステップ152の処理により、現点火時期SAcに等しい値に戻っている。つまり、この場合には、実際の点火時期は変更されず、現点火時期SAcのままで内燃機関10の運転が継続されることとなる。よって、この場合、実際にトルク変動が大きくなり過ぎることはない。
If the determination in
一方、上記ステップ170において、σT≦βの成立が認められた場合には、想定点火時期SAiが実現されたとしても、トルク変動は許容できるレベルに収まる、との予測が成り立つ。しかし、触媒早期暖機の観点からは点火時期は遅いほどよい。そこで、この場合には、現時点の想定点火時期SAiよりもさらに点火時期を遅角させた場合にトルク変動が許容レベルに収まるかどうかを予測するべく、ステップ162以下の処理が再度実行される。具体的には、ステップ162において、想定点火時期SAiおよび想定50%燃焼点平均値BPiがさらに2degCA遅角された値に更新される。そして、その更新された想定点火時期SAiの下でトルク変動が許容レベルに収まるか否かの予測が再度行われる(ステップ120〜170)。
On the other hand, if the establishment of σ T ≦ β is recognized in
このように、ステップ170からステップ162へと戻るループが設けられていることにより、トルク変動が許容レベルに収まると予測される点火時期のうちでなるべく遅い点火時期を見つけ出すことができる。ステップ170からステップ162へと戻るループを通った場合には、ステップ170の判別が複数回行われることになる。複数回目のステップ170においてσT≦βの不成立が認められた場合、すなわちトルク変動が大きくなり過ぎるとの予測がなされた場合には、ステップ172において想定点火時期SAiが2degCA進角された値に更新され、その後、更新された想定点火時期SAiがステップ154において実際の点火時期SAmとして設定される。この場合に実際の点火時期SAmとして設定された値は、1回前のステップ170の処理においてトルク変動が許容レベルに収まると予測された点火時期の値に等しい。よって、この場合、実際上トルク変動が大きくなり過ぎることはない。
Thus, by providing a loop that returns from
以上説明したように、本実施形態によれば、点火時期を遅角させようとする際、点火時期遅角後のトルク変動の大きさが許容レベルを超えないかどうかを事前に予測することができる。そして、トルク変動の大きさが許容レベル以下となるとの予測が得られた場合に、点火時期を実際に遅角させる。このため、トルク変動による弊害を一瞬たりとも生じさせることなく、点火時期をなるべく遅い時期に制御することができる。よって、触媒早期暖機と、トルク変動の弊害防止とを両立することができる。 As described above, according to the present embodiment, when the ignition timing is to be retarded, it is possible to predict in advance whether the magnitude of torque fluctuation after the ignition timing retardation does not exceed the allowable level. it can. Then, when it is predicted that the magnitude of torque fluctuation will be below the allowable level, the ignition timing is actually retarded. For this reason, it is possible to control the ignition timing as late as possible without causing any adverse effects due to torque fluctuations. Therefore, both early catalyst warm-up and prevention of adverse effects of torque fluctuations can be achieved.
ところで、上述した実施の形態2では、図示トルクのバラツキ度合いを示す値として、標準偏差σTを算出しているが、図示トルクのバラツキ度合いを示す値は、これに限定されるものではない。例えば、図示トルクの分散を代わりに用いてもよい。 In the second embodiment described above, the standard deviation σ T is calculated as a value indicating the degree of variation in the indicated torque. However, the value indicating the degree of variation in the indicated torque is not limited to this. For example, the indicated torque distribution may be used instead.
なお、上述した実施の形態2においては、ECU50が、上記ステップ166の処理を実行することにより前記第9の発明における「図示トルク算出手段」が、上記ステップ168の処理を実行することにより前記第9の発明における「バラツキ度合い算出手段」が、上記ステップ170の処理を実行することにより前記第9の発明における「トルク変動判定手段」が、それぞれ実現されている。
In the second embodiment described above, the
また、上述した実施の形態2においては、トルク変動の大きさが前記第1の発明における「運転安定性」に相当している。また、ECU50が、上記ステップ134〜170の処理を実行することにより前記第1の発明における「運転安定性予測手段」が、上記ステップ172および154の処理を実行することにより前記第1の発明における「点火時期設定手段」が、それぞれ実現されている。
In the second embodiment described above, the magnitude of the torque fluctuation corresponds to the “driving stability” in the first invention. Further, when the
実施の形態3.
次に、本発明の実施の形態3について説明するが、上述した実施の形態1との相違点を中心に説明し、同様の事項については、その説明を省略または簡略する。本実施形態のシステムは、図2に示すハードウェア構成を用いて、ECU50に、後述する図19に示すルーチンを実行させることにより実現することができる。
Next, a third embodiment of the present invention will be described. The difference from the above-described first embodiment will be mainly described, and the description of the same matters will be omitted or simplified. The system of the present embodiment can be realized by causing the
[実施の形態3の特徴]
本実施形態は、上述した実施の形態1の処理に加えて、上記(6)〜(9)式を実測データに基づいて較正する処理を更に行うことを特徴とする。既述した通り、実施の形態1では、燃焼パラメータk、θ50、θ10−70の標準偏差σ1、σ2、σ3、およびθ50とθ10−70との共分散σ23を、上記(6)〜(9)式で表される回帰式に基づいて予測している。
[Features of Embodiment 3]
The present embodiment is characterized in that, in addition to the process of the first embodiment described above, a process of calibrating the above equations (6) to (9) based on actually measured data is further performed. As described above, in the first embodiment, the combustion parameter k, theta 50, the standard deviation sigma 1 θ 10-70, σ 2, σ 3 , and theta covariance sigma 23 and 50 and theta 10-70, The prediction is made based on the regression equation represented by the above equations (6) to (9).
上記(6)〜(9)式中には、複数の係数が含まれている。本実施形態では、標準偏差σ1、σ2、σ3、および共分散σ23の予測精度を更に高めるべく、これらの係数を、実測データに基づいて較正することとした。 In the above formulas (6) to (9), a plurality of coefficients are included. In the present embodiment, these coefficients are calibrated based on actual measurement data in order to further improve the prediction accuracy of the standard deviations σ 1 , σ 2 , σ 3 , and covariance σ 23 .
[実施の形態3における具体的処理]
図19は、上記の機能を実現するために本実施形態においてECU50が実行するルーチンのフローチャートである。このルーチンは、図9に示すルーチン中のステップ114の処理が行われるのに同期して、実行される。以下では、説明を簡単にするため、上記(6)式を較正する処理について代表的に説明する。
[Specific Processing in Embodiment 3]
FIG. 19 is a flowchart of a routine executed by the
上記(6)式の右辺には、4つの係数が含まれている。次式は、その4つの係数を未定係数X1、X2、X3、X4に置き換えた式である。
σ1/μ1=X1NE+X2KL+X3KL2+X4 ・・・(11)
図19に示すルーチンは、上記(11)式中の未定係数X1、X2、X3、X4を実測データから逆算することにより、上記(6)式を較正するものである。
The right side of the above equation (6) includes four coefficients. The following equation is an equation in which the four coefficients are replaced with undetermined coefficients X 1 , X 2 , X 3 , and X 4 .
σ 1 / μ 1 = X 1 NE + X 2 KL + X 3 KL 2 + X 4 (11)
The routine shown in FIG. 19 calibrates the equation (6) by calculating back the undetermined coefficients X 1 , X 2 , X 3 , and X 4 in the equation (11) from the measured data.
図9中のステップ114の処理においては、既述した通り、50サイクル分の燃焼パラメータk、θ50、θ10−70の実測値データに基づいて、それらの平均値kc、BPc、BDcが算出される。このとき、図19に示すルーチンが実行される。
In the process of
図19に示すルーチンでは、まず、50サイクル分の燃焼効率kの実測値から、その実標準偏差σkが算出される(ステップ174)。次に、この実標準偏差σkと、図9中のステップ114で算出された燃焼効率kの実測平均値kcと、図9中のステップ100で計測された機関回転数NEおよび負荷率KLの値とが上記(11)に代入される(ステップ176)。このとき、σkが上記(11)式中のσ1に、kcがμ1に、それぞれ代入される。これにより、未定係数X1、X2、X3、X4の関係を定めた較正式が一つ得られる。
In the routine shown in FIG. 19, first, the actual standard deviation σ k is calculated from the actually measured value of the combustion efficiency k for 50 cycles (step 174). Next, the actual standard deviation σ k , the measured average value kc of the combustion efficiency k calculated at
未定係数X1、X2、X3、X4の値を求めるには、上記較正式が未定係数X1、X2、X3、X4の数(ここでは4つ)だけ必要である。そこで、上記ステップ176の次には、上記較正式が4つ揃ったか否かが判別される。較正式が4つ揃っていない場合には、そのまま今回の処理サイクルを終了する。
In order to obtain the values of the undetermined coefficients X 1 , X 2 , X 3 , and X 4 , the above-described calibration formula is required for the number of the undetermined coefficients X 1 , X 2 , X 3 , and X 4 (here, 4). Therefore, after
既述した通り、図9に示すルーチンは、定常運転状態が50サイクル以上続いた場合のみ、ステップ114以降の処理が実行され、完遂される。ステップ114の処理が実行されると、図19に示すルーチンが実行されて、上記ステップ176の処理により、較正式を1つ作成することができる。従って、図9に示すルーチンが4回完遂されると、上記較正式が4つ揃うことになる。
As described above, the routine shown in FIG. 9 is completed by executing the processing after
上記較正式が4つ揃ったことが認められた場合には、次に、それら4つの較正式を連立方程式として解くことにより、未定係数X1、X2、X3、X4の値が算出される(ステップ180)。続いて、上記(6)式中の係数を、ステップ180で算出されたX1、X2、X3、X4の値に更新する(ステップ182)。この処理により、上記(6)式の回帰式が較正される。 When it is recognized that the above four calibration equations are prepared, the values of the undetermined coefficients X 1 , X 2 , X 3 , and X 4 are calculated by solving the four calibration equations as simultaneous equations. (Step 180). Subsequently, the coefficients in the equation (6) are updated to the values of X 1 , X 2 , X 3 , and X 4 calculated in step 180 (step 182). By this processing, the regression equation of the above equation (6) is calibrated.
以上、上記(6)式を較正する場合について代表して説明したが、上記(7)〜(9)式についても、同様にして較正することができる。ただし、上記(7)式には係数が5個、上記(8)および(9)式には係数がそれぞれ6個ある。各式の較正に際しては、それら係数の数だけ較正式を揃えた上で、行えばよい。 As described above, the case where the above equation (6) is calibrated has been described as a representative. However, the above equations (7) to (9) can be similarly calibrated. However, the equation (7) has 5 coefficients, and the equations (8) and (9) have 6 coefficients. When calibrating each equation, it is only necessary to prepare calibration equations for the number of coefficients.
以上説明した通り、本実施形態では、上記(6)〜(9)式の回帰式を実測データに基づいて較正する処理が行われる。このため、燃焼パラメータk、θ50、θ10−70の標準偏差σ1、σ2、σ3や、θ50とθ10−70との共分散σ23を予測する上で、内燃機関10の機差バラツキや経年変化の影響をより正確に反映させることができる。従って、それらの予測精度を更に高めることができる。このため、点火時期変更後の燃焼変動の様子をより高い精度で予測することができる。ひいては、点火時期変更後にノッキングが起きるか否かといった運転安定性をより高い精度で予測することができる。 As described above, in the present embodiment, processing for calibrating the regression equations (6) to (9) based on the actual measurement data is performed. For this reason, in predicting the standard deviations σ 1 , σ 2 , σ 3 of the combustion parameters k, θ 50 , θ 10-70 and the covariance σ 23 between θ 50 and θ 10-70 , It is possible to more accurately reflect the effects of machine differences and aging. Accordingly, the prediction accuracy can be further increased. For this reason, the state of the combustion fluctuation after the ignition timing change can be predicted with higher accuracy. As a result, it is possible to predict the driving stability such as whether or not knocking occurs after the ignition timing is changed with higher accuracy.
なお、上述した実施の形態3においては、ECU50が、上記ステップ174の処理を実行することにより前記第6の発明における「実標準偏差算出手段」が、上記ステップ176乃至182の処理を実行することにより前記第6の発明における「較正手段」が、それぞれ実現されている。
In the third embodiment described above, the
また、上述した実施の形態3においては、上記(6)〜(9)式の回帰式を較正する処理を、実施の形態1に組み込むこととしているが、本発明はこれに限定されるものではない。すなわち、本実施形態において特有な上記の処理は、実施の形態2に組み込むこととしてもよい。 In the third embodiment described above, the process for calibrating the regression equations (6) to (9) is incorporated in the first embodiment, but the present invention is not limited to this. Absent. That is, the above-described processing unique to the present embodiment may be incorporated in the second embodiment.
実施の形態4.
次に、本発明の実施の形態4について説明するが、上述した実施の形態1との相違点を中心に説明し、同様の事項については、その説明を省略または簡略する。本実施形態のシステムは、図1に示すハードウェア構成を用いて、ECU50に、図9に示すルーチンに代えて、後述する図20に示すルーチンを実行させることにより実現することができる。
Next, the fourth embodiment of the present invention will be described, focusing on the differences from the above-described first embodiment, and description of similar matters will be omitted or simplified. The system of the present embodiment can be realized by causing the
[実施の形態4の特徴]
前述した実施の形態1においては、50サイクルに渡り、燃焼パラメータk、θ50、θ10−70の値を筒内圧センサ18の出力に基づいてサイクルごとに実測していた。そして、その実測データに基づいて、現在の運転状態における燃焼パラメータk、θ50、θ10−70の現実値の平均値kc、BPc、BDcを取得していた。これに対し、本実施形態では、数式モデルを用いることよって、燃焼パラメータk、θ50、θ10−70の現実値の平均値kc、BPc、BDcを取得することとした。これにより、本実施形態では、筒内圧センサ18を不要とすることができる。
[Features of Embodiment 4]
In the first embodiment described above, the values of the combustion parameters k, θ 50 , and θ 10-70 are measured for each cycle based on the output of the in-
[実施の形態4における具体的処理]
図20は、上記の機能を実現するために本実施形態においてECU50が実行するルーチンのフローチャートである。なお、図20において、図9に示すステップと同一のステップには、同一の符号を付してその説明を省略または簡略する。
[Specific Processing in Embodiment 4]
FIG. 20 is a flowchart of a routine executed by the
図20に示すルーチンによれば、まず、現在の機関回転数NE、負荷率KL、およびVVT進角量VTが計測され、保存される(ステップ100)。次に、現在の運転状態における燃焼パラメータk、θ50、θ10−70の現実値の平均値kc、BPc、BDcが、次式の関数に基づいて算出される(ステップ184)。
Kc =f1(NE,KL,VT,SAc,A/F) ・・・(12)
BPc=f2(NE,KL,VT,SAc,A/F) ・・・(13)
BDc=f3(NE,KL,VT,SAc,A/F) ・・・(14)
According to the routine shown in FIG. 20, first, the current engine speed NE, load factor KL, and VVT advance amount VT are measured and stored (step 100). Next, average values kc, BPc, BDc of actual values of the combustion parameters k, θ 50 , θ 10-70 in the current operating state are calculated based on the function of the following equation (step 184).
Kc = f 1 (NE, KL, VT, SAc, A / F) (12)
BPc = f 2 (NE, KL, VT, SAc, A / F) (13)
BDc = f 3 (NE, KL, VT, SAc, A / F) (14)
上記(12)〜(14)式は、それぞれ、機関回転数NE、負荷率KL、VVT進角量VT、現点火時期SAc、および現空燃比A/Fを変数として、平均値kc、BPc、BDcを求めるための関数である。上記(12)〜(14)式は、設計段階で予め行われた実験に基づいて作成された多変数重回帰式である。すなわち、上記(12)〜(14)式は、NE,KL,VT,SAc,A/Fの異なる種々の運転条件下で実測された燃焼パラメータk、θ50、θ10−70の平均値データから回帰することによって求められた、所定の関数である。ECU50には、上記(12)〜(14)式が予め記憶されている。
The above equations (12) to (14) are respectively expressed as average values kc, BPc, with engine speed NE, load factor KL, VVT advance amount VT, current ignition timing SAc, and current air-fuel ratio A / F as variables. This is a function for obtaining BDc. The above equations (12) to (14) are multivariable multiple regression equations created based on experiments performed in advance at the design stage. That is, the above equations (12) to (14) are obtained by calculating the average value data of the combustion parameters k, θ 50 , θ 10-70 measured under various operating conditions with different NE, KL, VT, SAc, and A / F. This is a predetermined function obtained by regressing from. The
上記ステップ184においては、ステップ100で計測されたNE、KL、VTの値が上記(12)〜(14)式に代入される。また、上記(12)〜(14)式中のSAcには、ECU50が現在設定している点火時期の値が代入され、A/Fには、ECU50が現在設定している目標空燃比の値、あるいは図示しない空燃比センサで検出される実空燃比の値が代入される。
In
上記ステップ184の後、ステップ116以降は、実施の形態1と同様の処理が行われる。本実施形態によれば、筒内圧センサ18が不要であるので、筒内圧センサ18を備えないシステムにも適用することが可能である。また、本実施形態は、内燃機関10が定常運転状態であることを前提としないので、過渡運転状態における点火時期の制御にも適用することができる。
After
なお、上述した実施の形態4においては、ECU50が、上記ステップ184の処理を実行することにより前記第4の発明における「平均値取得手段」が実現されている。
In the above-described fourth embodiment, the “average value acquisition means” according to the fourth aspect of the present invention is implemented when the
また、上述した実施の形態4においては、燃焼パラメータk、θ50、θ10−70の現実値の平均値kc、BPc、BDcを数式モデルを用いて算出する処理を、実施の形態1に組み込むこととしているが、本発明はこれに限定されるものではない。すなわち、本実施形態において特有な上記の処理は、実施の形態2に組み込むこととしてもよい。 Further, in the above-described fourth embodiment, the process for calculating the average values kc, BPc, and BDc of the actual values of the combustion parameters k, θ 50 , θ 10-70 using a mathematical model is incorporated in the first embodiment. However, the present invention is not limited to this. That is, the above-described processing unique to the present embodiment may be incorporated in the second embodiment.
10 内燃機関
12 クランク角センサ
18 筒内圧センサ
21 吸気圧センサ
30 点火プラグ
33 排気圧センサ
34 触媒
36 可変動弁機構
40 カム角センサ
50 ECU(Electronic Control Unit)
DESCRIPTION OF
Claims (9)
多数サイクル分の前記模擬筒内圧履歴データに基づいて、点火時期変更後の運転安定性を事前に予測する運転安定性予測手段と、
前記運転安定性予測手段の予測結果に基づいて、実際の点火時期を設定する点火時期設定手段と、
を備えることを特徴とする内燃機関の点火時期制御装置。 Simulated in-cylinder pressure history data generating means for generating simulated in-cylinder pressure history data simulating in-cylinder pressure history with respect to the crank angle, assuming that the ignition timing of the internal combustion engine has been changed from the current value;
Based on the simulated in-cylinder pressure history data for a large number of cycles, driving stability prediction means for predicting driving stability after changing the ignition timing in advance;
Ignition timing setting means for setting an actual ignition timing based on the prediction result of the driving stability prediction means;
An ignition timing control device for an internal combustion engine, comprising:
所定の燃焼パラメータに基づいて燃焼状態を模擬する燃焼モデル手段と、
点火時期変更後の前記燃焼パラメータの分布の標準偏差を予測する標準偏差予測手段と、
前記標準偏差予測手段の予測値を標準偏差とする正規分布から、前記燃焼パラメータの値をランダムに抽出する燃焼パラメータ抽出手段と、
前記燃焼パラメータ抽出手段により抽出された値を前記燃焼モデル手段に入力することで得られる模擬の燃焼状態に基づいて、前記模擬筒内圧履歴データを算出する筒内圧履歴算出手段と、
を含むことを特徴とする請求項1記載の内燃機関の点火時期制御装置。 The simulated in-cylinder pressure history data generating means includes:
Combustion model means for simulating the combustion state based on predetermined combustion parameters;
A standard deviation predicting means for predicting a standard deviation of the distribution of the combustion parameter after the ignition timing is changed;
Combustion parameter extraction means for randomly extracting the value of the combustion parameter from a normal distribution having the standard deviation prediction means as a standard deviation;
In-cylinder pressure history calculating means for calculating the simulated in-cylinder pressure history data based on a simulated combustion state obtained by inputting the value extracted by the combustion parameter extracting means to the combustion model means;
The ignition timing control device for an internal combustion engine according to claim 1, comprising:
現在の運転状態における前記燃焼パラメータの現実値の平均値を取得する平均値取得手段と、
前記平均値取得手段により取得された平均値と現在の運転状態を表す所定の運転パラメータとに基づいて前記燃焼パラメータの標準偏差予測値を導出するための演算式を記憶した手段と、
現在の運転状態における前記運転パラメータの現実値を取得する運転パラメータ取得手段と、
を含むことを特徴とする請求項2または3記載の内燃機関の点火時期制御装置。 The standard deviation predicting means includes
Average value acquisition means for acquiring an average value of the actual values of the combustion parameters in the current operating state;
Means for storing an arithmetic expression for deriving a standard deviation predicted value of the combustion parameter based on the average value acquired by the average value acquisition means and a predetermined operating parameter representing the current operating state;
Driving parameter acquisition means for acquiring the actual value of the driving parameter in the current driving state;
The ignition timing control device for an internal combustion engine according to claim 2 or 3, characterized by comprising:
実筒内圧を検出する筒内圧センサと、
クランク角に対する前記実筒内圧の履歴に基づいて、現在の運転状態における前記燃焼パラメータの現実値を各サイクルごとに算出する燃焼パラメータ算出手段と、
前記燃焼パラメータ算出手段の算出値の種別ごとの算術平均を算出する算術平均手段と、
を含むことを特徴とする請求項4記載の内燃機関の点火時期制御装置。 The average value acquisition means includes
An in-cylinder pressure sensor for detecting an actual in-cylinder pressure;
Combustion parameter calculation means for calculating the actual value of the combustion parameter in the current operating state for each cycle based on the history of the actual in-cylinder pressure with respect to the crank angle;
Arithmetic average means for calculating an arithmetic average for each type of calculated values of the combustion parameter calculating means;
The ignition timing control device for an internal combustion engine according to claim 4, comprising:
前記標準偏差予測値を導出するための演算式に、前記実標準偏差と、前記運転パラメータの現実値とを入力することにより、前記演算式内の係数を較正する較正手段を更に備えることを特徴とする請求項5記載の内燃機関の点火時期制御装置。 An actual standard deviation calculating means for calculating an actual standard deviation of the combustion parameter from a distribution of actual values of the combustion parameter calculated by the combustion parameter calculating means;
It further comprises calibration means for calibrating the coefficient in the arithmetic expression by inputting the actual standard deviation and the actual value of the operation parameter into the arithmetic expression for deriving the standard deviation predicted value. An ignition timing control device for an internal combustion engine according to claim 5.
各々の前記模擬筒内圧履歴データごとに、そのサイクルがノックを起こすノックサイクルであるか否かを判定するノックサイクル判定手段と、
前記ノックサイクルの発生頻度が許容レベル以下であるか否かを判別するノッキング判定手段と、
を含むことを特徴とする請求項1乃至6の何れか1項記載の内燃機関の点火時期制御装置。 The driving stability prediction means includes
Knock cycle determination means for determining whether or not the cycle is a knock cycle that causes knock for each simulated in-cylinder pressure history data;
Knocking judging means for judging whether or not the occurrence frequency of the knock cycle is below an allowable level;
The ignition timing control device for an internal combustion engine according to any one of claims 1 to 6, further comprising:
前記模擬筒内圧履歴データに基づいて、そのサイクルの自己着火時点を予測する自己着火予測手段と、
前記予測された自己着火時点での燃焼割合が判定値以下である場合に、そのサイクルがノックサイクルであると判定する燃焼割合算出判定手段と、
を含むことを特徴とする請求項7記載の内燃機関の点火時期制御装置。 The knock cycle determination means includes
Self-ignition prediction means for predicting the self-ignition time of the cycle based on the simulated in-cylinder pressure history data;
A combustion ratio calculation determination means for determining that the cycle is a knock cycle when the predicted combustion ratio at the time of self-ignition is equal to or less than a determination value;
The ignition timing control device for an internal combustion engine according to claim 7, comprising:
各々の前記模擬筒内圧履歴データごとに、そのサイクルの図示トルクを算出する図示トルク算出手段と、
前記図示トルクの分布のバラツキ度合いを算出するバラツキ度合い算出手段と、
前記バラツキ度合いが許容レベル以下であるか否かを判別するトルク変動判定手段と、
を含むことを特徴とする請求項1乃至6の何れか1項記載の内燃機関の点火時期制御装置。 The driving stability prediction means includes
For each simulated in-cylinder pressure history data, an indicated torque calculating means for calculating an indicated torque of the cycle;
A variation degree calculating means for calculating a variation degree of the distribution of the indicated torque;
Torque fluctuation determining means for determining whether or not the degree of variation is below an allowable level;
The ignition timing control device for an internal combustion engine according to any one of claims 1 to 6, further comprising:
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2005241317A JP2007056727A (en) | 2005-08-23 | 2005-08-23 | Ignition timing control device for internal combustion engine |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2005241317A JP2007056727A (en) | 2005-08-23 | 2005-08-23 | Ignition timing control device for internal combustion engine |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JP2007056727A true JP2007056727A (en) | 2007-03-08 |
Family
ID=37920427
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP2005241317A Withdrawn JP2007056727A (en) | 2005-08-23 | 2005-08-23 | Ignition timing control device for internal combustion engine |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP2007056727A (en) |
Cited By (5)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2008255932A (en) * | 2007-04-06 | 2008-10-23 | Toyota Motor Corp | Cylinder pressure estimation method and cylinder pressure estimation device for internal combustion engine |
JP2011144753A (en) * | 2010-01-14 | 2011-07-28 | Honda Motor Co Ltd | Control device of plant |
JP2011163323A (en) * | 2010-02-15 | 2011-08-25 | Denso Corp | Waste heat control device for engine |
KR20190106633A (en) * | 2018-03-07 | 2019-09-18 | 도요타 지도샤(주) | Control device of internal combustion engine |
CN109209670B (en) * | 2017-07-05 | 2021-11-12 | 通用汽车环球科技运作有限责任公司 | Method and apparatus for controlling internal combustion engine |
-
2005
- 2005-08-23 JP JP2005241317A patent/JP2007056727A/en not_active Withdrawn
Cited By (6)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2008255932A (en) * | 2007-04-06 | 2008-10-23 | Toyota Motor Corp | Cylinder pressure estimation method and cylinder pressure estimation device for internal combustion engine |
JP2011144753A (en) * | 2010-01-14 | 2011-07-28 | Honda Motor Co Ltd | Control device of plant |
JP2011163323A (en) * | 2010-02-15 | 2011-08-25 | Denso Corp | Waste heat control device for engine |
CN109209670B (en) * | 2017-07-05 | 2021-11-12 | 通用汽车环球科技运作有限责任公司 | Method and apparatus for controlling internal combustion engine |
KR20190106633A (en) * | 2018-03-07 | 2019-09-18 | 도요타 지도샤(주) | Control device of internal combustion engine |
KR102066644B1 (en) | 2018-03-07 | 2020-01-15 | 도요타 지도샤(주) | Control device of internal combustion engine |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
EP2119894B1 (en) | Controller of internal combustion engine | |
JP5874686B2 (en) | Control device for internal combustion engine | |
JP4404030B2 (en) | Control device and control method for internal combustion engine | |
JP4581993B2 (en) | Combustion abnormality detection device for internal combustion engine | |
US6850831B2 (en) | Method and system for estimating cylinder charge for internal combustion engines having variable valve timing | |
JP4577211B2 (en) | Method and apparatus for determining Wiebe function parameters | |
JP4277535B2 (en) | Internal EGR amount estimation device for internal combustion engine | |
JP2004251183A (en) | Control device for internal combustion engine | |
JP4600308B2 (en) | Control device for internal combustion engine | |
JP2007120392A (en) | Air fuel ratio control device for internal combustion engine | |
JP4114574B2 (en) | Intake air amount control device and intake air amount control method for internal combustion engine | |
JP5844225B2 (en) | Internal EGR amount calculation device for internal combustion engine | |
JP2007056727A (en) | Ignition timing control device for internal combustion engine | |
JP2007248119A (en) | Method for determining wiebe function parameter and device for presuming heat release rate of internal combustion engine | |
JP6551317B2 (en) | Exhaust temperature estimation device for internal combustion engine | |
JP2008025374A (en) | Ignition timing control device for internal combustion engine | |
JP2008215204A (en) | Simulation method for heat generation rate of internal combustion engine, torque model creating method for internal combustion engine, and torque estimating method for internal combustion engine | |
JP5287298B2 (en) | Diesel engine control device | |
JP4761072B2 (en) | Ignition timing control device for internal combustion engine | |
JP5002987B2 (en) | Engine cylinder intake gas amount measuring device | |
GB2491110A (en) | Method of operating an internal combustion engine having crankshaft position sensor correction means | |
JP2010144584A (en) | Control device for internal combustion engine | |
JP2012219757A (en) | Internal combustion engine control device | |
JP2004360495A (en) | Ignition timing controller of internal combustion engine | |
JP4115677B2 (en) | Atmospheric pressure detection device for internal combustion engine |
Legal Events
Date | Code | Title | Description |
---|---|---|---|
A300 | Withdrawal of application because of no request for examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A300 Effective date: 20081104 |