JP2007192108A - Air-fuel ratio control device for internal combustion engine - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、内燃機関の空燃比制御装置に係り、特に、吸気弁の温度を推定する機能を備えた内燃機関の空燃比制御装置に関する。 The present invention relates to an air-fuel ratio control apparatus for an internal combustion engine, and more particularly to an air-fuel ratio control apparatus for an internal combustion engine having a function of estimating the temperature of an intake valve.
吸気ポート内に燃料を噴射するポートインジェクタを備えた内燃機関においては、ポートインジェクタから噴射された燃料は、その一部が吸気弁の外側などに一旦付着し、その残りが新気と混合してそのまま筒内に吸入される。そして、吸気弁の外側に付着した燃料は、徐々に吸気ポート内に蒸発し、遅れて筒内に流入する。内燃機関が定常状態にある場合は、吸気弁に付着している燃料の量が一定値で平衡し、筒内に流入する燃料の量は噴射される燃料の量と等しくなる。 In an internal combustion engine equipped with a port injector that injects fuel into the intake port, part of the fuel injected from the port injector once adheres to the outside of the intake valve and the rest mixes with fresh air. It is sucked into the cylinder as it is. The fuel adhering to the outside of the intake valve gradually evaporates into the intake port and flows into the cylinder with a delay. When the internal combustion engine is in a steady state, the amount of fuel adhering to the intake valve is balanced at a constant value, and the amount of fuel flowing into the cylinder becomes equal to the amount of injected fuel.
ところが、内燃機関が過渡運転状態にある場合には、吸気弁に付着している燃料の量に増減が生ずる。そして、この増減が生ずる間は、筒内に流入する燃料の量と、噴射される燃料の量との間にずれが生ずる。従って、過渡運転状態において、筒内に吸入される燃料の量を高精度に制御するためには、吸気弁に付着している燃料の蒸発量を推定することが求められる。そして、吸気弁からの燃料蒸発量は吸気弁温度に依存するので、吸気弁からの燃料蒸発量を精度良く推定するためには、吸気弁温度を高い精度で推定することが求められる。 However, when the internal combustion engine is in a transient operation state, the amount of fuel adhering to the intake valve varies. While this increase / decrease occurs, there is a deviation between the amount of fuel flowing into the cylinder and the amount of fuel injected. Therefore, in the transient operation state, in order to control the amount of fuel sucked into the cylinder with high accuracy, it is required to estimate the evaporation amount of the fuel adhering to the intake valve. Since the fuel evaporation amount from the intake valve depends on the intake valve temperature, in order to accurately estimate the fuel evaporation amount from the intake valve, it is required to estimate the intake valve temperature with high accuracy.
特開平11−14507号公報には、燃焼系モデルにより演算した燃焼ガス温度に基づいて吸気弁温度を演算する装置が開示されている。しかしながら、同公報には、燃焼ガス温度に基づいて吸気弁温度を演算する具体的な方法については何ら開示されていない。 Japanese Patent Application Laid-Open No. 11-14507 discloses an apparatus for calculating the intake valve temperature based on the combustion gas temperature calculated by the combustion system model. However, this publication does not disclose any specific method for calculating the intake valve temperature based on the combustion gas temperature.
ところで、ポートインジェクタと、筒内に燃料を噴射する筒内インジェクタとの双方を備え、両インジェクタから燃料を供給可能な内燃機関が知られている。このような内燃機関によれば、ポートインジェクタからの燃料噴射量と、筒内インジェクタからの燃料噴射量との比率(噴き分け率)を、運転条件に応じて100:0〜0:100の間で変化させることができる。このため、ポート噴射式内燃機関と筒内直接噴射式内燃機関との双方の利点を兼ね備えることができる。 By the way, there is known an internal combustion engine that includes both a port injector and an in-cylinder injector that injects fuel into a cylinder and can supply fuel from both injectors. According to such an internal combustion engine, the ratio (injection ratio) between the fuel injection amount from the port injector and the fuel injection amount from the in-cylinder injector is between 100: 0 and 0: 100 depending on the operating conditions. Can be changed. For this reason, it is possible to combine the advantages of both the port injection type internal combustion engine and the direct injection type internal combustion engine.
ポート噴射式内燃機関と筒内直接噴射式内燃機関とでは、筒内の燃焼状態が異なるので、筒内のガスの温度も異なる。従って、ポートインジェクタと筒内インジェクタとの双方を備えた内燃機関における筒内ガス温度は、ポート噴射式内燃機関とも、筒内直接噴射式内燃機関とも異なり、更に、噴き分け率によっても変わってくる。 Since the in-cylinder combustion state differs between the port injection internal combustion engine and the in-cylinder direct injection internal combustion engine, the temperature of the gas in the cylinder also differs. Therefore, the in-cylinder gas temperature in the internal combustion engine having both the port injector and the in-cylinder injector is different from the port injection type internal combustion engine and the in-cylinder direct injection type internal combustion engine, and also varies depending on the injection ratio. .
従来の空燃比制御装置においては、ポートインジェクタと筒内インジェクタとの双方を備えた内燃機関における上記のような事情については考慮されていなかったため、吸気弁温度を必ずしも十分な精度で推定することができなかった。その結果、特に内燃機関の過渡運転状態などにおいては、筒内の空燃比を十分な精度で制御することができない場合があった。 In the conventional air-fuel ratio control apparatus, the above situation in the internal combustion engine having both the port injector and the in-cylinder injector is not taken into consideration, and therefore the intake valve temperature can be estimated with sufficient accuracy. could not. As a result, particularly in a transient operation state of the internal combustion engine, the air-fuel ratio in the cylinder may not be controlled with sufficient accuracy.
この発明は、上述のような課題を解決するためになされたもので、ポートインジェクタと筒内インジェクタとの双方を備えた内燃機関において、吸気弁の温度を精度良く推定することのできる内燃機関の空燃比制御装置を提供することを目的とする。 The present invention has been made in order to solve the above-described problems, and in an internal combustion engine having both a port injector and an in-cylinder injector, an internal combustion engine capable of accurately estimating the temperature of the intake valve. An object is to provide an air-fuel ratio control device.
第1の発明は、上記の目的を達成するため、内燃機関の空燃比制御装置であって、
内燃機関の吸気ポート内に燃料を噴射するポートインジェクタと、
前記内燃機関の筒内に燃料を噴射する筒内インジェクタと、
前記ポートインジェクタからの燃料噴射量と前記筒内インジェクタからの燃料噴射量との比率である噴き分け率を取得する噴き分け率取得手段と、
前記噴き分け率に基づいて、前記内燃機関の吸気弁の温度を推定する吸気弁温度推定手段と、
を備えることを特徴とする。
In order to achieve the above object, a first invention is an air-fuel ratio control apparatus for an internal combustion engine,
A port injector for injecting fuel into the intake port of the internal combustion engine;
An in-cylinder injector for injecting fuel into the cylinder of the internal combustion engine;
An injection ratio acquisition means for acquiring an injection ratio that is a ratio of a fuel injection amount from the port injector and a fuel injection amount from the in-cylinder injector;
An intake valve temperature estimating means for estimating the temperature of the intake valve of the internal combustion engine based on the injection ratio;
It is characterized by providing.
また、第2の発明は、第1の発明において、
前記吸気弁温度推定手段は、前記噴き分け率に基づいて、前記吸気弁が筒内の燃焼ガスから受ける燃焼ガス受熱量を算出する燃焼ガス受熱量算出手段を含み、前記燃焼ガス受熱量に基づいて前記吸気弁の温度を推定することを特徴とする。
The second invention is the first invention, wherein
The intake valve temperature estimation means includes combustion gas heat reception amount calculation means for calculating a combustion gas heat reception amount received by the intake valve from combustion gas in a cylinder based on the injection ratio, and based on the combustion gas heat reception amount Then, the temperature of the intake valve is estimated.
また、第3の発明は、第2の発明において、
前記燃焼ガス受熱量算出手段は、前記噴き分け率に基づいて筒内ガスの温度を算出する筒内ガス温度算出手段を含み、前記筒内ガス温度に基づいて前記燃焼ガス受熱量を算出することを特徴とする。
The third invention is the second invention, wherein
The combustion gas heat receiving amount calculating means includes in-cylinder gas temperature calculating means for calculating the temperature of the in-cylinder gas based on the injection ratio, and calculating the combustion gas heat receiving amount based on the in-cylinder gas temperature. It is characterized by.
また、第4の発明は、第3の発明において、
前記筒内ガス温度算出手段は、
前記ポートインジェクタからの燃料噴射のみで運転していると仮定した場合の筒内ガス温度をポート噴射時筒内ガス温度として算出するポート噴射時筒内ガス温度算出手段と、
前記筒内インジェクタからの燃料噴射のみで運転していると仮定した場合の筒内ガス温度を筒内噴射時筒内ガス温度として算出する筒内噴射時筒内ガス温度算出手段と、
前記噴き分け率、前記ポート噴射時筒内ガス温度および前記筒内噴射時筒内ガス温度に基づいて、前記噴き分け率の影響を織り込んだ筒内ガス温度を算出する噴き分け率織り込み手段と、
を含むことを特徴とする。
Moreover, 4th invention is set in 3rd invention,
The in-cylinder gas temperature calculating means includes
In-cylinder gas temperature calculation means for port injection that calculates the in-cylinder gas temperature when it is assumed that the engine is operated only by fuel injection from the port injector, as in-cylinder gas temperature during port injection,
In-cylinder in-cylinder gas temperature calculating means for calculating in-cylinder gas temperature as in-cylinder injection in-cylinder gas temperature when it is assumed that the engine is operated only by fuel injection from the in-cylinder injector;
Based on the injection ratio, the port injection cylinder temperature and the cylinder injection cylinder temperature, the injection ratio weaving means for calculating the cylinder gas temperature incorporating the effect of the injection ratio;
It is characterized by including.
また、第5の発明は、第3または第4の発明において、
前記筒内ガス温度算出手段は、点火時期が筒内ガス温度に及ぼす影響を筒内ガス温度算出値に織り込む点火時期織り込み手段を含むことを特徴とする。
The fifth invention is the third or fourth invention, wherein
The in-cylinder gas temperature calculation means includes ignition timing weaving means for weaving the influence of the ignition timing on the in-cylinder gas temperature into the in-cylinder gas temperature calculation value.
また、第6の発明は、第2乃至第5の発明の何れかにおいて、
前記吸気弁が、その周囲を流れる流動ガスから受ける流動ガス受熱量を算出する流動ガス受熱量算出手段と、
前記燃焼ガス受熱量および前記流動ガス受熱量に基づいて、前記吸気弁が受ける総受熱量を算出する総受熱量算出手段と、
前記総受熱量に基づいて前記吸気弁の温度変化量を算出する温度変化量算出手段と、
前記吸気弁の初期温度を推定する初期温度推定手段と、
を更に備え、
前記吸気弁温度推定手段は、前記初期温度と、前記温度変化量とに基づいて、前記吸気弁の温度を推定することを特徴とする。
According to a sixth invention, in any one of the second to fifth inventions,
A flowing gas heat receiving amount calculating means for calculating a flowing gas heat receiving amount received from the flowing gas flowing around the intake valve;
A total heat receiving amount calculating means for calculating a total heat receiving amount received by the intake valve based on the combustion gas heat receiving amount and the flowing gas heat receiving amount;
A temperature change amount calculating means for calculating a temperature change amount of the intake valve based on the total heat receiving amount;
An initial temperature estimating means for estimating an initial temperature of the intake valve;
Further comprising
The intake valve temperature estimation means estimates the temperature of the intake valve based on the initial temperature and the temperature change amount.
また、第7の発明は、第6の発明において、
前記吸気弁に付着した燃料が気化する際に前記吸気弁から持ち去られる気化熱量を算出する気化熱量算出手段を更に備え、
前記総受熱量算出手段は、前記燃焼ガス受熱量および前記流動ガス受熱量に基づいて算出した受熱量から前記気化熱量を減じた値を前記総受熱量とすることを特徴とする。
The seventh invention is the sixth invention, wherein
A vaporization heat amount calculating means for calculating a vaporization heat amount taken away from the intake valve when the fuel adhering to the intake valve is vaporized;
The total heat receiving amount calculation means is characterized in that a value obtained by subtracting the vaporization heat amount from a heat receiving amount calculated based on the combustion gas heat receiving amount and the flowing gas heat receiving amount is used as the total heat receiving amount.
また、第8の発明は、第6の発明において、
前記吸気弁が、弁座からの伝達により受熱する接触面受熱量を算出する接触面受熱量算出手段を更に備え、
前記総受熱量算出手段は、前記燃焼ガス受熱量および前記流動ガス受熱量に基づいて算出した受熱量に前記接触面受熱量を加えた値を前記総受熱量とすることを特徴とする。
The eighth invention is the sixth invention, wherein
The intake valve further comprises a contact surface heat receiving amount calculating means for calculating a contact surface heat receiving amount received by transmission from the valve seat,
The total heat receiving amount calculation means is characterized in that a value obtained by adding the contact surface heat receiving amount to a heat receiving amount calculated based on the combustion gas heat receiving amount and the flowing gas heat receiving amount is used as the total heat receiving amount.
また、第9の発明は、第6乃至第8の発明の何れかにおいて、
前記流動ガス受熱量算出手段は、
吸気ポートから筒内へ向かって流れる吸入ガスに起因して生ずる吸入ガス受熱量を算出する吸入ガス受熱量算出手段と、
筒内から吸気ポートに逆流する吹き返しガスに起因して生ずる吹き返し受熱量を算出する吹き返し受熱量算出手段と、
前記吸入ガス受熱量および前記吹き返し受熱量に基づいて前記流動ガス受熱量を算出する最終受熱量算出手段と、
を含むことを特徴とする。
According to a ninth invention, in any of the sixth to eighth inventions,
The flowing gas heat receiving amount calculating means includes:
Intake gas heat receiving amount calculating means for calculating an intake gas heat receiving amount generated due to the intake gas flowing from the intake port into the cylinder;
Blow-back heat reception amount calculation means for calculating a blow-back heat reception amount generated due to the blow-back gas flowing backward from the cylinder to the intake port;
A final heat receiving amount calculating means for calculating the flowing gas heat receiving amount based on the intake gas heat receiving amount and the blow back heat receiving amount;
It is characterized by including.
また、第10の発明は、第1乃至第9の発明の何れかにおいて、
前記吸気弁温度推定手段により推定された前記吸気弁の温度に基づいて、前記吸気弁に付着した燃料の挙動を推定することにより、筒内の空燃比を目標空燃比とするための燃料噴射量を算出する噴射量算出手段を更に備えることを特徴とする。
According to a tenth invention, in any one of the first to ninth inventions,
A fuel injection amount for setting the air-fuel ratio in the cylinder to the target air-fuel ratio by estimating the behavior of the fuel adhering to the intake valve based on the temperature of the intake valve estimated by the intake valve temperature estimating means An injection amount calculating means for calculating
第1の発明によれば、ポートインジェクタからの燃料噴射量、筒内インジェクタからの燃料噴射量との比率である噴き分け率に基づいて、内燃機関の吸気弁の温度を推定することができる。ポートインジェクタと筒内インジェクタとの双方を備えた内燃機関においては、噴き分け率が吸気弁温度に影響する。第1の発明によれば、噴き分け率の影響を考慮に入れることができるので、吸気弁の温度を高い精度で推定することができる。 According to the first invention, the temperature of the intake valve of the internal combustion engine can be estimated based on the injection ratio that is the ratio between the fuel injection amount from the port injector and the fuel injection amount from the in-cylinder injector. In an internal combustion engine having both a port injector and an in-cylinder injector, the injection ratio affects the intake valve temperature. According to the first aspect, since the influence of the injection ratio can be taken into consideration, the temperature of the intake valve can be estimated with high accuracy.
第2の発明によれば、噴き分け率に基づいて、吸気弁が筒内の燃焼ガスから受ける燃焼ガス受熱量を算出することができる。噴き分け率は、吸気弁が受ける各種の受熱量のうち、燃焼ガス受熱量に特に影響する。第2の発明によれば、噴き分け率の影響を精度良く燃焼ガス受熱量に反映させることができ、その結果、吸気弁温度をより高い精度で算出することができる。 According to the second invention, it is possible to calculate the amount of combustion gas heat received by the intake valve from the combustion gas in the cylinder based on the injection ratio. The injection ratio particularly affects the amount of combustion gas received among various amounts of heat received by the intake valve. According to the second aspect of the invention, the influence of the injection ratio can be accurately reflected in the amount of heat received by the combustion gas, and as a result, the intake valve temperature can be calculated with higher accuracy.
第3の発明によれば、噴き分け率に基づいて筒内ガス温度を算出し、その筒内ガス温度に基づいて燃焼ガス受熱量を算出することができる。このため、燃焼ガス受熱量の算出に際し、噴き分け率が筒内ガス温度に及ぼす影響を精度良く反映させることができる。よって、吸気弁温度をより高い精度で算出することができる。 According to the third aspect, the in-cylinder gas temperature can be calculated based on the injection ratio, and the combustion gas heat receiving amount can be calculated based on the in-cylinder gas temperature. For this reason, when calculating the amount of heat received from the combustion gas, the influence of the injection ratio on the in-cylinder gas temperature can be accurately reflected. Therefore, the intake valve temperature can be calculated with higher accuracy.
第4の発明によれば、ポート噴射のみで運転していると仮定した場合のポート噴射時筒内ガス温度と、筒内噴射のみで運転していると仮定した場合の筒内噴射時筒内ガス温度とをそれぞれ算出し、それらの算出値と噴き分け率とに基づいて、筒内ガス温度を算出することができる。よって、噴き分け率の影響を精度良く織り込んで、筒内ガス温度を算出することができる。 According to the fourth aspect of the invention, the in-cylinder gas temperature at the time of port injection when it is assumed that the engine is operated only by port injection, and the in-cylinder at the time of in-cylinder injection when it is assumed that the engine is operated only by in-cylinder injection The gas temperature can be calculated, and the in-cylinder gas temperature can be calculated based on the calculated value and the injection ratio. Therefore, it is possible to calculate the in-cylinder gas temperature by accurately incorporating the influence of the injection ratio.
第5の発明によれば、点火時期が筒内ガス温度に及ぼす影響を筒内ガス温度算出値に織り込むことができる。このため、点火時期の変更による影響をも考慮することができ、筒内ガス温度をより高い精度で算出することができる。 According to the fifth aspect, the influence of the ignition timing on the in-cylinder gas temperature can be factored into the calculated in-cylinder gas temperature. For this reason, the influence by the change of the ignition timing can be taken into consideration, and the in-cylinder gas temperature can be calculated with higher accuracy.
第6の発明によれば、吸気弁がその周囲を流れる流動ガスから受ける流動ガス受熱量を算出することができ、その流動ガス受熱量と燃焼ガス受熱量とに基づいて総受熱量を算出することができる。このため、第6の発明によれば、流動ガスの影響を正確に吸気弁温度に反映させることができ、吸気弁温度をより高い精度で推定することができる。 According to the sixth aspect of the invention, it is possible to calculate the amount of flowing gas heat received by the intake valve from the flowing gas flowing therearound, and calculate the total amount of heat received based on the amount of flowing gas received and the amount of combustion gas received. be able to. Therefore, according to the sixth aspect, the influence of the flowing gas can be accurately reflected in the intake valve temperature, and the intake valve temperature can be estimated with higher accuracy.
第7の発明によれば、吸気弁に付着した燃料が気化する際に生ずる気化熱量の影響をも吸気弁の温度に反映させることができる。 According to the seventh aspect, the influence of the heat of vaporization generated when the fuel adhering to the intake valve is vaporized can be reflected in the temperature of the intake valve.
第8の発明によれば、吸気弁が、弁座から受ける接触面受熱量の影響をも吸気弁の温度に反映させることができる。 According to the eighth aspect of the invention, the influence of the contact surface heat received by the intake valve from the valve seat can also be reflected in the temperature of the intake valve.
第9の発明によれば、吸気ポートから筒内へ向かって流れる吸入ガスに起因する吸入ガス受熱量と、筒内からの吹き返しに起因する吹き返し受熱量とを区別して算出し、それらに基づいて流動ガス受熱量を算出することができる。このため、第9の発明によれば、流動ガス受熱量を精度良く算出することができ、その結果、吸気弁の温度をより高い精度で推定することができる。 According to the ninth aspect of the invention, the intake gas heat receiving amount due to the intake gas flowing from the intake port into the cylinder and the blow back heat receiving amount due to the blow back from the cylinder are distinguished and calculated, A flowing gas heat receiving amount can be calculated. For this reason, according to the ninth aspect, the amount of flowing gas heat can be calculated with high accuracy, and as a result, the temperature of the intake valve can be estimated with higher accuracy.
第10の発明によれば、推定された吸気弁温度に基づいて吸気弁に付着した燃料の挙動を推定することにより、筒内の空燃比を目標空燃比とするための燃料噴射量を精度良く算出することができる。このため、暖機過程や過渡運転状態にある場合であっても、筒内の空燃比を高い精度で制御することができる。 According to the tenth aspect, by estimating the behavior of the fuel adhering to the intake valve based on the estimated intake valve temperature, the fuel injection amount for making the in-cylinder air-fuel ratio the target air-fuel ratio can be accurately determined. Can be calculated. For this reason, the air-fuel ratio in the cylinder can be controlled with high accuracy even in a warm-up process or a transient operation state.
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、本発明の実施の形態1のシステムは、内燃機関10を備えている。内燃機関10には、吸気通路12および排気通路14が連通している。
Embodiment 1 FIG.
[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 according to the first embodiment of the present invention includes an
吸気通路12には、吸入空気量Gaを検出するためのエアフロメータ16が配置されている。エアフロメータ16の下流には、スロットルバルブ18が配置されている。また、スロットルバルブ18の更に下流には、吸気ポート内に燃料を噴射するためのポートインジェクタ20が配置されている。更に、内燃機関10には、筒内22に直接に燃料を噴射するための筒内インジェクタ23が設けられている。
An air flow meter 16 for detecting an intake air amount Ga is disposed in the
内燃機関10は、吸気通路12と筒内22との導通状態を制御するための吸気弁24を備えている。吸気弁24には、その駆動源として、可変動弁機構26が連結されている。可変動弁機構26は、開弁タイミング、作用角、およびリフト量を適当に変化させつつ吸気弁24を開閉動作させることができる。
The
筒内22と排気通路14との間には、排気弁28が配置されている。排気弁28には、その駆動源として可変動弁機構30が連結されている。可変動弁機構30は、開弁タイミング、作用角、およびリフト量を適当に変化させつつ排気弁28を開閉動作させることができる。
An
本実施形態のシステムは、上記の如く、吸気弁24および排気弁28を、それぞれ可変動弁機構26および30で駆動することとしているが、それらを駆動する機構は、これに限定されるものではない。すなわち、本実施形態のシステムにおいては、吸気弁24および排気弁28は、通常のカム機構により駆動されるものであってもよい。
In the system of this embodiment, as described above, the
内燃機関10には、機関回転数Neを検出するための回転角センサ32や、冷却水温Twを検出するための水温センサ34、吸気管圧力Pmを検出するための吸気圧センサ36が装着されている。そして、本実施形態のシステムは、ECU(Electronic Control Unit)40を備えている。ECU40には、エアフロメータ16や回転角センサ32などを含む各種センサの出力が供給されている。ECU40は、それらのセンサ出力を基礎として、ポートインジェクタ20および筒内インジェクタ23や、可変動弁機構26,30を含む各種アクチュエータを制御することができる。
The
このような内燃機関10では、運転条件に応じて、ポートインジェクタ20と筒内インジェクタ23との何れか一方、あるいはその両方から、燃料を各気筒に供給することができる。以下の説明では、ポートインジェクタ20からの燃料噴射量(以下、「ポート噴射量」と称する)と、筒内インジェクタ23からの燃料噴射量(以下、「筒内噴射量」と称する)との比率を、噴き分け率αで表すこととする。噴き分け率αは、全噴射量を1としたときのポート噴射量の比率である。すなわち、ポート噴射量と筒内噴射量との比は、α:(1−α)で表される。
In such an
ECU40には、空燃比A/F、機関回転数Ne、負荷KL等で表される運転条件と、その運転条件の下での最適な噴き分け率αとの関係を定めたマップが記憶されている。ECU40は、そのマップに従って噴き分け率αを決定し、その噴き分け率αに基づいてポート噴射量と筒内噴射量とを算出する。
The
[実施の形態1における吸気弁温度の推定手法]
内燃機関10の運転中、ポートインジェクタ20から噴射された燃料は、その一部が吸気弁24の外側に付着する。吸気弁24の外側に付着した燃料は、徐々に吸気ポート内に蒸発し、遅れて筒内22に流入する。内燃機関10が定常運転状態にある場合は、吸気弁24に新たに付着する燃料量と、吸気弁24から蒸発する燃料量とが平衡し、筒内22に流入する燃料の量は、ポートインジェクタ20から噴射される燃料の量と等しくなる。
[Intake Valve Temperature Estimation Method in Embodiment 1]
During operation of the
ところが、内燃機関が暖機過程にある場合や、過渡運転状態にある場合には、吸気弁24に付着している燃料の量に増減が生ずる。このため、筒内22に流入する燃料の量と、ポートインジェクタ20から噴射される燃料の量とにずれが生ずる。このため、筒内22の空燃比を正確に制御するためには、吸気弁24に付着した燃料の挙動を踏まえた上で、筒内22に流入する燃料量を正確に把握することが要求される。
However, when the internal combustion engine is in a warm-up process or in a transient operation state, the amount of fuel adhering to the
吸気弁24に付着した燃料の挙動、つまり、吸気弁24から蒸発する燃料量と吸気弁24に残留する燃料量との割合を精度良く推定するためには、吸気弁24の温度を精度良く推定することが必要である。そこで、本実施形態のシステムは、以下に説明する手法で吸気弁24の温度推定を行うこととした。
In order to accurately estimate the behavior of the fuel adhering to the
図2(A)および図2(B)は、本実施形態のシステムが吸気弁24の温度Tvを算出する原理を説明するための図である。より具体的には、図2(A)は、閉弁中における吸気弁24の熱環境を説明するための図である。また、図2(B)は、開弁中における吸気弁の熱環境を説明するための図である。
2A and 2B are diagrams for explaining the principle by which the system of the present embodiment calculates the temperature Tv of the
図2(A)中に示す符号Qb、QsおよびQfは、それぞれ、燃焼ガス受熱量、接触面受熱量、および燃料気化熱量を示している。燃焼ガス受熱量Qbは、筒内22の燃焼ガスから吸気弁24に与えられる熱量である。接触面受熱量Qsは、弁座との機械的な接触面から吸気弁24に伝達される熱量である。また、燃料気化熱量Qfは、吸気弁24に付着した燃料が気化する際に持ち去られる熱量である。図2(A)に示すように、吸気弁24の閉弁中には、主として上述した3種類の熱量が吸気弁24とその周囲との間で授受される。
Symbols Qb, Qs, and Qf shown in FIG. 2A indicate the combustion gas heat reception amount, the contact surface heat reception amount, and the fuel vaporization heat amount, respectively. The combustion gas heat reception amount Qb is the amount of heat given from the combustion gas in the
図2(B)中に示す符号QginおよびQgbackは、それぞれ、吸気弁24の開弁に伴って生ずる吸入ガス受熱量、および吹き返し受熱量を示している。吸入ガス受熱量Qginは、吸気ポートから筒内22へ流入する新気と吸気弁24との間で授受される熱量である。一方、吹き返し受熱量Qgbackは、吸気弁24の開弁中に筒内22から吸気ポートに逆流する吹き返しガスに起因して生ずる受熱量である。図2(B)に示すように、吸気弁24の開弁中は、主として、それら2種類の熱量が吸気弁24とその周囲との間で授受される。以下、それらの受熱量を総称して、「流動ガス受熱量」と称す。
Symbols Qgin and Qgback shown in FIG. 2B indicate the intake gas heat reception amount and the blowback heat reception amount that are generated when the
吸気弁24の温度は、周囲の環境から熱を吸収することにより上昇し、周囲の環境に熱を放出することにより下降する。このため、吸気弁24の初期温度が判れば、その後の総受熱量を検知することにより吸気弁24の温度を推定することが可能である。そして、その推定を精度良く行うためには、上述した5種類の熱量を精度良く検知することが有効である。特に、図2(B)に示す流動ガス受熱量Qgin,Qgbackは、内燃機関10の運転状態に応じて大きく変化するため、吸気弁温度Tvを高い精度で推定するためには、その値を正確に求めることが重要である。
The temperature of the
そこで、本実施形態では、内燃機関10の運転状態に基づいて、図2(A)に示す3種類の受熱量Qb,Qs,Qfと、図2(B)に示す流動ガス受熱量Qgin,Qgbackとを、それぞれ別個独立に推定し、それらを統合することにより吸気弁24が受ける総受熱量を精度良く算出することとした。そして、このようにして算出された総受熱量に基づいて、吸気弁温度Tvを精度良く推定することとした。
Therefore, in the present embodiment, based on the operating state of the
内燃機関10では、他の運転条件を同じとした場合、筒内インジェクタ23のみからの燃料噴射によって運転しているときの方が、ポートインジェクタ20のみからの燃料噴射によって運転しているときよりも、筒内22のガス温度が低くなる。この一つの理由は、筒内直接噴射の場合には、燃料の気化潜熱が筒内に直接に作用することにより、筒内空気が効率良く冷却されるからである。他の理由としては、筒内直接噴射による運転は、ポート噴射による運転に比して熱効率が高く、より大きな割合で熱が仕事(機関出力)に変換されるので、その分だけ筒内ガス温度の上昇が抑えられるからである。
In the
内燃機関10における筒内ガス温度は、噴き分け率αが大きいほど、ポート噴射のみで運転しているときの値に近づく。つまり、筒内ガス温度は高くなる。逆に、内燃機関10における筒内ガス温度は、噴き分け率αが小さいほど、筒内直接噴射のみで運転しているときの値に近づく。つまり、筒内ガス温度は低くなる。そして、筒内ガス温度が異なれば、燃焼ガス受熱量Qb等も異なるので、吸気弁温度Tvも異なってくる。
The in-cylinder gas temperature in the
このように、ポートインジェクタ20と筒内インジェクタ23との双方を備えた内燃機関10においては、吸気弁温度Tvは噴き分け率αにも依存することとなる。そこで、本実施形態では、噴き分け率αによる影響も考慮に入れることによって、吸気弁温度Tvを更に精度良く推定することとした。
Thus, in the
[実施の形態1における具体的処理]
図3は、上記の機能を実現するために、本実施形態において実行されるルーチンのフローチャートである。図3に示すルーチンは、内燃機関10の始動開始と共に起動されるものとする。ここでは、先ず、その時点における冷却水温Twが吸気弁温度Tvの初期値として設定される(ステップ101)。内燃機関10が十分に長い時間停止すると、吸気弁温度Tvは、内燃機関10の温度、つまり、冷却水温Twに収束する。このため、内燃機関10の始動時には、本ステップ101の処理を行うことで、吸気弁温度Tvを精度良く推定することができる。
[Specific Processing in Embodiment 1]
FIG. 3 is a flowchart of a routine executed in the present embodiment in order to realize the above function. The routine shown in FIG. 3 is started when the
次に、現在の内燃機関10の状態を表す各種のパラメータが計測される(ステップ102)。ここでは、具体的には、吸入空気量Ga、機関回転数Ne、機関負荷KL、空燃比A/Fに加えて、可変動弁機構26の状態(吸気弁24の開弁タイミングVT、リフト量VL、および作用角Vθ)などが検出される。空燃比A/Fとしては、ECU40が設定している目標空燃比の値、あるいは排気通路14に配置された空燃比センサ(図示せず)により検出された排気空燃比の値を用いることができる。
Next, various parameters representing the current state of the
上記ステップ102の処理に続いて、噴き分け率αの値が取得される(ステップ103)。前述したように、ECU40には、空燃比A/F、機関回転数Ne、負荷KL等の運転条件と、噴き分け率αとの関係を定めたマップが記憶されている。ここでは、そのマップと、上記ステップ102で検出された運転条件とを照合することにより、噴き分け率αが取得される。
Subsequent to the process of
次に、筒内22のガスの温度(代表温度)Tcが、以下に説明する方法により算出される(ステップ104)。なお、この筒内ガス温度Tcは、後述するように、燃焼ガス受熱量Qb等を求めるときの基礎として用いられる。
Next, the temperature (representative temperature) Tc of the gas in the
本実施形態では、まず、ポート噴射時筒内ガス温度Tc1および筒内噴射時筒内ガス温度Tc2を算出する。ここで、ポート噴射時筒内ガス温度Tc1は、ポートインジェクタ20からの燃料噴射のみで運転していると仮定した場合の筒内ガス温度であり、筒内噴射時筒内ガス温度Tc2は、筒内インジェクタ23からの燃料噴射のみで運転していると仮定した場合の筒内ガス温度である。本実施形態では、ポート噴射時筒内ガス温度Tc1および筒内噴射時筒内ガス温度Tc2は、それぞれ、下記の演算式により算出される。
Tc1=K1*A/F+K2*Ne+K3*KL+K4*Ga ・・・(1)
Tc2=K5*A/F+K6*Ne+K7*KL+K8*Ga ・・・(2)
In the present embodiment, first, the in-cylinder gas temperature Tc1 during port injection and the in-cylinder gas temperature Tc2 during cylinder injection are calculated. Here, the in-cylinder gas temperature Tc1 at the time of port injection is an in-cylinder gas temperature when it is assumed that the engine is operated only by fuel injection from the
Tc1 = K1 * A / F + K2 * Ne + K3 * KL + K4 * Ga (1)
Tc2 = K5 * A / F + K6 * Ne + K7 * KL + K8 * Ga (2)
上記(1)および(2)式中、A/Fは空燃比、Neは機関回転数、Gaは吸入空気量、K1〜K8は所定の係数である。 In the above equations (1) and (2), A / F is the air-fuel ratio, Ne is the engine speed, Ga is the intake air amount, and K1 to K8 are predetermined coefficients.
係数K1〜K8の値は、内燃機関10の燃焼モード毎に予め定められており、それらの値がECU40に記憶されている。ここで、内燃機関10の燃焼モードについて説明する。本実施形態の内燃機関10は、ストイキ燃焼モード、均質リーン燃焼モード、弱成層燃焼モード、成層燃焼モードの4つの燃焼モードに切り替えることにより、理論空燃比(またはリッチ空燃比)から極めて希薄な空燃比に至るまで、幅広い空燃比での運転を行うことが可能とされている。
The values of the coefficients K1 to K8 are determined in advance for each combustion mode of the
ストイキ燃焼モードでは、筒内全体が均質に理論空燃比(またはリッチ空燃比)とされた混合気の燃焼による運転が行われる。このとき、燃料は、ポートインジェクタ20および筒内インジェクタ23の何れか一方または両方から噴射される。
In the stoichiometric combustion mode, an operation is performed by combustion of an air-fuel mixture in which the entire cylinder is uniformly made to have a stoichiometric air-fuel ratio (or rich air-fuel ratio). At this time, the fuel is injected from one or both of the
均質リーン燃焼モードでは、筒内全体が均質にリーン空燃比とされた混合気の燃焼による運転が行われる。この均質リーン燃焼モードでは、筒内に形成されるスワールあるいはタンブルの効果により、希薄な混合気を安定して燃焼させることができる。 In the homogeneous lean combustion mode, an operation is performed by combustion of an air-fuel mixture in which the entire cylinder is uniformly made to have a lean air-fuel ratio. In this homogeneous lean combustion mode, a lean air-fuel mixture can be stably burned by the effect of swirl or tumble formed in the cylinder.
弱成層燃焼モードでは、ポートインジェクタ20から噴射された燃料、あるいは筒内インジェクタ23から吸気行程中に噴射された燃料によって、希薄で均質な混合気が筒内全体に形成されるとともに、圧縮行程中に筒内インジェクタ23から燃料を噴射することによって点火プラグの近傍に理論空燃比程度の濃い混合気が局所的に形成される。この弱成層燃焼モードによれば、筒内全体として、均質リーン燃焼モードよりも更に希薄な空燃比での運転を行うことができる。
In the weak stratified combustion mode, the fuel injected from the
成層燃焼モードでは、筒内に空気を吸入した後、圧縮行程中に筒内インジェクタ23から燃料を噴射することによって、点火プラグの近傍に理論空燃比程度の濃い混合気が局所的に形成されるとともにその周囲に空気層が形成される。この成層燃焼モードによれば、筒内全体として、弱成層燃焼モードよりも更に希薄な空燃比での運転を行うことができる。
In the stratified combustion mode, after inhaling air into the cylinder, fuel is injected from the in-
ECU40には、上記の各燃焼モード毎に適合された係数K1〜K8の値が予め記憶されている。前述したように、他の運転条件が同じである場合には、ポート噴射時筒内ガス温度Tc1は、筒内噴射時筒内ガス温度Tc2よりも高くなる。このため、A/F、Ne、KL、Gaが同じである場合にはTc1がTc2より大きく算出されるように、係数K1〜K8の値が設定されている。
In the
そして、ECU40は、内燃機関10の運転条件に応じ、予め定められた規則に基づいて、上記燃焼モードの切り替えを行う。ポート噴射時筒内ガス温度Tc1および筒内噴射時筒内ガス温度Tc2を求める際には、まず、現在の燃焼モードに対応する係数K1〜K8の値が取得される。そして、その係数K1〜K8と、上記ステップ102で取得された運転条件パラメータとを用いて、上記(1)および(2)式に従って演算をすることにより、ポート噴射時筒内ガス温度Tc1および筒内噴射時筒内ガス温度Tc2を算出することができる。
The
以上のようにしてポート噴射時筒内ガス温度Tc1および筒内噴射時筒内ガス温度Tc2が算出されたら、次に、下記の演算式により、筒内ガス温度Tcが算出される。
Tc={α*Tc1+(1−α)*Tc2}*γ*γ1 ・・・(3)
After the in-cylinder gas temperature Tc1 during port injection and the in-cylinder gas temperature Tc2 during in-cylinder injection are calculated as described above, the in-cylinder gas temperature Tc is then calculated by the following arithmetic expression.
Tc = {α * Tc1 + (1−α) * Tc2} * γ * γ1 (3)
上記(3)式中、{α*Tc1+(1−α)*Tc2}なる項は、ポート噴射時筒内ガス温度Tc1にポート噴射量の比率αを乗じたものと、筒内噴射時筒内ガス温度Tc2に筒内噴射量の比率(1−α)を乗じたものとを足し合わせた項である。このような計算を行うことにより、筒内ガス温度Tcの算出値に噴き分け率αの影響を精度良く織り込むことができる。よって、上記(3)式によれば、噴き分け率αの影響が考慮された正確な筒内ガス温度Tcを算出することができる。このため、後述するステップにおいて、極めて高い精度で燃焼ガス受熱量Qb等を算出することができる。 In the above equation (3), the term {α * Tc1 + (1−α) * Tc2} is obtained by multiplying the in-cylinder gas temperature Tc1 during port injection by the ratio α of the port injection amount and the in-cylinder during in-cylinder injection. This is a term obtained by adding the gas temperature Tc2 multiplied by the ratio (1-α) of the in-cylinder injection amount. By performing such a calculation, the influence of the injection ratio α can be accurately incorporated into the calculated value of the in-cylinder gas temperature Tc. Therefore, according to the above equation (3), it is possible to calculate the accurate in-cylinder gas temperature Tc in consideration of the influence of the injection ratio α. For this reason, in the steps described later, the combustion gas heat receiving amount Qb and the like can be calculated with extremely high accuracy.
また、上記(3)式中、γ1は点火時期影響係数であり、γは点火時期補正係数である。図4(A)は、点火時期影響係数γ1と筒内全体の平均空燃比A/Fとの関係を示す図であり、図4(B)は、点火時期補正係数γと噴き分け率αとの関係を示す図である。ECU40には、これらの関係に対応するマップが記憶されている。上記(3)式の演算を行う場合には、そのマップに従って、点火時期影響係数γ1および点火時期補正係数γが取得される。
In the above equation (3), γ1 is an ignition timing influence coefficient, and γ is an ignition timing correction coefficient. FIG. 4A is a diagram showing the relationship between the ignition timing influence coefficient γ1 and the average air-fuel ratio A / F of the entire cylinder, and FIG. 4B shows the ignition timing correction coefficient γ and the injection ratio α. It is a figure which shows the relationship. The
図4(A)に示すように、点火時期影響係数γ1は、燃焼モードの変更に伴って、平均空燃比A/Fがリーンになるほど、小さい値とされる。最適な点火時期は平均空燃比A/Fによって異なるため、本実施形態のシステムでは、平均空燃比A/Fに応じて、点火時期を変更することとしている。点火時期が変わると、燃焼状態が変わるので、筒内ガス温度Tcも変化する。上記(3)式によれば、点火時期影響係数γ1を算入することにより、平均空燃比A/Fに応じた点火時期変更の影響を筒内ガス温度Tcに精度良く反映させることができる。 As shown in FIG. 4A, the ignition timing influence coefficient γ1 is set to a smaller value as the average air-fuel ratio A / F becomes leaner as the combustion mode is changed. Since the optimum ignition timing varies depending on the average air-fuel ratio A / F, the system according to the present embodiment changes the ignition timing according to the average air-fuel ratio A / F. When the ignition timing changes, the combustion state changes, and the in-cylinder gas temperature Tc also changes. According to the above equation (3), by adding the ignition timing influence coefficient γ1, the influence of the ignition timing change according to the average air-fuel ratio A / F can be accurately reflected in the in-cylinder gas temperature Tc.
図4(B)に示すように、点火時期補正係数γは、噴き分け率αが大きいほど、つまり、ポート噴射の比率が大きいほど、大きい値とされる。一般に、ポート噴射の場合と筒内噴射の場合とでは、種々の事情により、最適な点火時期が異なる。例えば、筒内噴射の場合には、燃料の気化潜熱によって筒内空気を効果的に冷却することができ、ノックが起きにくいので、ポート噴射の場合よりも点火時期を進角して熱効率を高めることができる。このようなことから、本実施形態のシステムでは、噴き分け率αに応じて、点火時期を変更することとしている。上記(3)式によれば、点火時期補正係数γを算入することにより、噴き分け率αに応じた点火時期変更の影響を筒内ガス温度Tcに精度良く反映させることができる。 As shown in FIG. 4B, the ignition timing correction coefficient γ is set to a larger value as the injection ratio α is larger, that is, as the port injection ratio is larger. In general, the optimal ignition timing differs between port injection and in-cylinder injection due to various circumstances. For example, in the case of in-cylinder injection, the in-cylinder air can be effectively cooled by the latent heat of vaporization of the fuel, and knocking is less likely to occur. be able to. For this reason, in the system according to the present embodiment, the ignition timing is changed according to the injection ratio α. According to the above equation (3), by adding the ignition timing correction coefficient γ, it is possible to accurately reflect the influence of the ignition timing change according to the injection ratio α on the in-cylinder gas temperature Tc.
以上のように、上記(3)式によれば、点火時期影響係数γ1および点火時期補正係数γを算入することにより、点火時期の変更が及ぼす影響についても、筒内ガス温度Tcに精度良く反映させることができる。このため、本実施形態では、極めて正確な筒内ガス温度Tcを求めることができる。 As described above, according to the above equation (3), the influence of the change of the ignition timing is accurately reflected in the in-cylinder gas temperature Tc by including the ignition timing influence coefficient γ1 and the ignition timing correction coefficient γ. Can be made. For this reason, in the present embodiment, a very accurate in-cylinder gas temperature Tc can be obtained.
図3に示すルーチンによれば、上記ステップ104の処理に続いて、吸気弁24の開弁に伴って生ずる吹き返し量が判定値αより多量であるか否かが判別される(ステップ105)。吹き返し量は、内燃機関10の状態に基づいて、具体的には、例えば、内燃機関10の負荷KL、バルブオーバーラップ量VOL、および機関回転数NE等に基づいて推定することが可能である。
According to the routine shown in FIG. 3, following the process of
図5(A)〜図5(C)は、吹き返し量と、負荷KL、バルブオーバーラップVOL、機関回転数NEとの関係を示した図である。本実施形態において、ECU40には、これらの関係に対応するマップが記憶されている。上記ステップ105においては、そのマップを参照することにより、現在の状況下で生ずると予測される吹き返し量が推定され、更に、その推定値が既定の判定値αより大きいかが判別される。
FIGS. 5A to 5C are diagrams showing the relationship between the blowback amount, the load KL, the valve overlap VOL, and the engine speed NE. In the present embodiment, the
判定値αは、流動ガス受熱量を求めるうえで、吹き返し受熱量Qgbackを考慮する必要があるか否かを判断するための値である。つまり、吹き返し受熱量Qgbackを考慮する必要がある程度に多量の吹き返しが発生しているかを判断するための値である。従って、吹き返し量>αの不成立が認められる場合、つまり、吹き返し量が判定値α以下である場合は、流動ガス受熱量を推定するにあたり、吹き返しの影響を考慮する必要がないと判断できる。この場合は、吸入ガス受熱量Qginを算出したうえで、その値がそのまま流動ガス受熱量とされる(ステップ106)。以下、ここで得られる流動ガス受熱量を、符号「Qg」を付して表すこととする。 The determination value α is a value for determining whether or not it is necessary to consider the blow back heat reception amount Qgback when obtaining the flowing gas heat reception amount. That is, it is a value for judging whether or not a large amount of blowback has occurred, and it is necessary to consider the blowback heat reception amount Qgback. Therefore, when it is recognized that the blowback amount> α is not satisfied, that is, when the blowback amount is equal to or less than the determination value α, it can be determined that it is not necessary to consider the influence of the blowback when estimating the flowing gas heat receiving amount. In this case, after calculating the intake gas heat receiving amount Qgin, the value is directly used as the flowing gas heat receiving amount (step 106). Hereinafter, the flowing gas heat receiving amount obtained here will be represented by the sign “Qg”.
一方、上記ステップ105において、吹き返し量>αの成立が認められた場合は、流動ガス受熱量を求める際に、吹き返しの影響を考慮する必要があると判断できる。この場合は、吸入ガス受熱量Qginと、吹き返し受熱量Qgbackとをそれぞれ算出したうえで、それらの和が流動ガス受熱量とされる(ステップ107)。以下、ここで得られる流動ガス流熱量については、符号「Qg'」を付して表すこととする。
On the other hand, if it is determined in
(吸入ガス受熱量Qginの算出手法の例)
上述した吸入ガス受熱量Qginは、例えば、以下に示す演算式により算出することが可能である。
Qgin=hgin・(Tin−Tv)・dtin
hgin=0.0404・(kg/Dv)・Revin0.868・(Dv/liftv)0.275
Revin=(ρg・Ug・Dv)/μg ・・・(4)
(Example of calculation method for intake gas heat reception Qgin)
The intake gas heat receiving amount Qgin described above can be calculated by, for example, the following arithmetic expression.
Qgin = hgin ・ (Tin−Tv) ・ dtin
hgin = 0.0404 ・ (kg / Dv) ・ Revin 0.868・ (Dv / liftv) 0.275
Revin = (ρg ・ Ug ・ Dv) / μg (4)
但し、上段の式中、hginは熱伝達率であり、中段の式により求めることができる。また、Tinは吸入ガスの温度であり、Tvは吸気弁温度であり、dtinは吸気弁24の周囲を吸入ガスが流通している時間である。Tinは吸入空気温度で代用することが可能である。Tvは、現時点での吸気弁温度の推定値を用いることができる。また、dtinは、機関回転数Ne、吸気弁24のリフト量VLおよび作用角Vθなどに基づいて求めることができる。
However, in the upper equation, hgin is a heat transfer coefficient and can be obtained by the intermediate equation. Further, Tin is the temperature of the intake gas, Tv is the intake valve temperature, and dtin is the time during which the intake gas is circulating around the
中段の式において、kgは吸入ガスの熱伝達率であり、Dvは吸気弁24の径である。これらは何れも既知の値である。また、liftvは吸気弁24のリフト量であり、本実施形態では、可変動弁機構26の状態より検知することができる。そして、Revinは、下段の式により定義される値である。
In the middle equation, kg is the heat transfer coefficient of the intake gas, and Dv is the diameter of the
下段の式において、ρgは吸気ポートのガス密度であり、Ugは吸気ポートのガス流量である。ρgおよびUgは、吸気ポートの温度、吸入空気量Ga、吸気管圧力Pmなどに基づいて公知の手法で算出することができる。また、μgは吸入ガスの粘性係数であり、既知の値である。このため、吸入ガス受熱量Qginは、上記(4)式を用いることにより、演算により求めることが可能である。 In the lower equation, ρg is the gas density of the intake port, and Ug is the gas flow rate of the intake port. ρg and Ug can be calculated by a known method based on the temperature of the intake port, the intake air amount Ga, the intake pipe pressure Pm, and the like. Further, μg is a viscosity coefficient of the suction gas, and is a known value. Therefore, the intake gas heat receiving amount Qgin can be obtained by calculation using the above equation (4).
(吹き返し受熱量Qgbackの算出手法の例)
吹き返し受熱量Qgbackは、例えば、以下に示す演算式により算出することが可能である。
Qgback=hgback・(Tback−Tv)・dtback
hgback=1.2・(kg/liftv)・Revback0.38・(2・liftv/Dv)0.62
Revback=(ρg・Ug・liftv)/μg ・・・(5)
(Example of calculation method for blowback heat reception Qgback)
The blow back heat receiving amount Qgback can be calculated by, for example, the following arithmetic expression.
Qgback = hgback ・ (Tback−Tv) ・ dtback
hgback = 1.2 · (kg / liftv) · Revback 0.38 · (2 · liftv / Dv) 0.62
Revback = (ρg ・ Ug ・ liftv) / μg (5)
但し、上段の式中、hgbackは熱伝達率であり、中段の式により求めることができる。また、Tbackは吹き返しガスの温度であり、dtbackは吸気弁24の周囲に吹き返しが生じている時間である。Tbackは、筒内ガス温度Tcで代用することが可能である。また、dtbackは、機関回転数Ne、吸気弁24の開弁タイミングVT、リフト量VLおよび作用角Vθなどに基づいて求めることができる。
However, in the upper equation, hgback is a heat transfer coefficient and can be obtained by the intermediate equation. Tback is the temperature of the blowback gas, and dtback is the time during which blowback occurs around the
中段の式において、kgは吹き返しガスの熱伝達率であり、Dvは吸気弁24の径である。これらは何れも既知の値である。また、liftvは吸気弁24のリフト量であり、本実施形態では、可変動弁機構26の状態より検知することができる。そして、Revbackは、下段の式により定義される値である。
In the middle equation, kg is the heat transfer coefficient of the blown-back gas, and Dv is the diameter of the
下段の式において、ρgは吸気ポートのガス密度であり、Ugは吸気ポートのガス流量である。ρgおよびUgは、吸気ポートの温度、吸入空気量Ga、吸気管圧力Pmなどに基づいて公知の手法で算出することができる。また、μgは吸入ガスの粘性係数であり、既知の値である。このため、吹き返し受熱量Qgbackは、上記(5)式を用いることにより、演算により求めることが可能である。 In the lower equation, ρg is the gas density of the intake port, and Ug is the gas flow rate of the intake port. ρg and Ug can be calculated by a known method based on the temperature of the intake port, the intake air amount Ga, the intake pipe pressure Pm, and the like. Further, μg is a viscosity coefficient of the suction gas, and is a known value. For this reason, the blow-back heat receiving amount Qgback can be obtained by calculation using the above equation (5).
上記ステップ106において求めるべき流動ガス受熱量Qgは、上記(4)式を用いることにより算出することができる。また、上記ステップ107において求めるべき流動ガス受熱量Qg'は、上記(4)式の算出結果と上記(5)式の算出結果とを加算することにより求めることが可能である。このように、流動ガス受熱量は、吹き返しの影響を考慮しない場合(Qg)も、その影響を考慮する場合(Qg')も演算により算出することが可能である。
The flowing gas heat receiving amount Qg to be obtained in the
(流動ガス受熱量Qg、Qg'の他の算出手法の例)
但し、流動ガス受熱量Qg、Qg'を求める手法は、上述したように演算式を用いる手法に限定されるものではない。つまり、吹き返しの影響を考慮しない流動ガス受熱量Qgは、機関回転数Ne、機関負荷KL、および吸気弁24の開弁タイミングVTなどをパラメータとして予めマップ化しておくことが可能である。同様に、吹き返しの影響を考慮した流動ガス受熱量Qg'についても予めマップ化しておくことが可能である。このため、それらのマップを予めECU40に記憶させたうえで、ステップ106および107では、それらのマップを参照することにより、流動ガス受熱量Qg或いはQg'を求めることとしてもよい。
(Examples of other calculation methods for fluid gas heat received Qg, Qg ')
However, the method for obtaining the flowing gas heat receiving amounts Qg and Qg ′ is not limited to the method using the arithmetic expression as described above. That is, the flowing gas heat receiving amount Qg that does not consider the influence of blowback can be mapped in advance using the engine speed Ne, the engine load KL, the valve opening timing VT of the
(接触面受熱量Qsの算出)
図3に示すルーチンでは、次に、接触面受熱量Qsが算出される(ステップ108)。接触面受熱量Qsは、例えば、以下に示す演算式により算出することが可能である。
Qs=hs・(Tvs−Tv)・dts
hs=4130・(Pm/50000)0.6 ・・・(6)
(Calculation of contact surface heat reception Qs)
In the routine shown in FIG. 3, the contact surface heat receiving amount Qs is then calculated (step 108). The contact surface heat receiving amount Qs can be calculated by, for example, an arithmetic expression shown below.
Qs = hs ・ (Tvs−Tv) ・ dts
hs = 4130 · (Pm / 50000) 0.6 (6)
但し、上段の式中、hsは熱伝達率であり、下段の式により求めることができる。Tvsは弁座の温度であり、冷却水温Twで代用することができる。また、dtsは吸気弁24が弁座に着座している時間であり、ここでは、機関回転数Neと、吸気弁24の作用角Vθとに基づいて算出することができる。そして、下段の式におけるPmは、吸気管圧力である。
However, in the upper equation, hs is a heat transfer coefficient and can be obtained by the lower equation. Tvs is the temperature of the valve seat, and can be substituted by the cooling water temperature Tw. Dts is the time during which the
接触面受熱量Qsは、上記(6)式を用いることにより、内燃機関10の状態をパラメータとして演算により求めることが可能である。このため、上記ステップ108では、接触面受熱量Qsを正確に求めることができる。
The contact surface heat receiving amount Qs can be obtained by calculation using the state of the
但し、接触面受熱量Qsを求める手法は、上述したように演算式を用いる手法に限定されるものではない。つまり、吸気弁24が弁座から受ける単位時間当たりの熱量は、弁座の温度と吸気弁温度Tvとの差ΔTに対してほぼ一義的に決まる値である。そして、吸気弁24が弁座に着座している時間は、機関回転数Neおよび吸気弁24の作用角Vθの関数である。このため、接触面受熱量Qsは、上記温度差ΔTと機関回転数Neと作用角Vθとをパラメータとして、予めマップ化しておくことが可能である。このため、ステップ108では、そのマップに基づいて接触面受熱量Qsを求めることとしてもよい。
However, the method for obtaining the contact surface heat receiving amount Qs is not limited to the method using the arithmetic expression as described above. That is, the amount of heat per unit time that the
(燃料気化熱量Qfの算出)
図3に示すルーチンでは、次に、燃料気化熱量Qfが算出される(ステップ109)。燃料気化熱量Qfは、例えば、以下に示す演算式により算出することが可能である。
Qf=mf・{(Tv−Tf)・Cpf+Hf}・dtf ・・・(7)
(Calculation of fuel vaporization heat quantity Qf)
Next, in the routine shown in FIG. 3, the fuel vaporization heat quantity Qf is calculated (step 109). The fuel vaporization heat quantity Qf can be calculated by, for example, an arithmetic expression shown below.
Qf = mf · {(Tv−Tf) · Cpf + Hf} · dtf (7)
上記(7)式中、mfは燃料蒸発量である。燃料蒸発量mfは、吸気弁24に向かって噴射される燃料の量(ポート噴射量)、吸気弁温度Tv、更には吸気管圧力Pm等に基づいて求めることができる。Tfは燃料温度であり、その値は、例えば、始動時冷却水温に対応する固定値で近似することができる。また、Cpfは燃料比熱、Hfは燃料気化潜熱である。これらは何れも既定値として扱うことができる。そして、dtfは、燃料の気化期間として考慮すべき時間であり、ここでは、機関回転数Neの関数として設定することができる。 In the above equation (7), mf is the fuel evaporation amount. The fuel evaporation amount mf can be obtained based on the amount of fuel injected toward the intake valve 24 (port injection amount), the intake valve temperature Tv, the intake pipe pressure Pm, and the like. Tf is the fuel temperature, and the value can be approximated by a fixed value corresponding to the cooling water temperature at the start, for example. Cpf is the specific heat of fuel, and Hf is the latent heat of fuel vaporization. Any of these can be treated as default values. Dtf is a time to be considered as the fuel vaporization period, and can be set here as a function of the engine speed Ne.
燃料気化熱量Qfは、上記(7)式を用いることにより、内燃機関10の状態をパラメータとして演算により求めることが可能である。このため、上記ステップ109では、燃料気化熱量Qfを正確に求めることができる。
The fuel vaporization heat quantity Qf can be obtained by calculation using the state of the
但し、燃料気化熱量Qfを求める手法は、上述したように演算式を用いる手法に限定されるものではない。つまり、燃料気化熱量Qfは、ポート噴射量と吸気弁温度Tvとをパラメータとして、予めマップ化しておくことが可能である。このため、ステップ109では、そのマップを参照して燃料気化熱量Qfを求めることとしてもよい。
However, the method for obtaining the fuel vaporization heat quantity Qf is not limited to the method using the arithmetic expression as described above. That is, the fuel vaporization heat quantity Qf can be mapped in advance using the port injection quantity and the intake valve temperature Tv as parameters. Therefore, in
(燃焼ガス受熱量Qbの算出)
図3に示すルーチンでは、次に、燃焼ガス受熱量Qbが算出される(ステップ110)。燃焼ガス受熱量Qbは、例えば、以下に示す演算式により算出することが可能である。
Qb=hb・(Tc−Tv)・dtb
hb=0.013・Dc−0.2・Pc0.8・Uc0.8・Tc−0.53 ・・・(8)
(Calculation of combustion gas heat received Qb)
In the routine shown in FIG. 3, next, the combustion gas heat receiving amount Qb is calculated (step 110). The combustion gas heat receiving amount Qb can be calculated by, for example, an arithmetic expression shown below.
Qb = hb ・ (Tc−Tv) ・ dtb
hb = 0.013 · Dc −0.2 · Pc 0.8 · Uc 0.8 · Tc −0.53 (8)
但し、上段の式中、hbは熱伝達率であり、下段の式により求めることができる。上段および下段の式中、Tcは前述した筒内ガス温度である。また、上段の式中、dtbは、燃焼ガスの温度が吸気弁24に作用する時間であり、ここでは、機関回転数Neに基づいて算出することができる。
However, in the upper equation, hb is a heat transfer coefficient and can be obtained by the lower equation. In the upper and lower equations, Tc is the in-cylinder gas temperature described above. In the upper equation, dtb is the time during which the temperature of the combustion gas acts on the
下段の式において、Dcはシリンダ径であり、既定の値として取り扱うことができる。Pcは筒内圧力であり、例えば、筒内圧センサにより実測することができる。また、Ucは、筒内22のガス流速であり、これは、内燃機関10の運転状態に基づいて公知の手法で推定することができる。
In the lower equation, Dc is the cylinder diameter and can be treated as a predetermined value. Pc is the in-cylinder pressure, and can be measured by, for example, an in-cylinder pressure sensor. Uc is the gas flow velocity in the
このステップ110においては、上記ステップ104で算出された筒内ガス温度Tcを用いて、上記(8)式に従い、燃焼ガス受熱量Qbが算出される。ここで用いる筒内ガス温度Tcは、前述したように、噴き分け率αの影響についても考慮に入れて、正確に算出された値である。それゆえ、上記ステップ110の処理によれば、噴き分け率αの影響も考慮に入れた、正確な燃焼ガス受熱量Qbを求めることができる。
In this
但し、燃焼ガス受熱量Qbを求める手法は、上述したような筒内ガス温度Tcを含む演算式を用いる手法に限定されるものではない。つまり、燃焼ガス受熱量Qbは、機関回転数Ne、機関負荷KL、吸気弁24の開弁タイミングVT、燃料噴射量などの運転条件と、噴き分け率αとをパラメータとすることで、予めマップ化しておくことが可能である。このため、ステップ110では、そのマップを参照して燃焼ガス受熱量Qbを求めることとしてもよい。
However, the method for obtaining the combustion gas heat receiving amount Qb is not limited to the method using the arithmetic expression including the in-cylinder gas temperature Tc as described above. That is, the combustion gas heat receiving amount Qb is preliminarily mapped by using the operating conditions such as the engine speed Ne, the engine load KL, the valve opening timing VT of the
(吸気弁温度Tvの更新)
上記の処理が終わると、次に、吸気弁温度Tvの更新処理が行われる(ステップ111)。ここでは、具体的には、先ず、今回の処理サイクルで得られた全ての受熱量に基づいて吸気弁24の総受熱量(QgまたはQg'+Qs−Qf+Qb)が算出される。次に、総受熱量を吸気弁24の比熱(既知であるものとする)で除することにより、今回の処理サイクルの間に生じた温度変化分ΔTvが算出される。最後に、現時点の吸気弁温度TvにΔTvを加えることにより、吸気弁温度Tvが最新値に更新される。
(Renewal of intake valve temperature Tv)
When the above process is completed, an update process for the intake valve temperature Tv is then performed (step 111). Specifically, first, the total heat receiving amount (Qg or Qg ′ + Qs−Qf + Qb) of the
(燃料噴射量算出・燃料噴射実行)
以上のようにして最新の吸気弁温度Tvが求められたら、次に、その吸気弁温度Tvに基づいて、今回の作動サイクルにおいて吸気弁24から蒸発する燃料量と吸気弁24に残留する燃料量とが算出される(ステップ112)。この算出処理は、例えば、付着率・残留率によって表される公知の燃料挙動モデルを用いて行うことができる。
(Calculation of fuel injection amount and execution of fuel injection)
Once the latest intake valve temperature Tv is obtained as described above, the amount of fuel evaporated from the
吸気弁24から蒸発する燃料量および吸気弁24に残留する燃料量が算出されたら、次に、それらの値に基づいて、ポートインジェクタ20および筒内インジェクタ23から噴射すべき燃料量が算出される(ステップ113)。具体的には、まず、筒内22に実現される空燃比を目標空燃比とするために筒内22に供給することが必要な燃料の量が算出される。次いで、その算出された供給燃料量を実現するためにポートインジェクタ20および筒内インジェクタ23から噴射することが必要な燃料の量が、吸気弁24から蒸発する燃料量および吸気弁24に残留する燃料量を算入した上で、公知の手法に基づき算出される。このようにしてポート噴射量および筒内噴射量が算出されたら、その算出された量の燃料をポートインジェクタ20および筒内インジェクタ23からそれぞれ噴射する処理が実行される(ステップ114)。
When the fuel amount evaporated from the
以上説明した通り、図3に示すルーチンによれば、吸気弁温度Tvに影響を与える受熱量を、流動ガス受熱量QgまたはQg'、接触面受熱量Qs、燃料気化熱量Qf、および燃焼ガス受熱量Qbに分けて、それぞれ個別に推定することができる。 As described above, according to the routine shown in FIG. 3, the amount of heat received that affects the intake valve temperature Tv includes the flow gas received amount Qg or Qg ′, the contact surface received heat amount Qs, the fuel vaporized heat amount Qf, and the combustion gas received amount. It can be divided into heat quantity Qb and estimated individually.
特に、噴き分け率αの影響を受け易い燃焼ガス受熱量Qbについては、現在の噴き分け率αを反映させることにより、高精度に推定を行うことができる。 In particular, the combustion gas heat receiving amount Qb that is easily affected by the injection division rate α can be estimated with high accuracy by reflecting the current injection division rate α.
このような更新の手法によれば、内燃機関10において生ずる様々な現象や、更には噴き分け率αの影響を、きめ細かく吸気弁温度Tvに反映させることができ、その推定精度を十分に高めることができる。このため、本実施形態のシステムによれば、吸気弁温度Tvを極めて高い精度で推定することが可能である。
According to such an updating method, various phenomena occurring in the
また、本実施形態では、流動ガス受熱量QgまたはQg'については、吹き返しの影響を考慮すべき場合と考慮する必要がない場合とを更に区別して推定することができる。そして、最終的には、それらの受熱量を統合して吸気弁温度Tvを更新することができる。 Further, in the present embodiment, the flowing gas heat receiving amount Qg or Qg ′ can be estimated by further distinguishing between the case where the influence of the blowback should be considered and the case where it is not necessary to consider. Finally, the intake valve temperature Tv can be updated by integrating the amounts of heat received.
そして、図3に示すルーチンによれば、そのような極めて高い精度で推定された吸気弁温度Tvを利用することにより、吸気弁24から蒸発する燃料量や吸気弁24に残留する燃料量を極めて高い精度で求めることができる。このため、内燃機関10が暖機過程にある場合や、過渡運転状態にある場合であっても、筒内22に流入する燃料の量を正確に算出することができる。よって、暖機過程や過渡運転状態においても、筒内22の空燃比を正確に制御することができる。
Then, according to the routine shown in FIG. 3, the amount of fuel evaporated from the
ところで、上述した実施の形態1においては、吸気弁温度Tvを推定するにあたって、流動ガス受熱量QgまたはQg'、および燃焼ガス受熱量Qbに加えて、接触面受熱量Qsおよび燃料気化熱量Qfをも考慮することとしているが、その推定の手法はこれに限定されるものではない。すなわち、接触面受熱量Qsおよび燃料気化熱量Qfが吸気弁温度Tvに与える影響は、流動ガス受熱量QgまたはQg'や、燃焼ガス受熱量Qbによる影響に比して小さいため、吸気弁温度Tvは、接触面受熱量Qsや燃料気化熱量Qfを考慮せずに推定することとしてもよい。 By the way, in the first embodiment described above, in estimating the intake valve temperature Tv, in addition to the flowing gas heat reception amount Qg or Qg ′ and the combustion gas heat reception amount Qb, the contact surface heat reception amount Qs and the fuel vaporization heat amount Qf are calculated. However, the estimation method is not limited to this. That is, the influence of the contact surface heat reception amount Qs and the fuel vaporization heat amount Qf on the intake valve temperature Tv is smaller than the influence of the flowing gas heat reception amount Qg or Qg ′ and the combustion gas heat reception amount Qb. May be estimated without considering the contact surface heat reception amount Qs and the fuel vaporization heat amount Qf.
尚、上述した実施の形態1においては、ECU40が、ステップ103の処理を実行することにより前記第1の発明における「噴き分け率取得手段」が、上記ステップ104,110および111の処理を実行することにより前記第1の発明における「吸気弁温度推定手段」が、ステップ104および110の処理を実行することにより前記第2の発明における「燃焼ガス受熱量算出手段」が、ステップ104の処理を実行することにより前記第3の発明における「筒内ガス温度算出手段」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、ECU40が、ステップ104の処理において上記(1)式の演算を実行することにより前記第4の発明における「ポート噴射時筒内ガス温度算出手段」が、ステップ104の処理において上記(2)式の演算を実行することにより前記第4の発明における「筒内噴射時筒内ガス温度算出手段」が、ステップ104の処理において上記(3)式の演算を実行することにより前記第4の発明における「噴き分け率織り込み手段」および前記第5の発明における「点火時期織り込み手段」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、ECU40が、ステップ101の処理を実行することにより前記第6の発明における「初期温度推定手段」が、ステップ106または107の処理を実行することにより前記第6の発明における「流動ガス受熱量算出手段」が、上記ステップ111の処理を実行することにより前記第6の発明における「総受熱量算出手段」および「温度変化量算出手段」が、それぞれ実現されている。
In the first embodiment described above, the
更に、上述した実施の形態1においては、ECU40が、ステップ109の処理を実行することにより前記第7の発明における「気化熱量算出手段」が、ステップ108の処理を実行することにより前記第8の発明における「接触面受熱量算出手段」が、ステップ106において吸入ガス受熱量Qginを算出することにより前記第9の発明における「吸入ガス受熱量算出手段」が、ステップ107において吹き返し受熱量Qgbackを算出することにより前記第9の発明における「吹き返し受熱量算出手段」が、ステップ106または107において、流動ガス受熱量QgまたはQg'を算出することにより前記第9の発明における「最終受熱量算出手段」が、ステップ112および113の処理を実行することにより前記第10の発明における「噴射量算出手段」が、それぞれ実現されている。
Furthermore, in the first embodiment described above, the
10 内燃機関
12 吸気通路
14 排気通路
20 ポートインジェクタ
23 筒内インジェクタ
24 吸気弁
26,30 可変動弁機構
28 排気弁
40 ECU(Electronic Control Unit)
DESCRIPTION OF
Claims (10)
前記内燃機関の筒内に燃料を噴射する筒内インジェクタと、
前記ポートインジェクタからの燃料噴射量と前記筒内インジェクタからの燃料噴射量との比率である噴き分け率を取得する噴き分け率取得手段と、
前記噴き分け率に基づいて、前記内燃機関の吸気弁の温度を推定する吸気弁温度推定手段と、
を備えることを特徴とする内燃機関の空燃比制御装置。 A port injector for injecting fuel into the intake port of the internal combustion engine;
An in-cylinder injector for injecting fuel into the cylinder of the internal combustion engine;
An injection ratio acquisition means for acquiring an injection ratio that is a ratio of a fuel injection amount from the port injector and a fuel injection amount from the in-cylinder injector;
An intake valve temperature estimating means for estimating the temperature of the intake valve of the internal combustion engine based on the injection ratio;
An air-fuel ratio control apparatus for an internal combustion engine, comprising:
前記ポートインジェクタからの燃料噴射のみで運転していると仮定した場合の筒内ガス温度をポート噴射時筒内ガス温度として算出するポート噴射時筒内ガス温度算出手段と、
前記筒内インジェクタからの燃料噴射のみで運転していると仮定した場合の筒内ガス温度を筒内噴射時筒内ガス温度として算出する筒内噴射時筒内ガス温度算出手段と、
前記噴き分け率、前記ポート噴射時筒内ガス温度および前記筒内噴射時筒内ガス温度に基づいて、前記噴き分け率の影響を織り込んだ筒内ガス温度を算出する噴き分け率織り込み手段と、
を含むことを特徴とする請求項3記載の内燃機関の空燃比制御装置。 The in-cylinder gas temperature calculating means includes
In-cylinder gas temperature calculation means for port injection that calculates the in-cylinder gas temperature when it is assumed that the engine is operated only by fuel injection from the port injector, as in-cylinder gas temperature during port injection,
In-cylinder in-cylinder gas temperature calculating means for calculating in-cylinder gas temperature as in-cylinder injection in-cylinder gas temperature when it is assumed that the engine is operated only by fuel injection from the in-cylinder injector;
Based on the injection ratio, the port injection cylinder temperature and the cylinder injection cylinder temperature, the injection ratio weaving means for calculating the cylinder gas temperature incorporating the effect of the injection ratio;
The air-fuel ratio control apparatus for an internal combustion engine according to claim 3, comprising:
前記燃焼ガス受熱量および前記流動ガス受熱量に基づいて、前記吸気弁が受ける総受熱量を算出する総受熱量算出手段と、
前記総受熱量に基づいて前記吸気弁の温度変化量を算出する温度変化量算出手段と、
前記吸気弁の初期温度を推定する初期温度推定手段と、
を更に備え、
前記吸気弁温度推定手段は、前記初期温度と、前記温度変化量とに基づいて、前記吸気弁の温度を推定することを特徴とする請求項2乃至5の何れか1項記載の内燃機関の空燃比制御装置。 A flowing gas heat receiving amount calculating means for calculating a flowing gas heat receiving amount received from the flowing gas flowing around the intake valve;
A total heat receiving amount calculating means for calculating a total heat receiving amount received by the intake valve based on the combustion gas heat receiving amount and the flowing gas heat receiving amount;
A temperature change amount calculating means for calculating a temperature change amount of the intake valve based on the total heat receiving amount;
An initial temperature estimating means for estimating an initial temperature of the intake valve;
Further comprising
The internal combustion engine according to any one of claims 2 to 5, wherein the intake valve temperature estimation means estimates the temperature of the intake valve based on the initial temperature and the temperature change amount. Air-fuel ratio control device.
前記総受熱量算出手段は、前記燃焼ガス受熱量および前記流動ガス受熱量に基づいて算出した受熱量から前記気化熱量を減じた値を前記総受熱量とすることを特徴とする請求項6記載の内燃機関の空燃比制御装置。 A vaporization heat amount calculating means for calculating a vaporization heat amount taken away from the intake valve when the fuel adhering to the intake valve is vaporized;
7. The total heat receiving amount calculating means, wherein the total heat receiving amount is a value obtained by subtracting the vaporization heat amount from a heat receiving amount calculated based on the combustion gas heat receiving amount and the flowing gas heat receiving amount. An air-fuel ratio control apparatus for an internal combustion engine.
前記総受熱量算出手段は、前記燃焼ガス受熱量および前記流動ガス受熱量に基づいて算出した受熱量に前記接触面受熱量を加えた値を前記総受熱量とすることを特徴とする請求項6記載の内燃機関の空燃比制御装置。 The intake valve further comprises a contact surface heat receiving amount calculating means for calculating a contact surface heat receiving amount received by transmission from the valve seat,
The total heat receiving amount calculation means uses the value obtained by adding the contact surface heat receiving amount to the heat receiving amount calculated based on the combustion gas heat receiving amount and the flowing gas heat receiving amount as the total heat receiving amount. The air-fuel ratio control apparatus for an internal combustion engine according to claim 6.
吸気ポートから筒内へ向かって流れる吸入ガスに起因して生ずる吸入ガス受熱量を算出する吸入ガス受熱量算出手段と、
筒内から吸気ポートに逆流する吹き返しガスに起因して生ずる吹き返し受熱量を算出する吹き返し受熱量算出手段と、
前記吸入ガス受熱量および前記吹き返し受熱量に基づいて前記流動ガス受熱量を算出する最終受熱量算出手段と、
を含むことを特徴とする請求項6乃至8の何れか1項記載の内燃機関の空燃比制御装置。 The flowing gas heat receiving amount calculating means includes:
Intake gas heat receiving amount calculating means for calculating an intake gas heat receiving amount generated due to the intake gas flowing from the intake port into the cylinder;
Blow-back heat reception amount calculation means for calculating a blow-back heat reception amount generated due to the blow-back gas flowing backward from the cylinder to the intake port;
A final heat receiving amount calculating means for calculating the flowing gas heat receiving amount based on the intake gas heat receiving amount and the blow back heat receiving amount;
The air-fuel ratio control apparatus for an internal combustion engine according to any one of claims 6 to 8, characterized by comprising:
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Cited By (6)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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JP2009299569A (en) * | 2008-06-12 | 2009-12-24 | Toyota Motor Corp | Cylinder-port injection type internal combustion engine |
JP2015004342A (en) * | 2013-06-24 | 2015-01-08 | 富士重工業株式会社 | Control device of direct injection engine |
CN104863736A (en) * | 2014-02-25 | 2015-08-26 | 福特环球技术公司 | Method For Fuel Injection Control |
WO2016075784A1 (en) * | 2014-11-13 | 2016-05-19 | 日産自動車株式会社 | Fuel injection control device and fuel injection control method for internal combustion engine |
WO2016084187A1 (en) * | 2014-11-27 | 2016-06-02 | 日産自動車株式会社 | Fuel injection control device for internal combustion engine, and fuel injection control method |
JP2017198148A (en) * | 2016-04-27 | 2017-11-02 | トヨタ自動車株式会社 | Control device of internal combustion engine |
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Cited By (8)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2009299569A (en) * | 2008-06-12 | 2009-12-24 | Toyota Motor Corp | Cylinder-port injection type internal combustion engine |
JP2015004342A (en) * | 2013-06-24 | 2015-01-08 | 富士重工業株式会社 | Control device of direct injection engine |
CN104863736A (en) * | 2014-02-25 | 2015-08-26 | 福特环球技术公司 | Method For Fuel Injection Control |
US10760520B2 (en) | 2014-02-25 | 2020-09-01 | Ford Global Technologies, Llc | Method for fuel injection control |
WO2016075784A1 (en) * | 2014-11-13 | 2016-05-19 | 日産自動車株式会社 | Fuel injection control device and fuel injection control method for internal combustion engine |
WO2016084187A1 (en) * | 2014-11-27 | 2016-06-02 | 日産自動車株式会社 | Fuel injection control device for internal combustion engine, and fuel injection control method |
JPWO2016084187A1 (en) * | 2014-11-27 | 2017-04-27 | 日産自動車株式会社 | Fuel injection control device and fuel injection control method for internal combustion engine |
JP2017198148A (en) * | 2016-04-27 | 2017-11-02 | トヨタ自動車株式会社 | Control device of internal combustion engine |
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