JP2007255207A - エンジンの吹返ガス量測定装置 - Google Patents

Abstract

【課題】演算負荷の少ない比較的に簡易、かつ実用的な方法により吹返ガス量を測定する。
【解決手段】吸気弁及び排気弁のオーバーラップ期間を前半と後半とに分け、各期間ＰＲＤＦＳＴ，ＰＲＤＬＴＲについて吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎの近似特性線Ｌ１，Ｌ２を算出する。好ましい形態において、吹返ガス量Ｍｉｆｂは、算出した近似特性線Ｌ１，Ｌ２を基礎とする幾何学的な計算により算出する。
【選択図】 図５

Description

本発明は、エンジンの吹返ガス量測定装置に関し、詳細には、吸気弁及び排気弁の弁開期間が互いに重なり合う運転条件が設定されたエンジンにおいて、筒内から吸気通路に吹き返す排気の量である吹返ガス量を正確、かつ簡易に測定して、より精度の高いエンジン制御を実現するための技術に関する。

ガソリンエンジンでは、吸気通路の導入部にスロットル弁が設けられ、このスロットル弁を操作して吸入空気量を制御するのが一般的である。
これに対し、加速時等における過渡応答性を向上させるための技術として、スロットル弁の操作による方法に代え、吸気弁の作動特性の変更により吸入空気量を制御するものが知られている。このものでは、吸気弁の作動角を拡大させたり、あるいは作動角の中心位相を進角させることで、吸気弁及び排気弁の弁開期間が互いに重なり合うオーバーラップ期間が形成され、このオーバーラップ期間において、吸気弁の開弁に伴い筒内から吸気通路に向けて排気の吹き返しが生じる。この吹き返しの量がオーバーラップ期間の長さに相関することは、既に知られるところであるが、オーバーラップ期間が長い場合に吹き返しにより筒内に還流され、次のサイクルに持ち越される排気の量（以下「吹返ガス量」という。）は、筒内に新たに吸入される空気の量に対して制御上無視することができないほどのものであり、高精度なエンジン制御を実現するうえでは、これを正確に評価することが必要とされる。

吹返ガス量をエンジン制御に反映させるためのものとして、新気割合を採用した次のような技術が知られている。すなわち、オーバーラップ期間の長さを算出するとともに、算出した長さに基づいて新気割合を算出し、この新気割合により吸入空気量を補正するものである（特許文献１）。
特開２００１−０５００９１号公報（段落番号００２９）

しかしながら、新気割合を採用する上記の技術には、次のような問題がある。すなわち、この技術は、オーバーラップ期間の長さと吹返ガス量との関係を新気割合により全体的な傾向として把握し、エンジン制御に反映させるものに過ぎない。このため、より精度の高いエンジン制御を実現するうえで、吹返ガス量が充分な精度で反映されるとは言い難いことである。

これに対し、吸気弁を通過する排気の流量をクランク角毎に算出するとともに、算出した流量をオーバーラップ期間全体に亘り積算する方法も考えられるが、この方法では、吹返ガス量の算出に要する演算負荷が大きく、電子制御ユニットの処理能力等の制約のもとでこれを実現するのは、実用上困難である。
以上の実情に鑑み、本発明は、より精度の高いエンジン制御の実現のため、演算負荷の少ない比較的に簡易、かつ実用的な方法により吹返ガス量を所要の精度で測定することを目的とする。

本発明は、エンジンの吹返ガス量測定装置を提供するものである。
本発明に係る装置は、吸気弁及び排気弁の弁開期間が互いに重なり合う運転条件が設定されたエンジンに適用されるものであり、吸気弁通過ガス量の特性を近似的に表す複数の特性線（すなわち、近似特性線）を算出し、算出した近似特性線を基礎とした計算により吹返ガス量を測定する。

本発明に係る装置は、好ましい形態において、各弁の弁開期間が重なり合う期間（すなわち、オーバーラップ期間）の前半における複数の時期、及びこれらの時期における吸気弁通過ガス量に基づいて、この前半の期間に吸気弁を通過するガスの流量に関する第１の近似特性線を算出するとともに、オーバーラップ期間の後半における複数の時期、及びこれらの時期における吸気弁通過ガス量に基づいて、この後半の期間に吸気弁を通過するガスの流量に関する第２の近似特性線を算出し、算出した第１の近似特性線及び第２の近似特性線に基づいて、オーバーラップ期間中に筒内から吸気通路に吹き返す排気の量である吹返ガス量を算出する。

本発明によれば、オーバーラップ期間を前半及び後半の期間に分け、吸気弁を通過するガスの流量を、前半の期間については第１の近似特性線により、後半の期間については第２の近似特性線により夫々近似したことで、これらの近似特性線に基づいて吹返ガス量を幾何学的に算出することが可能となる。このため、本発明によれば、近似特性線の算出及び算出した近似特性線を基礎とする幾何学的な計算により吹返ガス量を測定することができ、吹返ガス量の算出手順を簡易なものとして、少ない演算負荷で高精度なエンジン制御を実現することが可能となる。

本発明がオーバーラップ期間を前半及び後半に分け、それぞれの期間について吸気弁通過ガス量を近似するのは、次のような理由による。すなわち、前半の期間では、吸気弁の開弁に伴い筒内から吸気通路に向けて排気の吹き返しが生じる。前半における吹き返しの流量は、ピストンの上昇による筒内容積縮小の影響も相俟って増加する傾向にある。他方、排気弁閉時期に近い後半の期間では、排気弁の閉動作により排気ポートの開口面積が小さくなり、排気通路から筒内への排気の流入が収束に向かうことから、筒内圧力が急速に低下し、吹き返しの流量が減少する傾向に転じると考えられるからである。算出した吹返ガス量は、吸入空気量の検出又は点火時期の設定等、エンジン制御の基礎情報として広く適用することが可能であり、高精度なエンジン制御の実現に貢献する。

なお、本発明において、前半及び後半の期間は、オーバーラップ中の時期を区別するための概念的なものであり、オーバーラップ期間を必ずしも等分するものではない。

以下に図面を参照して、本発明の実施の形態について説明する。
図１は、本発明の一実施形態に係る火花点火エンジン（以下、単に「エンジン」という。）１の構成を示している。
エンジン１の吸気通路１０１には、スロットル弁１０２が設置されている。このスロットル弁１０２により吸気通路１０１に導入される空気の量を制御し、吸入空気量を制御することも可能であるが、本実施形態では、吸入空気量の制御を主に、後述する吸気弁１０４の作動特性の変更によることとし、スロットル弁１０２は、この作動特性の変更による制御の前提となる吸気圧力の制御に採用する。また、吸気通路１０１には、燃料供給用のインジェクタ１０３が設置されており、このインジェクタ１０３により、制御された吸入空気量のもとで所定の目標当量比を達成するのに必要な量の燃料が噴射される。吸気通路１０１のポート部１０１ａには、ポペット型の吸気弁１０４が設置されている。この吸気弁１０４は、その上方に配設された動弁装置（以下「吸気動弁装置」という。）１０５により駆動され、この吸気弁１０４の弁開期間に吸入空気及び燃料の混合気が筒内に導入される。本実施形態では、吸気動弁装置１０５により、吸気弁１０４の作動角（以下「吸気作動角」という。）及びリフト量、ならびに吸気作動角の中心位相（以下「作動中心角」という。）を連続的に変更することができる。

エンジン本体において、シリンダヘッドＨには、燃焼室の上部略中央に臨ませて点火プラグ１０６が設置されている。筒内に導入された混合気に対し、この点火プラグ１０６により点火が行われる。
燃焼後、発生した排気は、排気通路１０７に送り出される。排気通路１０７のポート部１０７ａには、ポペット型の排気弁１０８が設置されている。この排気弁１０８は、その上方に配設された他の動弁装置１０９により駆動され、この排気弁１０８の弁開期間に排気の送出が行われる。なお、本実施形態では、吸気弁１０４とは異なり、排気弁１０８の作動角、リフト量及び作動角の中心位相を一定のものとしているが、吸気動弁装置１０５と同様な構成のもの又は他の公知の可変動弁装置を採用して、作動角等を変更可能に構成してもよい。

吸気動弁装置１０５及びスロットル弁１０２、インジェクタ１０３、ならびに点火プラグ１０６の動作は、電子制御ユニットとして構成されるエンジンコントローラ（以下「ＥＣＵ」という。）２０１により制御される。ＥＣＵ２０１には、アクセルペダルの踏込量（アクセル開度ＡＰＯを示し、以下「アクセル操作量」という。）を検出するアクセルセンサ２１１の検出信号、及びクランク角センサ２１２からの単位クランク角毎及び基準クランク角毎の信号（ＥＣＵ２０１は、これに基づいてエンジン回転数ＮＥを算出する。）が入力されるとともに、吸気マニホールド内の圧力（以下「吸気圧力」という。）Ｐｉｎを検出する吸気圧力センサ２１３の検出信号、排気圧力Ｐｅｘを検出する排気圧力センサ２１４の検出信号、排気温度Ｔｅｘを検出する排気温度センサ２１５の検出信号、及びエンジン冷却水の温度を検出する冷却水温度センサ２１６の検出信号等が入力される。本実施形態において、排気圧力センサ２１４及び排気温度センサ２１５は、図示しない触媒の上流（たとえば、その入口付近）に設置される。ＥＣＵ２０１は、入力した各種の信号をもとに、吸気動弁装置１０５により吸気作動角及び作動中心角を、スロットル弁１０２によりスロットル開度を夫々制御するとともに、インジェクタ１０３の燃料噴射量及び点火プラグ１０６の点火時期を制御する。なお、本実施形態では、後述するように、吸気通路１０１に向けた吹き返しにより筒内に還流される排気の量（すなわち、吹返ガス量）を測定する機能を、ＥＣＵ２０１に持たせている。ＥＣＵ２０１は、吸気動弁装置１０５により制御された作動特性のもと、実際の吹返ガス量Ｍｉｆｂを測定するとともに、測定したＭｉｆｂをエンジン制御に反映させる。

図２は、本実施形態に係る吸気動弁装置１０５の構成を示している。
この吸気動弁装置１０５は、作動角変更機構Ａと中心角変更機構Ｂとを含んで構成される。
吸気弁１０４の上方に駆動軸１５１が気筒列方向に延在させて設置されており、この駆動軸１５１に揺動カム１５２が相対回転可能に取り付けられている。この揺動カム１５２は、吸気弁１０４のリフタ１４１と当接し、このリフタ１４１を介して吸気弁１０４を上下に駆動する。作動角変更機構Ａは、駆動軸１５１と揺動カム１５２とを繋ぐ後述するリンクの姿勢を変化させて、吸気作動角を変更するものである。他方、中心角変更機構Ｂは、駆動軸１５１のクランクシャフト（図示せず。）に対する位相を変化させることで、作動中心角を変更するものである。

ここで、前者の作動角変更機構Ａの作動原理について、図３を参照して説明する。
作動角変更機構Ａは、駆動軸１５１に固定された円形の偏心駆動カム１５３と、この偏心駆動カム１５３に相対回転可能に外嵌するリング状リンク１５４と、駆動軸１５１と平行に配設された制御軸１５５と、この制御軸１５５に固定された円形の偏心制御カム１５６と、この偏心制御カム１５６に相対回転可能に外嵌し、一端でリング状リンク１５４と連結するロッカーアーム１５７と、このロッカーアーム１５７を揺動カム１５２と連結するロッド状リンク１５８とを含んで構成される。制御軸１５５は、電磁アクチュエータ１６１がギア列１６２を駆動することにより回転する。

この作動角変更機構Ａの動作は、次のようである。クランクシャフトに連動して駆動軸１５１が回転すると、これに伴うリング状リンク１５４の往復動作に併せ、ロッカーアーム１５７が偏心制御カム１５６の軸心周りで揺動し、ロッド状リンク１５８により揺動カム１５２を駆動する。また、電磁アクチュエータ１６１により制御軸１５５を回転させることで、偏心制御カム１５６の軸心位置が変化し、ロッカーアーム１５７の回転中心が変位して、吸気作動角（及びリフト量）が連続的に変化する。このため、電磁アクチュエータ１６１により制御軸１５５を操作することで、吸気作動角を連続的に変更することができる。

なお、中心角変更機構Ｂには、駆動軸１５１のカムスプロケットに対する位相を変化させ得る、公知のいかなる可変動弁装置が採用されてもよい。本実施形態では、カムスプロケットと駆動軸１５１との間に中間ギアを介装して、これらの間にヘリカルギア列を形成し、中間ギアを前後させることにより駆動軸１５１の相対位相を変化させるものを採用している。

以下、本実施形態に係るＥＣＵ２０１の構成及びこれが行う制御（主に、吹返ガス量Ｍｉｆｂの測定）の内容について説明する。
ＥＣＵ２０１が行う制御は、簡単には次のようである。ＥＣＵ２０１は、アクセル操作量ＡＰＯ及びエンジン回転数ＮＥ等の運転条件に基づいてエンジン１が発生すべき目標トルクｔＴｅを演算及び設定するとともに、設定したｔＴｅに基づいて吸気動弁装置１０５及びスロットル弁１０２を作動させる。すなわち、ＥＣＵ２０１は、目標トルクｔＴｅを達成するのに必要な吸入空気量として目標新気量ｔＱｃｙｌを算出するとともに、算出したｔＱｃｙｌに基づいて吸気作動角及び作動中心角の各目標値を設定し、吸気動弁装置１０５を作動させる。ＥＣＵ２０１は、制御された作動特性のもと、吹返ガス量Ｍｉｆｂを算出して、これを考慮した実際の吸入空気量Ｑｃｙｌを検出するとともに、目標新気量ｔＱｃｙｌと検出したＱｃｙｌとの間に生じた乖離を、スロットル弁１０２の操作により吸気圧力を増減させて解消する。

次に、ＥＣＵ２０１のうち吹返ガス量Ｍｉｆｂの測定に関する部分の構成及びその動作について説明する。
図４は、オーバーラップ期間ＰＲＤＯＬ前後に亘る吸気弁１０４及び排気弁１０８のリフト量ＶＬＩＦＴｉ，ＶＬＩＦＴｅ、筒内圧力Ｐｃｙｌ、ならびに吸気弁１０４又は排気弁１０８を通過するガスの流量（すなわち、吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎ、排気弁通過ガス量ｄＭｅｘ）の変化を、クランク角θとの関係で示している。

図４を参照して、筒内に関するガスの出入りについて説明する。本実施形態では、吸入空気量の制御を主に吸気弁１０４の作動特性の変更によることとしており、加速時等の高負荷域での運転において、吸気作動角が拡大されるとともに、作動中心角が進角される。これにより吸気弁１０４及び排気弁１０８の弁開期間が互いに重なり合うオーバーラップ期間ＰＲＤＯＬが形成され、このオーバーラップ期間ＰＲＤＯＬにおいて、吸気弁開時期ＩＶＯに吸気弁１０４が開弁すると、これに伴い筒内から吸気通路１０１に向けて排気の吹き返しが生じる。この吸気通路１０１へ向けた排気の吹き返しは、筒内圧力Ｐｃｙｌが低下して、これが吸気圧力Ｐｉｎに一致するまで継続される。吹き返しにより吸気通路１０１に流出した排気は、吸気行程中に筒内に吸い戻され、次のサイクルに持ち越されることとなる。このように、排気の吹き返しにより次のサイクルにおける吸入空気量に吹返ガス量Ｍｉｆｂ（図４に斜線で示す。）に相当する分の減少を来すことから、高精度なエンジン制御を実現するうえでこの吹返ガス量Ｍｉｆｂの正確な評価が必要とされることは、既述の通りである。また、排気の吹き返しにより、いわゆる内部ＥＧＲの効果が得られ、上死点近傍における筒内温度に変化を来すことからも、吹返ガス量Ｍｉｆｂの正確な評価が必要とされる。

図５は、本実施形態に係る吹返ガス量Ｍｉｆｂの測定方法を示しており、図６は、吹返ガス量測定部の構成を機能ブロックにより示している。
図５を参照して、吹返ガス量Ｍｉｆｂの算出手順について説明する。本実施形態では、オーバーラップ期間ＰＲＤＯＬ中の吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎの特性を複数の近似特性線（本実施形態では、直線）Ｌ１，Ｌ２により近似し、得られた近似特性線Ｌ１，Ｌ２に基づいて、幾何学的な計算により吹返ガス量Ｍｉｆｂを測定する。すなわち、オーバーラップ期間ＰＲＤＯＬを前半と後半とに分け、前半の期間ＰＲＤＦＳＴにおける吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎの特性を近似的に表す第１の関数ｆｑｉｆを算出するとともに、後半の期間ＰＲＤＬＴＲにおける吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎの特性を近似的に表す第２の関数ｆｑｉｌを算出する。第１の関数ｆｑｉｆ及び第２の関数ｆｑｉｌにより表される各近似特性線Ｌ１，Ｌ２、ならびに流量＝０に相当する図５の横軸（「時間座標軸」に相当する。）が座標上に画成する部分ＡＥＣの面積を、オーバーラップ期間ＰＲＤＯＬ中に筒内から吸気通路１０１に吹き返す排気の量（すなわち、吹返ガス量）Ｍｉｆｂとして算出する。なお、図５において、点Ｅは、近似特性線Ｌ１，Ｌ２の交点である。

以下、図６を参照して、吹返ガス量測定部の構成及び動作について説明する。
ブロックＢ５０１では、吸気弁開時期ＩＶＯにおける筒内圧力（以下「ＩＶＯ時筒内圧力」という。）Ｐｃｉｖｏを算出する。本実施形態において、ＩＶＯ時筒内圧力Ｐｃｉｖｏは、平均排気圧力Ｐｅａｖｅに筒内における圧力脈動に対するトリミング値ＰＣＴＲＭを加算して算出する。なお、平均排気圧力Ｐｅａｖｅ及びトリミング値ＰＣＴＲＭの算出については、後述する。算出したＰｃｉｖｏは、第１の関数ｆｑｉｆを算出するブロックＢ５０２へ出力される。

Ｐｃｉｖｏ＝Ｐｅａｖｅ＋ＰＣＴＲＭ ・・・（１）
ブロックＢ５０２では、第１の関数ｆｑｉｆの算出のため、オーバーラップ期間の前半における点として予め定められた２つの点Ａ，Ｂの時期θ１，θ２、及びこれらの時期における吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎ_θ１，ｄＭｉｎ_θ２を算出する。本実施形態では、点Ａ，Ｂとして、吸気弁開時期ＩＶＯの点Ａと、この前半の期間ＰＲＤＦＳＴにおける所定の時期θ２の点Ｂとを採用する。一方の点Ａを吸気弁開時期ＩＶＯの点とするのは、吸気弁開時期ＩＶＯにおける吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎ_θ１が０であり、演算を簡素化し得るからである。他方の点Ｂは、吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎの変化にクランク角θに対する線形性が認められる範囲で任意の点を実験又はシミュレーションにより評価して決定する。本実施形態では、点Ｂとして、エンジン１の運転条件によらずこの線形性が充分な確からしさで認められる点（たとえば、ＩＶＯからＥＶＣまでの横軸上の線分を１つの辺として、この辺を１：３に内分する点）を実験により特定し、採用する。なお、吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎは、吸気ポート１０１ａの開口面積が小さい場合にこの開口面積に比例する特性を示すことから、実験等による方法に代え、吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎの線形性の評価に吸気弁１０４の作動特性を採用することができる。吸気弁１０４の弁プロフィールがクランク角θに対して直線的に増大する領域を特定し、この領域における吸気弁開時期ＩＶＯ以外の時期の点を、点Ｂに設定するのである。以下、第１の関数ｆｑｉｆの算出について項目毎に説明する。
（点Ａの特定）
点Ａの時期θ１（＝ＩＶＯ）では、吸気弁１０４が閉弁しているため、吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎ_θ１は、０である。
（点Ｂの特定）
点Ｂは、時期θ２が予め定められているため、この時期θ２における吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎ_θ２を算出することで特定される。

本実施形態において、時期θ２は、線分ＩＶＯ‐ＥＶＣを１：３に内分する点として、下式により与えられる。
θ２＝ＩＶＯ＋（ＥＶＣ−ＩＶＯ）／４ ・・・（２）
時期θ２では、筒内圧力Ｐｃｙｌを吸気弁開時期ＩＶＯにおけるもの、すなわち、ＩＶＯ時筒内圧力Ｐｃｉｖｏに等しいものとみなし得ることから、この近似のもと、吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎ_θ２を次式により求めることができる。なお、吸気ポート１０１ａの開口面積をＡＲＥＡｉｎと、既燃ガスのガス定数をＲｅｘと、筒内温度をＴｃｙｌとする。本実施形態では、時期θ２における筒内温度Ｔｃｙｌとして、排気温度センサ２１５により検出される排気温度Ｔｅｘを、吸気圧力Ｐｉｎとして、平均吸気圧力Ｐｉａｖｅを採用する。平均吸気圧力Ｐｉａｖｅは、吸気圧力センサ２１３により検出される瞬時吸気圧力を１サイクルに亘り平均して得られるものである。

（ｄＭｉｎ／ｄｔ）_θ２＝（ＡＲＥＡｉｎ×Ｐｃｉｖｏ／√（Ｒｅｘ×Ｔｃｙｌ））γ^１／２（２／（γ＋１））^{（γ＋１）／（２（γ−１））}×ＲＭＦ ・・・（３）
ＲＭＦ＝（Ｐｉａｖｅ／Ｐｃｉｖｏ）^１／γ｛（２γ／（γ−１））（１−（Ｐｉａｖｅ／Ｐｃｉｖｏ）^{（γ−１）／γ}）｝^１／２／（γ^１／２（２／（γ＋１））^{（γ＋１）／（２（γ−１））}） ・・・（４）
時期θ２における筒内圧力Ｐｃｙｌは、平均排気圧力Ｐｅａｖｅに等しいと近似しても相応の精度が得られることから、流量比ＲＭＦを示す式（４）において、Ｐｉａｖｅ／Ｐｃｉｖｏ＝Ｐｉａｖｅ／Ｐｅａｖｅ（＝Ｐｉｎ／Ｐｅｘ）とし、エンジン１の運転状態に対応させて予め作成されたマップ（図８）からの検索によりＲＭＦを算出してもよい。なお、流量比ＲＭＦは、実際の流量の音速時における流量に対する比である。

また、時期θ２における筒内圧力Ｐｃｉｖｏ、筒内温度Ｔｃｙｌ（＝Ｔｅｘ）及び比熱比γが運転条件毎に一定とみなし得ることから、式（３）を次のように整理することができる。
（ｄＭｉｎ／ｄｔ）_θ２＝Ｃａｉ（θ２−ＩＶＯ）^２×β ・・・（５）
β＝（Ｐｃｉｖｏ／√（Ｒｅｘ×Ｔｃｙｌ））γ^１／２（２／（γ＋１））^{（γ＋１）／（２（γ−１））}×ＲＭＦ ・・・（６）
ＡＲＥＡｉｎ＝Ｃａｉ（θ−ＩＶＯ）^２ ・・・（７）
なお、式（７）は、吸気弁開時期ＩＶＯの直後において、吸気弁１０４の弁プロフィールをクランク角θの二次関数とみなし得ることによるものである。
（近似特性線Ｌ１の算出）
以上から、近似特性線Ｌ１を表す第１の関数ｆｑｉｆは、２つの点Ａ（ＩＶＯ，０）及びＢ（θ２，ｄＭｉｎ_θ２）を通る直線の関数として、次式により求められる。

ｆｑｉｆ＝ｄＭｉｎ／ｄｔ
＝｛（ｄＭｉｎ_θ２−０）／（θ２−ＩＶＯ）｝（θ−ＩＶＯ）
＝Ａ×θ−Ａ×ＩＶＯ ・・・（８）
Ａ＝ｄＭｉｎ_θ２／（θ２−ＩＶＯ）
＝ｄＭｉｎ_θ２／｛ＩＶＯ＋（ＥＶＣ−ＩＶＯ）／４−ＩＶＯ｝
＝４ｄＭｉｎ_θ２／（ＥＶＣ−ＩＶＯ） ・・・（９）
ブロックＢ５０３では、第２の関数ｆｑｉｌの算出のため、オーバーラップ期間の後半における点として予め定められた２つの点Ｃ，Ｄの時期θ３，θ４、及びこれらの時期における吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎ_θ３，ｄＭｉｎ_θ４を算出する。本実施形態では、点Ｃ，Ｄとして、吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎが０となる時期θ３の点Ｃと、排気弁閉時期ＥＶＣ（＝θ４）の点Ｄとを採用する。一方の点Ｃを吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎが０となる時期θ３の点とするのは、筒内と吸気通路１０１との間におけるガスの出入りがなく、排気弁通過ガス量ｄＭｅｘと、筒内ガス量の単位時間当たりの変化量（すなわち、筒内ガス量変化分）ｄＭｃｙｌとが等しいものとおくことで、この時期θ３を容易に特定することができるからである。他方の点Ｄを排気弁閉時期ＥＶＣの点とするのは、排気弁閉時期ＥＶＣにおける排気弁通過ガス量ｄＭｅｘ_θ４が０であり、筒内ガス量変化分ｄＭｃｙｌの全てが筒内と吸気通路１０１との間におけるガスの出入りによるものと考えることで、この点Ｄの時期θ４における吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎ_θ４を気体の状態方程式に基づいて容易に算出することができるからである。以下、第２の関数ｆｑｉｌの算出について項目毎に説明する。
（点Ｃの特定）
点Ｃは、時期θ３における吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎ_θ３が０であることから、排気弁通過ガス量ｄＭｅｘと筒内ガス量変化分ｄＭｃｙｌとが等しくなる時期θ３を算出することで特定される。

吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎ_θ３が０であり、筒内と吸気通路１０１との間におけるガスの出入りがないことから、時期θ３では、筒内圧力Ｐｃｙｌが吸気圧力Ｐｉｎと等しいものと考えられる（図４）。このため、時期θ３における排気弁通過ガス量ｄＭｅｘ_θ３は、次式により求められる。なお、排気ポート１０７ａの開口面積をＡＲＥＡｅｘと、既燃ガスの比熱比をγとする。

（ｄＭｅｘ／ｄｔ）_θ３＝（ＡＲＥＡｅｘ×Ｐｅｘ／√（Ｒｅｘ×Ｔｅｘ））γ^１／２（２／（γ＋１））^{（γ＋１）／（２（γ−１））}×ＲＭＦ ・・・（１０）
ＲＭＦ＝（Ｐｉｎ／Ｐｅｘ）^１／γ｛（２γ／（γ−１））（１−（Ｐｉｎ／Ｐｅｘ）^{（γ−１）／γ}）｝^１／２／（γ^１／２（２／（γ＋１））^{（γ＋１）／（２（γ−１））}） ・・・（１１）
流量比ＲＭＦは、式（１１）から明らかなように吸気圧力Ｐｉｎと排気圧力Ｐｅｘとの比により定められるものであるので、本実施形態では、エンジン１の運転条件に対応させたＲＭＦのマップ（図８）を予め作成しておき、実際の運転に際してこのマップからの検索によりＲＭＦを算出する。

また、排気圧力Ｐｅｘ、排気温度Ｔｅｘ及び比熱比γが運転条件毎に一定とみなし得ることから、式（１０）を次のように整理することができる。
（ｄＭｅｘ／ｄｔ）_θ３＝Ｃａｅ（ＥＶＣ−θ３）^２×δ ・・・（１２）
δ＝（Ｐｅｘ／√（Ｒｅｘ×Ｔｅｘ））γ^１／２（２／（γ＋１））^{（γ＋１）／（２（γ−１））}×ＲＭＦ ・・・（１３）
ＡＲＥＡｅｘ＝Ｃａｅ（ＥＶＣ−θ）^２ ・・・（１４）
なお、式（１４）は、排気弁閉時期ＥＶＣの直前において、排気弁１０８の弁プロフィールをクランク角θの二次関数とみなし得ることによるものである。

筒内ガス量変化分ｄＭｃｙｌを表す式（１５）と、排気弁通過ガス量ｄＭｅｘを表す式（１２）とにより、（ｄＭｃｙｌ／ｄｔ）_θ３＝（ｄＭｅｘ／ｄｔ）_θ３とすることで、点Ｃの時期θ３を下式により求めることができる。なお、式（１５）の導出については、次の「点Ｄの特定」の項で示す。
ｄＭｃｙｌ／ｄｔ＝（６Ｎｅ／Ｒｅｘ×Ｔｃｙｌ）｛Ｖｃｙｌ×Ｃｐａ＋Ｐｃｙｌ（Ｃｖａ×θ＋Ｃｖｂ）｝ ・・・（１５）
（６Ｎｅ／（Ｒｅｘ×Ｔｅｘ））｛Ｖｃｙｌ_θ３×Ｃｐａ＋Ｐｉｎ（Ｃｖａ×θ３＋Ｃｖｂ））＝Ｃａｅ（ＥＶＣ−θ３）^２×δ ・・・（１６）
式（１６）は、（Ｖｃｙｌ_θ３／（Ｒｅｘ×Ｔｅｘ））×６Ｎｅ＝χ、（Ｐｉｎ／（Ｒｅｘ×Ｔｅｘ））×６Ｎｅ＝αとおくことで、次のように整理することができる。

χ×Ｃｐａ＋α（Ｃｖａ×θ３＋Ｃｖｂ）＝Ｃａｅ（ＥＶＣ−θ３）^２×δ ・・・（１７）
式（１７）がクランク角θに関する二次方程式であることから、これを解くことにより点Ｃの時期θ３が求められる。なお、θ３の算出において、Ｔｅｘとして平均排気温度Ｔｅａｖｅを、Ｐｅｘとして平均排気圧力Ｐｅａｖｅを、Ｐｉｎ（＝Ｐｃｙｌ）として平均吸気圧力Ｐｉａｖｅを採用する。本実施形態では、平均排気温度Ｔｅａｖｅとして、排気温度センサ２１５により検出される排気温度を採用する。
（点Ｄの特定）
点Ｄは、時期θ４が排気弁閉時期ＥＶＣとして予め定められているため、この時期θ４における吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎ_θ４を算出することで特定される。ｄＭｉｎ_θ４の算出は、この時期θ４における排気弁通過ガス量ｄＭｅｘ_θ４が０であることから、筒内ガス量変化分ｄＭｃｙｌを算出することによる。

筒内に関する状態量について、気体の状態方程式により次の関係が成立する。なお、筒内ガスの質量をＭ（＝Ｍｃｙｌ）と、筒内圧力をＰ（＝Ｐｃｙｌ）と、筒内容積をＶ（＝Ｖｃｙｌ）と、筒内ガスのガス定数をＲと、筒内温度をＴ（＝Ｔｃｙｌ）とする。
Ｍ＝ＰＶ／（ＲＴ） ・・・（１８）
式（１８）の両辺を微分することで、更に次の関係が得られる。

ｄＭ／ｄｔ＝ｄ（ＰＶ／ＲＴ）／ｄｔ
＝（Ｖ／ＲＴ）ｄＰ／ｄｔ＋（Ｐ／ＲＴ）ｄＶ／ｄｔ−（ＶＰ／ＴＲ^２）ｄＲ／ｄｔ−（ＶＰ／Ｔ^２Ｒ）ｄＴ／ｄｔ ・・・（１９）
排気弁閉時期ＥＶＣでは、筒内に吸い込まれるガスが主にその直前までに吸気通路１０１に吹き返した排気であると考えられることから、筒内温度Ｔ及びガス定数Ｒの変化が無視し得るほどであり（ｄＴ／ｄｔ＝０，ｄＲ／ｄｔ＝０）、かつガス定数Ｒが既燃ガスのもの（＝Ｒｅｘ）にほぼ等しいものと近似して、式（１９）を次のように整理することができる。

ｄＭ／ｄｔ＝（Ｖ／（Ｒｅ×Ｔ））Ｃｐａ×６Ｎｅ＋（Ｐ／（Ｒｅ×Ｔ））（ｄＶ／ｄθ）ｄθ／ｄｔ
＝（Ｖ／（Ｒｅ×Ｔ））Ｃｐａ×６Ｎｅ＋（Ｐ／（Ｒｅ×Ｔ））（ｄＶ／ｄθ）×６Ｎｅ ・・・（２０）
ｄＰ／ｄｔ＝（Ｐｃｅｖｃ−Ｐｃｉｖｏ）／（（ＥＶＣ−ＩＶＯ）×６０／３６０Ｎｅ）
＝（Ｐｃｅｖｃ−Ｐｃｉｖｏ）×６Ｎｅ／（ＥＶＣ−ＩＶＯ）
＝Ｃｐａ×６Ｎｅ ・・・（２１）
Ｃｐａ＝（Ｐｉａｖｅ−Ｐｃｉｖｏ）／（ＥＶＣ−ＩＶＯ） ・・・（２２）
ｄθ／ｄｔ＝３６０Ｎｅ／６０＝６Ｎｅ ・・・（２３）
なお、式（２１）は、筒内圧力Ｐｃｙｌがオーバーラップ期間ＰＲＤＯＬ全体に亘り吸気弁開時期ＩＶＯにおける圧力Ｐｃｉｖｏから排気弁閉時期ＥＶＣにおける圧力Ｐｃｅｖｃにまで直線的に低下するとの近似によるものである（図４に二点鎖線Ｐｃｙｌａｐｒで示す。）。なお、本実施形態では、排気弁閉時期ＥＶＣにおける筒内圧力として平均吸気圧力Ｐｉａｖｅを採用する。

また、排気弁閉時期ＥＶＣを含め、上死点付近では、筒内容積Ｖの単位時間当たりの変化量を一定とみなし得るので、式（２０）を次のように変形することができる。
ｄＶ／ｄθ＝Ｃｖａ×θ＋Ｃｖｂ ・・・（２４）
ｄＭ／ｄｔ＝（６Ｎｅ／ＲＴ）（Ｖ×Ｃｐａ＋Ｐ（Ｃｖａ×θ＋Ｃｖｂ）） ・・・（２５）
以上から、点Ｄ（θ４，ｄＭｉｎ_θ４）における吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎ_θ４は、次式により求められる。なお、排気弁閉時期ＥＶＣにおける筒内温度をＴｃｅｖｃとし、本実施形態では、このＴｃｅｖｃとして時期θ３における筒内温度、すなわち、平均排気温度Ｔｅａｖｅを採用する。時期θ３における筒内温度Ｔｃｙｌ_θ３は、平均排気温度Ｔｅａｖｅによる近似のほか、筒内における発熱量と放熱量との熱収支を考慮して、次のように推定することもできる。すなわち、目標当量比等に基づいて定常運転下での筒内平衡温度ＴＥＱＥＶＣを算出し、この筒内平衡温度ＴＥＱＥＶＣの変化に対して遅れを持たせて実際の筒内温度Ｔｃｙｌ_θ３を推定するのである（Ｔｃｙｌ_θ３＝Ｔｃｙｌ_−１＋（ＴＥＱＥＶＣ−Ｔｃｙｌ_−１）×ＫＴ：前のサイクルにおける筒内温度Ｔｃｙｌ_θ３をＴｃｙｌ_−１とし、ＫＴは、遅れを定める定数である。）。

（ｄＭｉｎ／ｄｔ）_θ４＝（ｄＭｃｙｌ／ｄｔ）_{θ４＝ＥＶＣ}
＝（６Ｎｅ／（Ｒｅｘ×Ｔｃｅｖｃ））｛Ｖｃｅｖｃ×Ｃｐａ＋Ｐｉａｖｅ（Ｃｖａ×ＥＶＣ＋Ｃｖｂ）｝ ・・・（２６）
（近似特性線Ｌ２の算出）
以上から、近似特性線Ｌ２を表す第２の関数ｆｑｉｌは、２つの点Ｃ（θ３，０）及びＤ（θ４，ｄＭｉｎ_θ４）を通る直線の関数として、式（２３）を考慮して次式により求められる。

ｆｑｉｌ＝ｄＭｉｎ／ｄθ
＝｛（ｄＭｉｎ_ＥＶＣ−０）／（ＥＶＣ−θ３）｝（θ−θ３）
＝Ｂ×θ−Ｂ×θ３ ・・・（２７）
Ｂ＝ｄＭｉｎ_ＥＶＣ／（ＥＶＣ−θ３） ・・・（２８）
ブロックＢ５０４では、以上のように算出した第１及び第２の関数ｆｑｉｆ，ｆｑｉｌに基づいて、オーバーラップ期間ＰＲＤＯＬ中に筒内から吸気通路１０１に吹き返す排気の量（すなわち、吹返ガス量）Ｍｉｆｂを算出する。本実施形態において、吹返ガス量Ｍｉｆｂは、第１及び第２の関数ｆｑｉｆ，ｆｑｉｌにより表される近似特性線Ｌ１，Ｌ２が横軸との間に画成する三角形ＡＥＣの面積として、次式により算出される。なお、近似特性線Ｌ１，Ｌ２の交点を点Ｅとし、この点Ｅの座標を（θ５，ｄＭｉｎ_θ５）とする。

θ５＝（Ａ×ＩＶＯ−Ｂ×θ３）／（Ａ−Ｂ） ・・・（２９）
ｄＭｉｎ_θ５＝ｆｑｉｆ（θ＝θ５）
＝｛Ａ×Ｂ×（ＩＶＯ−θ３）｝／（Ａ−Ｂ） ・・・（３０）
Ｍｉｆｂ＝（（θ３−ＩＶＯ）／６Ｎｅ）×ｄＭｉｎ_θ５／２ ・・・（３１）
本実施形態では、ＥＣＵ２０１により「エンジンの吹返ガス量測定装置」が構成される。吹返ガス量測定部のうち、図６に示すブロックＢ５０２により「第１の特性線算出手段」としての機能が、同ブロックＢ５０３により「第２の特性線算出手段」としての機能が、同ブロックＢ５０４により「吹返ガス量算出手段」としての機能が実現される。また、本実施形態では、吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎの特性が第１の関数ｆｑｉｆにより表される特性から第２の関数ｆｑｉｌにより表される特性に移行する点Ｅの時期θ５を基準として、これよりも前半の期間ＰＲＤＦＳＴがオーバーラップ期間の前半に、それ以後の期間ＰＲＤＬＴＲがオーバーラップ期間の後半に相当する。

以上に説明したように、本実施形態によれば、オーバーラップ期間ＰＲＤＯＬを前半及び後半の期間ＰＲＤＦＳＴ，ＰＲＤＬＴＲに分け、オーバーラップ期間中に吸気弁１０４を通過するガスの流量を第１及び第２の関数ｆｑｉｆ，ｆｑｉｌにより表される２つの近似特性線Ｌ１，Ｌ２により近似したことで、これらの近似特性線Ｌ１，Ｌ２に基づいて、吹返ガス量Ｍｉｆｂを幾何学的に算出することができる。このため、演算負荷を軽減し得る簡素な算出手順により、比較的に高い精度で吹返ガス量Ｍｉｆｂを測定し、これをエンジン制御に反映させることができる。また、本実施形態によれば、前半及び後半の期間ＰＲＤＦＳＴ，ＰＲＤＬＴＲにおける吸気弁通過ガス量ｄＭｉｎをいずれも直線により近似したことで、演算をより簡易なものとして、演算負荷を実用的な範囲に抑えることができる。
（ＩＶＯ時筒内圧力Ｐｃｉｖｏの算出）
ＩＶＯ時筒内圧力Ｐｃｉｖｏは、平均排気圧力Ｐｅａｖｅに筒内における圧力脈動に対するトリミング値ＰＣＴＲＭを加算して算出する。

Ｐｃｉｖｏ＝Ｐｅａｖｅ＋ＰＣＴＲＭ ・・・（３２）
本実施形態では、平均排気圧力Ｐｅａｖｅとして、排気圧力センサ２１４の出力として得られる瞬時排気圧力を１サイクルに亘り平均したものを採用する。なお、平均排気圧力Ｐｅａｖｅは、排気ポート１０７ａにおける排気圧力を簡易に把握し得るものとして採用するものである。このため、排気圧力センサ２１４の上流に熱容量が比較的に小さい、いわゆるプレ触媒が設置されたエンジンでは、排気がこのプレ触媒を通過する際の圧損分を考慮する。たとえば、触媒の入口部における流れを乱流と、触媒内における流れを層流と仮定して、プレ触媒を通過する際の圧損分を乱流圧力損失項及び層流圧力損失項との合計として算出し、基準となる排気圧力（本実施形態では、排気圧力センサ２１４により検出される排気圧力）にこの圧損分を加算する。
（筒内圧力のトリミング値ＰＣＴＲＭの算出）
本実施形態において、筒内圧力のトリミング値（以下「圧力トリミング値」という。）ＰＣＴＲＭは、エンジン回転数ＮＥ及びクランク角θに対応させて予め作成した脈動値マップを検索することにより算出する。ＥＣＵ２０１には、この脈動値マップとして、低負荷時に対応させて作成した低負荷時脈動値マップ（図７（ａ））と、高負荷時に対応させて作成した高負荷時脈動値マップ（図７（ｂ））とが記憶されており、各マップには、脈動値として、平均排気圧力に対する筒内の相対圧力が記憶されている。ＥＣＵ２０１は、実際のエンジン回転数ＮＥ及び吸気弁開時期ＩＶＯにより各マップを検索して低負荷時脈動値ＰＣＴＲＭＬ及び高負荷時脈動値ＰＣＴＲＭＨを算出し、得られたＰＣＴＲＭＬ，ＰＣＴＲＭＨに基づいて、実際の充填効率ＩＴＡＣ（すなわち、負荷）による補間計算（たとえば、一次補間）をして圧力トリミング値ＰＣＴＲＭを算出する。

以上では、本発明を、いわゆるポート噴射式の内燃機関に適用した場合について説明したが、本発明は、これに限らず、直噴式の内燃機関（たとえば、直噴ガソリンエンジン）に適用することもできる。

本発明の一実施形態に係るエンジンの構成 同上エンジンの吸気動弁装置の構成 同上吸気動弁装置の作動角変更機構の構成 オーバーラップ期間前後に亘る吸気弁通過ガス量及び排気弁通過ガス量の変化 本発明の一実施形態に係る吹返ガス量の算出方法 同上実施形態に係るエンジンコントローラの吹返ガス量測定部の構成 圧力トリミング値算出のための脈動値マップ 運転状態毎に設けられる流量比テーブルの一例

符号の説明

１…エンジン、１０１…吸気通路、１０２…スロットル弁、１０３…インジェクタ、１０４…吸気弁、１０５…吸気動弁装置、１０６…点火プラグ、１０７…排気通路、１０８…排気弁、１５１…駆動軸、１５２…揺動カム、１５３…偏心駆動カム、１５４…リング状リンク、１５５…制御軸、１５６…偏心制御カム、１５７…ロッカーアーム、１５８…ロッド状リンク、１６１…電磁アクチュエータ、１６２…ギア列、２０１…エンジンコントローラ、２１１…アクセルセンサ、２１２…クランク角センサ、Ａ…吸気動弁装置１０５の作動角変更機構、Ｂ…吸気動弁装置、１０５の中心角変更機構。

Claims (14)

1. 吸気弁及び排気弁の弁開期間が互いに重なり合う運転条件が設定されたエンジンの吹返ガス量測定装置であって、
   前記弁開期間が重なり合うオーバーラップ期間の前半における複数の時期、及びこれらの時期における吸気弁通過ガス量に基づいて、この前半の期間に前記吸気弁を通過するガスの流量に関する第１の近似特性線を算出する第１の特性線算出手段と、
   前記オーバーラップ期間の後半における複数の時期、及びこれらの時期における吸気弁通過ガス量に基づいて、この後半の期間に前記吸気弁を通過するガスの流量に関する第２の近似特性線を算出する第２の特性線算出手段と、
   前記第１の特性線算出手段により算出された第１の近似特性線、及び前記第２の特性線算出手段により算出された第２の近似特性線に基づいて、前記オーバーラップ期間中に筒内から吸気通路に吹き返す排気の量である吹返ガス量を算出する吹返ガス量算出手段と、を含んで構成されるエンジンの吹返ガス量測定装置。
2. 前記吹返ガス量算出手段は、前記吹返ガス量として、前記第１及び第２の近似特性線が流量＝０に相当する時間座標軸との間に画成する面積を算出する請求項１に記載のエンジンの吹返ガス量測定装置。
3. 前記第１の近似特性線の算出に関する前記複数の時期に吸気弁開時期が含まれる請求項１又は２に記載のエンジンの吹返ガス量測定装置。
4. 前記第１の近似特性線の算出に関する前記複数の時期に、吸気弁開時期及び排気弁閉時期により両端が定められる時間座標軸上の線分を１：３に内分する点の時期が含まれる請求項１〜３のいずれかに記載のエンジンの吹返ガス量測定装置。
5. 前記第１の特性線算出手段は、筒内圧力、吸気圧力及び前記吸気弁の作動特性に応じた吸気ポートの開口面積に基づいて、前記内分する点における吸気弁通過ガス量を算出する請求項４に記載のエンジンの吹返ガス量測定装置。
6. 前記第１の特性線算出手段は、前記内分する点における吸気弁通過ガス量の算出において、筒内圧力を吸気弁開時期における筒内圧力により近似する請求項５に記載のエンジンの吹返ガス量測定装置。
7. 前記第１の特性線算出手段は、前記内分する点における吸気弁通過ガス量の算出において、前記オーバーラップ期間の前半における吸気ポートの開口面積をクランク角に対する二次関数により近似する請求項５又は６に記載のエンジンの吹返ガス量測定装置。
8. 前記第２の近似特性線の算出に関する前記複数の時期に、前記第２の近似特性線が流量＝０に相当する時間座標軸と交差する点の時期が含まれる請求項１〜７のいずれかに記載のエンジンの吹返ガス量測定装置。
9. 前記第２の特性線算出手段は、前記交差する点の時期として、排気通路から筒内に吹き返す排気の量が、筒内ガス量の単位時間当たりの変化量である筒内ガス量変化分と一致する時期を算出する請求項８に記載のエンジンの吹返ガス量測定装置。
10. 前記第２の特性線算出手段は、前記交差する点の時期の算出において、筒内圧力を平均吸気圧力により近似する請求項９に記載のエンジンの吹返ガス量測定装置。
11. 前記第２の特性線算出手段は、前記交差する点の時期の算出において、前記オーバーラップ期間の後半における排気ポートの開口面積をクランク角に対する二次関数により近似する請求項９又は１０に記載のエンジンの吹返ガス量測定装置。
12. 前記第２の近似特性線の算出に関する前記複数の時期に排気弁閉時期が含まれる請求項１〜１１のいずれかに記載のエンジンの吹返ガス量測定装置。
13. 前記第２の特性線算出手段は、排気弁閉時期における吸気弁通過ガス量として、排気弁閉時期における筒内ガス量変化分を算出する請求項１２に記載のエンジンの吹返ガス量測定装置。
14. 吸気弁及び排気弁の弁開期間が互いに重なり合う運転条件が設定されたエンジンの吹返ガス量測定装置であって、
    前記弁開期間が重なり合うオーバーラップ期間の前半における吸気弁通過ガス量の特性をクランク角に対して減少する特性の関数により近似して、この前半の期間における吸気弁通過ガス量に関する第１の近似特性線を算出する第１の特性線算出手段と、
    前記オーバーラップ期間の後半における吸気弁通過ガス量の特性をクランク角に対して増加する特性の関数により近似して、この後半の期間における吸気弁通過ガス量に関する第２の近似特性線を算出する第２の特性線算出手段と、
    前記第１の特性線算出手段により算出された第１の近似特性線、及び前記第２の特性線算出手段により算出された第２の近似特性線に基づいて、前記オーバーラップ期間中に筒内から吸気通路に吹き返す排気の量である吹返ガス量を算出する吹返ガス量算出手段と、を含んで構成されるエンジンの吹返ガス量測定装置。

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