JP2007278083A - Intake control device for internal combustion engine - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、エンジン(内燃機関)の吸気制御装置に関し、特に、スロットル制御において応答性を改善した技術に関する。 The present invention relates to an intake control device for an engine (internal combustion engine), and more particularly to a technique for improving responsiveness in throttle control.
従来、一般的な内燃機関(ガソリンエンジン)では、スロットル弁によって吸入空気量を制御しているが、スロットル弁による絞り損失を無くし、燃費向上を図るため、吸気弁の作動特性(バルブタイミング、リフト量)を可変制御することによって、吸入空気量を制御するものがある。
ただし、乗用車等でブレーキの負圧源やパージガス、ブローバイガスを吸気系に吸引するため吸気負圧を要する場合は、スロットル弁を備えて所定条件で吸気負圧を発生させる必要があり、また、低負荷域では、吸気弁による空気量制御が難しくなるため、スロットル弁による制御に切り換えるようにしたものがある。
Conventionally, in general internal combustion engines (gasoline engines), the intake air amount is controlled by a throttle valve. However, in order to eliminate the throttle loss caused by the throttle valve and improve fuel efficiency, the operating characteristics of the intake valve (valve timing, lift) Some control the intake air amount by variably controlling the amount.
However, if the intake negative pressure is required to suck the brake negative pressure source, purge gas, blow-by gas into the intake system in a passenger car etc., it is necessary to provide a throttle valve to generate the intake negative pressure under predetermined conditions, In the low load range, since it is difficult to control the air amount by the intake valve, there is a switch to control by the throttle valve.
しかし、スロットル弁制御による空気量制御は、マニホールド容積、シリンダまでの輸送遅れに伴い吸気弁による空気量制御に比較して応答遅れが大きく、高応答なトルク制御を行えなかった。
上記に鑑み、特許文献1には、スロットル開度を入力としエンジントルクを出力とする吸気系モデルを構築し、目標トルクを得る目標スロットル開度を、吸気系モデルの伝達関数における各係数の値を同定しつつ算出して、高応答なトルク制御を図った技術が開示されている。
In view of the above,
特許文献1は、MRACSと称される手法をエンジンに適用したものであり、目標エンジントルクまたはエンジントルクに見合った目標シリンダ充填空気量を、物理現象を考慮しない一般的な伝達関数の係数を同定して直接求める算出方式であるが、エンジンに適用した場合、運転状態の変化に追従して係数を同定させることが、実質的には困難であり、かかるフィードフォワード制御での精度バラツキを補うためフィードバック制御を併用する必要もあり、極めて複雑な制御となって実用性に乏しいものであった。
本発明は、このような従来の課題に着目してなされたもので、物理現象を考慮したスロットル制御伝達関数モデルにおける中間パラメータを制御することにより、高応答なトルク制御を実現できる内燃機関の吸気制御装置を提供することを目的とする。 The present invention has been made by paying attention to such a conventional problem. By controlling intermediate parameters in a throttle control transfer function model in consideration of physical phenomena, an intake air of an internal combustion engine that can realize high-response torque control. An object is to provide a control device.
このため本発明は、
機関運転状態に基づいて、吸気行程相当のシリンダ実効容積を算出するシリンダ実効容積算出手段と、
前記シリンダ実効容積に基づいて、現状のシリンダ吸気量推定値としての仮想シリンダ吸気量を算出する仮想シリンダ吸気量算出手段と、
前記仮想シリンダ吸気量に基づいて、スロットル弁を制御するスロットル制御手段と、
を含んで構成した。
For this reason, the present invention
Cylinder effective volume calculation means for calculating a cylinder effective volume corresponding to the intake stroke based on the engine operating state;
Virtual cylinder intake air amount calculating means for calculating a virtual cylinder intake air amount as a current cylinder intake air amount estimated value based on the cylinder effective volume;
Throttle control means for controlling a throttle valve based on the virtual cylinder intake air amount;
Constructed including.
シリンダ実効容積を算出し、該シリンダ実効容積に基づいて現状のスロットル開度における仮想シリンダ吸気量を推定演算しつつ、該仮想シリンダ吸気量に基づいてスロットル開度を制御する。
したがって、前記仮想シリンダ吸気量に基づいて、マニホールド容積による遅れを補償して所望の応答で目標とするシリンダ吸気量が得られるように目標スロットル開度を逆算しつつ高応答なトルク制御を実現することができる。
The cylinder effective volume is calculated, and the throttle opening is controlled based on the virtual cylinder intake amount while estimating and calculating the virtual cylinder intake amount at the current throttle opening based on the cylinder effective volume.
Therefore, based on the virtual cylinder intake amount, highly responsive torque control is realized while calculating back the target throttle opening so as to compensate for the delay due to the manifold volume and obtain the target cylinder intake amount with a desired response. be able to.
また、スロットル弁以外の吸気弁の作動角やリフト量あるいは作動角中心位相を可変として吸気量制御する可変動弁機構を備えたものにおいて、該可変動弁機構の作動の有無に関わらず、所望の応答でトルク制御を実現できる。ただし、このような可変動弁機構を備えない内燃機関においてもシリンダ実効容積を算出して本発明を適用できる。
さらに、運転状態によらず、所望のトルク応答特性を得ることができる。
In addition, a variable valve mechanism that controls the intake air amount by changing the operating angle, lift amount, or operating angle center phase of the intake valves other than the throttle valve is desired regardless of whether the variable valve mechanism is operated or not. Torque control can be realized with this response. However, even in an internal combustion engine that does not include such a variable valve mechanism, the present invention can be applied by calculating the cylinder effective volume.
Furthermore, a desired torque response characteristic can be obtained regardless of the operating state.
以下、本発明の実施形態を、図面を参照して詳細に説明する。
図1は、エンジン(内燃機関)の構成図である。
エンジン1の各気筒のピストン51により画成される燃焼室52には、点火栓53を囲むように、吸気弁54及び排気弁55を備えている。吸気は吸気通路56を通って吸気弁54から燃焼室52内に吸入され、該吸気通路56の途中にマニホールド部(吸気マニホールド)57が配設されている。燃焼室52内の排気は、排気弁55から排気通路58を通って排出される。
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described in detail with reference to the drawings.
FIG. 1 is a configuration diagram of an engine (internal combustion engine).
The
吸気弁54は、バルブ作動特性を可変な可変動弁機構100により制御される。前記可変動弁機構は、後述するように吸気弁54の作動角である吸気作動角及びバルブリフト量を連続的に変更する作動角変更機構10と、吸気作動角の中心位相である吸気中心位相を連続的に変更する位相角変更機構20とで構成される。排気弁55については、本実施形態では弁特性を固定とするが、吸気弁同様に可変動弁装置によって弁特性を可変な構成としてもよい。
The
吸気通路56には、マニホールド部57の上流に、電制スロットル弁59が設けられている。吸気通路56にはまた、各気筒毎の吸気ポート部分に、電磁式の燃料噴射弁60が設けられている。
ここにおいて、点火栓53、可変動弁装置100(作動角変更機構10、位相角変更機構20)、電制スロットル弁59および燃料噴射弁60の作動は、コントロールユニット(ECU)61により制御される。
In the
Here, the operation of the
このECU61には、エンジン回転に同期してクランク角信号を出力することによりクランク角位置θと共にエンジン回転速度Neを検出可能なクランク角センサ62、アクセル開度(アクセルペダル踏込み量)を検出するアクセルペダルセンサ63、吸気通路56のスロットル弁59上流にてマニホールド部57へ流入する空気流量を計測する熱線式のエアフローメータ64、マニホールド部57内の温度(吸気温度)を検出する吸気温度センサ65等からの信号が入力される。
The
燃料噴射弁60の燃料噴射時期及び燃料噴射量は、エンジン運転条件に基づいて制御するが、燃料噴射量は、後述のごとく制御されるシリンダ吸入空気量に対し、所望の空燃比となるように制御する。
点火栓53による点火時期は、エンジン運転条件に基づいて、MBT(トルク上の最適点火時期)又はノック限界に制御する。
The fuel injection timing and the fuel injection amount of the
The ignition timing by the
図2は、上記作動角変更機構を示している。各気筒には一対の吸気弁54が設けられ、これら吸気弁54の上方には中空状の吸気駆動軸3が気筒列方向に延在している。吸気駆動軸3には、吸気弁54のバルブリフタ54aに当接して吸気弁54を開閉駆動する揺動カム4が相対回転可能に外嵌している。
吸気駆動軸3と揺動カム4との間には、吸気弁2の作動角である吸気作動角及びバルブリフト量を連続的に変更する電動式の作動角変更機構10が設けられている。吸気駆動軸3の一端部には、図外のクランクシャフトに対する吸気駆動軸3の位相を変化させることにより、上記吸気作動角の中心位相である吸気中心位相を連続的に変更する電動式の位相変更機構20が配設されている。
FIG. 2 shows the operating angle changing mechanism. Each cylinder is provided with a pair of
Between the
作動角変更機構10は、図2及び図3に示すように、吸気駆動軸3に偏心して固定的に設けられる円形の駆動カム11と、この駆動カム11に相対回転可能に外嵌するリング状リンク12と、吸気駆動軸3と略平行に気筒列方向へ延びる制御軸13と、この制御軸13に偏心して固定的に設けられた円形の制御カム14と、この制御カム14に相対回転可能に外嵌するとともに、一端がリング状リンク12の先端に連結されたロッカアーム15と、このロッカアーム15の他端と揺動カム4とに連結されたロッド状リンク16と、を有している。制御軸13は、電動アクチュエータ17によりギヤ列18を介して所定の制御範囲内で回転駆動される。
As shown in FIGS. 2 and 3, the operating
上記の構成により、クランクシャフトに連動して吸気駆動軸3が回転すると、駆動カム11を介してリング状リンク12がほぼ並進移動するとともに、ロッカアーム15が制御カム14の軸心周りに揺動し、ロッド状リンク16を介して揺動カム4が揺動して吸気弁2が開閉駆動される。
また、制御軸13の回転角度を変化させることにより、ロッカアーム15の揺動中心となる制御カム14の軸心位置が変化して揺動カム4の姿勢が変化する。これにより、吸気中心位相が略一定のままで、吸気作動角及びバルブリフト量が連続的に変化する。
With the above configuration, when the
Further, by changing the rotation angle of the
このような作動角変更機構10は、駆動カム11の軸受部分や制御カム14の軸受部分等の各部材の連結部分が面接触となっているため、潤滑が行い易く、耐久性,信頼性に優れている。また、吸気弁2を駆動する揺動カム4が吸気駆動軸3と同軸上に配置されているため、例えば揺動カムを吸気駆動軸3とは異なる別の支軸で支持するような構成に比して、制御精度に優れているとともに、装置自体がコンパクトなものとなり、機関搭載性に優れている。特に直動式の動弁系には、大きなレイアウトの変更を加えることなく適用することができる。更に、リターンスプリング等の付勢手段を敢えて必要としないために、動弁系のフリクションも低く抑制される。
In such an operating
図4は、電動式の位相変更機構20を示している。この位相変更機構20は、クランクシャフトと同期して回転するカムスプロケット25に固定され、このカムスプロケット25と一体的に回転する第1回転体21と、ボルト22aにより吸気駆動軸3の一端に固定され、この吸気駆動軸3と一体的に回転する第2回転体22と、ヘリカルスプライン26により第1回転体21の内周面と第2回転体22の外周面とに噛合する筒状の中間ギア23と、を有している。
FIG. 4 shows an electric
この中間ギア23には3条ネジ28を介してドラム27が連結されており、このドラム27と中間ギア23との間にねじりスプリング29が介装されている。中間ギア23は、ねじりスプリング29によって遅角方向(図3の左方向)へ付勢されており、電磁リターダ24に電圧を印加して磁力を発生すると、ドラム27及び3条ネジ28を介して進角方向(図3の右方向)へ動かされる。この中間ギア23の軸方向位置に応じて、回転体21,22の相対位相が変化して、クランクシャフトに対する吸気駆動軸3の位相が変化する。
A
上記の電磁リターダ24は、下記するECU61からの制御信号により機関運転状態に応じて駆動制御される。
図5は、上記ECU61においてなされるスロットル弁59による吸入空気量制御のメインブロック図を示す。
シリンダ実効容積算出部は、機関1の運転状態および前記吸気弁54の作動特性(特にバルブタイミング)によって、シリンダの吸気行程相当のシリンダ実効容積を算出する。
The
FIG. 5 shows a main block diagram of intake air amount control by the
The cylinder effective volume calculation unit calculates the cylinder effective volume corresponding to the intake stroke of the cylinder according to the operating state of the
仮想吸気圧算出部は、スロットル弁の目標開口面積に基づいて、吸気系の内部モデルを用いて現在の吸気圧(マニホールド内圧)推定値である仮想吸気圧を算出する。
仮想シリンダ吸気量算出部は、前記シリンダ実効容積と仮想吸気圧に基づいて、現在のシリンダ吸気量の推定値である仮想シリンダ吸気量を算出する。
一方、目標シリンダ空気量算出部は、アクセル開度APO、機関回転速度Ne等に基づいて、目標トルク相当の目標シリンダ空気量を算出する。
The virtual intake pressure calculation unit calculates a virtual intake pressure that is an estimated value of the current intake pressure (manifold internal pressure) using an internal model of the intake system based on the target opening area of the throttle valve.
The virtual cylinder intake amount calculation unit calculates a virtual cylinder intake amount that is an estimated value of the current cylinder intake amount based on the cylinder effective volume and the virtual intake pressure.
On the other hand, the target cylinder air amount calculation unit calculates a target cylinder air amount corresponding to the target torque based on the accelerator opening APO, the engine speed Ne, and the like.
目標吸気圧算出部は、前記現在のシリンダ実効容積において、目標シリンダ吸気量を実現するための目標吸気圧を算出する。
時定数算出部は、運転性その他の要求に応じて、目標吸気圧を目標とする応答で実現するための規範応答時定数τpmを算出する。
目標吸気圧変化量算出部は、目標吸気圧と仮想吸気圧との偏差と規範応答時定数τpmとに基づいて、目標吸気圧変化量を算出する。
The target intake pressure calculation unit calculates a target intake pressure for realizing a target cylinder intake amount in the current cylinder effective volume.
The time constant calculation unit calculates a reference response time constant τ pm for realizing the target intake pressure with a target response according to the drivability and other requirements.
The target intake pressure change amount calculation unit calculates the target intake pressure change amount based on the deviation between the target intake pressure and the virtual intake pressure and the reference response time constant τ pm .
目標吸気量変化量算出部は、前記目標吸気圧変化量を目標吸気量変化量(質量変化量)に換算する。
前記仮想シリンダ吸気量(時間当たりの量に換算)に前記目標吸気量変化量を加算することで、スロットル弁を通過する時間当たりの目標吸気量を算出する。
目標開口面積算出部は、前記目標吸気量に基づいてスロットル弁59の目標開口面積を算出する。
The target intake air amount change amount calculation unit converts the target intake air pressure change amount into a target intake air amount change amount (mass change amount).
The target intake air amount per time passing through the throttle valve is calculated by adding the target intake air amount change amount to the virtual cylinder intake air amount (converted into an amount per hour).
The target opening area calculation unit calculates the target opening area of the
目標開度算出部は、前記目標開口面積をスロットル弁59の目標開度に変換する。
スロットル弁制御部は、前記目標開度に基づいて、スロットル弁59を制御する。
次に、上記各算出部の詳細を説明する。
まず、シリンダ実効容積算出部の詳細を、図6に示すブロック図に基づいて説明する。
静的には、吸気弁閉時期IVCでのシリンダ容積から上死点TDCでのシリンダ容積を差し引いた値が行程容積であるが、実際には、吸気行程開始時期および終了時期は、それぞれ上死点TDC、吸気弁閉時期IVCに対してずれを生じる。
The target opening calculation unit converts the target opening area into the target opening of the
The throttle valve control unit controls the
Next, the detail of each said calculation part is demonstrated.
First, details of the cylinder effective volume calculation unit will be described based on the block diagram shown in FIG.
Statically, the stroke volume is a value obtained by subtracting the cylinder volume at the top dead center TDC from the cylinder volume at the intake valve closing timing IVC, but actually, the intake stroke start timing and end timing are respectively the top dead center. Deviation occurs at the point TDC and the intake valve closing timing IVC.
図7は、吸気行程時のバルブ特性、筒内圧力、吸気弁通過空気流量の変化の様子を示す。なお、吸気弁閉時期IVCは下死点後に制御される場合を示す。
図示のように、吸気弁閉時期IVCより前に、シリンダ内圧が吸気圧に達して断熱圧縮変化が開始、つまり吸気行程が終了する。この吸気弁閉時期IVCに対して実際の吸気行程が終了する時期の進み量は、エンジン回転速度Neが高いときほど、また、バルブリフト量が小さいときほど慣性の影響が大きくなって増大する。
FIG. 7 shows changes in valve characteristics, in-cylinder pressure, and intake valve passage air flow rate during the intake stroke. Note that the intake valve closing timing IVC is controlled after bottom dead center.
As shown in the figure, before the intake valve closing timing IVC, the cylinder internal pressure reaches the intake pressure and the adiabatic compression change starts, that is, the intake stroke ends. The advance amount of the timing at which the actual intake stroke ends with respect to the intake valve closing timing IVC increases as the engine rotational speed Ne increases and as the valve lift amount decreases, the influence of inertia increases.
そこで、図6において、まず、吸気弁開時期IVO、吸気弁閉時期IVCにより決定される吸気弁のバルブ特性から、バルブリフト量(最大リフト量)Ivを算出する。
次いで、前記進み量をIVCオフセット量として、エンジン回転速度Neとバルブリフト量をパラメータとするマップを設定し、該マップを参照してIVCオフセット量IVCOFSを求め、吸気弁閉時期IVCからIVCオフセット量IVCOFSを差し引いたクランク角位置を、吸気行程が終了する実効IVCとして算出する。
Therefore, in FIG. 6, first, the valve lift amount (maximum lift amount) Iv is calculated from the valve characteristics of the intake valve determined by the intake valve opening timing IVO and the intake valve closing timing IVC.
Next, a map using the advance amount as the IVC offset amount and the engine speed Ne and the valve lift amount as parameters is set, the IVC offset amount IVCOFS is obtained with reference to the map, and the IVC offset amount from the intake valve closing timing IVC is obtained. The crank angle position obtained by subtracting IVCOFS is calculated as the effective IVC at which the intake stroke ends.
一方、シリンダ内圧が吸気圧と一致して断熱膨張変化による吸気行程が開始する時期の吸気上死点TDCからのずれは、バルブオーバラップによる排気の吹き返しに起因する。すなわち、図7に示すように、バルブオーバラップ状態で吸気弁が開いてからシリンダ内圧は排気圧から徐々に低下して吸気上死点TDCより遅れて吸気圧PMANと等しくなり、この時点から断熱膨張による吸気行程が開始される。吸気弁開弁開始付近では開口面積が小さいためシリンダ内圧の低下は小さく、実質的な低下は、排気の吹き返し流量が最大となるオーバーラップ中心角O/LCA付近から始まる。シリンダ内圧が低下し始めてから実際の吸気行程が開始される時期(実効TDC)までの遅れ量は、エンジン回転速度Neが高くなるほど、また、バルブオーバラップ量(オーバーラップ開口面積)が小さくなるほど慣性の影響が大きくなってシリンダ内圧の低下度合いが鈍ることにより増大する。 On the other hand, the deviation from the intake top dead center TDC at the time when the intake pressure due to the adiabatic expansion starts when the cylinder internal pressure coincides with the intake pressure is caused by exhaust blowback due to valve overlap. That is, as shown in FIG. 7, after the intake valve opens in the valve overlap state, the cylinder internal pressure gradually decreases from the exhaust pressure and becomes equal to the intake pressure PMAN after the intake top dead center TDC. The intake stroke by expansion is started. Since the opening area is small in the vicinity of the start of the intake valve opening, the decrease in the cylinder internal pressure is small, and the substantial decrease starts from the vicinity of the overlap center angle O / LCA at which the exhaust blowback flow rate becomes maximum. The amount of delay from when the cylinder internal pressure begins to drop to when the actual intake stroke starts (effective TDC) increases as the engine speed Ne increases and as the valve overlap amount (overlap opening area) decreases. As the influence of the pressure increases, the decrease in the cylinder internal pressure increases.
そこで、図6に示すように、まず、吸気弁開時期IVO、吸気弁閉時期IVCを入力し、オーバーラップ中心角O/LCAを演算する。具体的には、吸気弁開時期IVO、吸気弁閉時期IVCにより決定される吸気弁のバルブ特性IVと既知の排気弁バルブ特性EVとに基づいて、両特性のリフト量が一致する点(交点)におけるクランク角を、オーバーラップ中心角O/LCAとして算出する。 Therefore, as shown in FIG. 6, first, the intake valve opening timing IVO and the intake valve closing timing IVC are input, and the overlap center angle O / LCA is calculated. Specifically, based on the valve characteristic IV of the intake valve determined by the intake valve opening timing IVO and the intake valve closing timing IVC, and the known exhaust valve valve characteristic EV, the lift amount of both characteristics matches (intersection point) ) Is calculated as the overlap center angle O / LCA.
次いで、オーバーラップ中心角O/LCAに対するオーバーラップ開口面積O/LA(=吸気弁開口面積=排気弁開口面積)を、予め設定したマップを参照して算出する。オーバーラップ中心角O/LCAが小さいとき(進角側にあるとき)ほどオーバーラップ開口面積O/LAは大きい特性を有している。
次いで、エンジン回転速度Neとオーバーラップ開口面積O/LAをパラメータとして、オーバーラップ中心角O/LCAから実効TDCまでの遅れ量をTDCオフセット量としたマップを設定しておき、該マップを参照してTDCオフセット量TDCOFSを求め、オーバーラップ中心角O/LCAにTDCオフセット量TDCOFSを加算したクランク角位置を実効TDCとして算出する。
Next, an overlap opening area O / LA (= intake valve opening area = exhaust valve opening area) with respect to the overlap center angle O / LCA is calculated with reference to a preset map. The overlap opening area O / LA has a larger characteristic as the overlap center angle O / LCA is smaller (when it is on the advance side).
Next, using the engine speed Ne and the overlap opening area O / LA as parameters, a map is set in which the delay amount from the overlap center angle O / LCA to the effective TDC is set as the TDC offset amount. Thus, the TDC offset amount TDCOFS is obtained, and the crank angle position obtained by adding the TDC offset amount TDCOFS to the overlap center angle O / LCA is calculated as the effective TDC.
そして、図6において、吸気弁開時期IVO、吸気弁閉時期IVC、実効TDCを入力して、吸気弁のバルブ特性から実効TDCにおけるシリンダ容積VETDCを、マップを参照して算出し、同じくIVO、IVC、実効IVCを入力して、実効IVCにおけるシリンダ容積VEIVCを、マップを参照して算出する。
前記シリンダ容積VEIVCからシリンダ容積VETDCを差し引いて、シリンダ実効容積VE(=VEIVC−VETDC)を算出する。
In FIG. 6, the intake valve opening timing IVO, the intake valve closing timing IVC, and the effective TDC are inputted, and the cylinder volume VETDC at the effective TDC is calculated from the valve characteristics of the intake valve with reference to the map. The IVC and effective IVC are input, and the cylinder volume VEIVC at the effective IVC is calculated with reference to the map.
By subtracting the cylinder volume VETDC from the cylinder volume VEIVC, a cylinder effective volume VE (= VEIVC-VETDC) is calculated.
次に、仮想吸気圧算出部の詳細を図8に基づいて説明する。
なお、図8の右上部分に、前記目標開口面積tAtvoに対し、スロットル弁59の作動遅れ補正処理{伝達関数e−Ls/(T1+1)}を施した、実開口面積Atvoにおけるマニホールド内圧PMを算出するマニホールドプラントのモデルが示されており、このマニホールドプラントのモデルを用いて、目標値に制御したときの予測値としての仮想値が算出される。以下、仮想値には、実際値に対して「’」を付して説明する。
Next, details of the virtual intake pressure calculation unit will be described with reference to FIG.
In the upper right part of FIG. 8, the manifold internal pressure P in the actual opening area Atvo is obtained by applying the operation delay correction process {transfer function e −Ls / (T 1 +1)} of the
前記目標開口面積算出部で算出されたスロットル弁59の目標開口面積tAtvoに対してスロットル弁からシリンダまでの遅れを補償するため一次遅れ補正処理{伝達関数:1/(T1s+1)}を施してtAtvoHとした後、次式によって、仮想吸気量QA’を算出する(伝達関数K1)。
A first order delay correction process {transfer function: 1 / (T 1 s + 1)} is applied to the target opening area tAtvo of the
PA:大気圧
PM:マニホールド内圧=吸気圧
tATVOH:一次遅れ補正後の目標開口面積
R:ガス定数
TA:大気温度=吸気温度
κ:比熱比
前記目標開口面積に基づいて算出されたスロットル弁を通過してマニホールドへ流入する時間当たりの吸気流量QA’と、後述するように算出されたマニホールドからの流出量、つまりシリンダへの時間当たりの流入量QE’との偏差(=QA’−QE’)を算出する。
P A : Atmospheric pressure P M : Manifold internal pressure = Intake pressure tA TVOH : Target opening area after first-order lag correction R: Gas constant T A : Atmospheric temperature = Intake temperature κ: Specific heat ratio Calculated based on the target opening area Deviation between the intake flow rate Q A ′ per time flowing through the throttle valve and flowing into the manifold, and the outflow amount from the manifold calculated as described later, that is, the inflow amount Q E ′ per time into the cylinder (= Q A '-Q E ') is calculated.
次に、前記吸気量偏差を、吸気圧変化量(ΔPM/Δt)’に換算する(伝達関数:K2)。
(ΔPM/Δt)’=RTA/VM・(QA’−QE’)・・・(2)
VM:マニホールド容積
前記吸気圧変化量(ΔPM/Δt)’を積分して、仮想吸気圧PM’を算出する(伝達関数:1/s)。
Next, the intake air amount deviation is converted into an intake pressure change amount (ΔP M / Δt) ′ (transfer function: K2).
(ΔP M / Δt) ′ = RT A / V M · (Q A ′ −Q E ′) (2)
V M : Manifold volume The intake air pressure change amount (ΔP M / Δt) ′ is integrated to calculate a virtual intake pressure P M ′ (transfer function: 1 / s).
次に、仮想シリンダ吸気量算出部について説明する。
前記仮想吸気圧PM’と、前記シリンダ実効容積VEとに基づいて、次式により1シリンダ当たりの仮想シリンダ吸気量QC’を算出する(伝達関数:K3)。
QC’=PM’・VE/(RTA)・・・(3)
次に、前記仮想シリンダ吸気量QCを、次式によって時間当たりの流量QEに換算する(伝達関数:K4)。
Next, the virtual cylinder intake air amount calculation unit will be described.
Based on the virtual intake pressure P M ′ and the cylinder effective volume VE, a virtual cylinder intake amount Q C ′ per cylinder is calculated by the following equation (transfer function: K3).
Q C '= P M' · VE / (RT A) ··· (3)
Next, the virtual cylinder intake air quantity Q C, is converted into the flow rate Q E per time by the following equation (transfer function: K4).
QE’=QC’・ncyl/2・Ne/60・・・(4)
ncyl:エンジンの総気筒数
この時間当たりの仮想シリンダ吸気量QE’が、上述したように、次回算出される吸気流量QA’との偏差の算出に用いられると共に、後述するように目標吸気量tQAの算出に用いられる。
Q E '= Q C ' · n cyl / 2 · Ne / 60 (4)
n cyl : Total number of cylinders of the engine The virtual cylinder intake amount Q E ′ per time is used for calculating the deviation from the next calculated intake flow rate Q A ′ as described above, and the target as described later. used for calculating the intake air amount tQ a.
次に、目標吸気圧算出部について説明する。
上述したように目標シリンダ吸気量算出部で算出された目標トルク相当の目標シリンダ吸気量tQCを、現在のシリンダ実効容積VEで実現するための目標吸気圧tPMを、次式によって算出する。
tPM=tQC・RTA/VE・・・(5)
次に、目標吸気圧変化量算出部について説明する。
Next, the target intake pressure calculation unit will be described.
The target cylinder intake air quantity tQ C of the target torque equivalent calculated by the target cylinder intake air quantity calculation section as described above, the target intake pressure tP M for realizing the current effective cylinder volume VE, calculated by the following equation.
tP M = tQ C · RT A / VE ··· (5)
Next, the target intake pressure change amount calculation unit will be described.
前記目標吸気圧tPMと仮想吸気圧PMとの偏差ΔPM(=tPM−PM)に基づき、規範応答時定数τpmで目標吸気圧tPMが実現されるように、目標吸気圧変化量t(ΔPM/Δt)を算出する(伝達関数:G=1/τpm)。
次に、目標吸気量変化量算出部について説明する。
吸気温度TA、マニホールド容積VM、ガス定数Rに基づいて、次式により、前記目標吸気圧変化量を目標吸気量変化量(質量変化量)t(ΔMM/Δt)に換算する(伝達関数:1/K2)。
Based on the deviation ΔP M (= tP M -P M ) between the target intake pressure tP M and virtual intake pressure P M, so that the target intake pressure tP M are realized nominal response time constant tau pm, the target intake pressure A change amount t (ΔP M / Δt) is calculated (transfer function: G = 1 / τ pm ).
Next, the target intake air amount change amount calculation unit will be described.
Based on the intake air temperature T A , the manifold volume V M , and the gas constant R, the target intake air pressure change amount is converted into a target intake air amount change amount (mass change amount) t (ΔM M / Δt) by the following equation (transmission) Function: 1 / K2).
t(ΔMM/Δt)=t(ΔPM/Δt)・VM/(RTA)・・・(6)
次に、目標吸気量算出部について説明する。
次式のように、前記仮想シリンダ吸気量QEに前記目標吸気量変化量t(ΔQA/Δt)を加算することで、スロットル弁を通過する時間当たりの目標吸気量tQAを算出する。
t (ΔM M / Δt) = t (ΔP M / Δt) · V M / (RT A ) (6)
Next, the target intake air amount calculation unit will be described.
As shown in the following equation, the target intake air amount tQ A per time passing through the throttle valve is calculated by adding the target intake air amount change amount t (ΔQ A / Δt) to the virtual cylinder intake air amount Q E.
tQA=QE+t(ΔQA/Δt)・・・(7)
次に、目標開口面積算出部について説明する。
前記目標吸気量tQAに基づいて、次式により、スロットル弁59の目標開口面積tATVOを算出する(伝達関数:1/K)。
tQ A = Q E + t (ΔQ A / Δt) (7)
Next, the target opening area calculation unit will be described.
Based on the target intake air amount tQ A , a target opening area tA TVO of the
目標開度算出部は、前記目標開口面積tATVOを、マップ若しくは演算式によってスロットル弁59の目標開度tTVOに換算する。
スロットル制御部は、前記目標開度tTVOに基づいてスロットルアクチュエータを駆動してスロットル弁59を制御する。
以上のように、本実施形態では、エンジン運転状態及び吸気弁のバルブ作動特性に基づいてシリンダ実効容積VEを算出すると共に、マニホールド プラントのモデルによって現在のマニホールド内圧を吸気圧とした推定値である仮想吸気圧PMを算出し、これらシリンダ実効容積VEと仮想吸気圧PMを乗算して算出される仮想シリンダ吸気量に基づいて、目標とする応答(規範応答時定数τPM)で目標シリンダ吸気量が得られるようにスロットル制御を行う構成としたので、マニホールド部容積による遅れを補償し、可変動弁機構でのトルク制御と同等の高応答のトルク制御を実現することができる。
The target opening calculation unit converts the target opening area tA TVO into the target opening tTVO of the
The throttle controller controls the
As described above, in the present embodiment, the cylinder effective volume VE is calculated based on the engine operating state and the valve operating characteristics of the intake valve, and is an estimated value in which the current manifold internal pressure is set to the intake pressure according to the model of the manifold plant. calculating a virtual intake pressure P M, based on the virtual cylinder intake air amount calculated by multiplying the virtual intake pressure P M and these effective cylinder volume VE, the target cylinder in response (nominal response time constant tau PM) to the target Since the throttle control is performed so as to obtain the intake air amount, the delay due to the volume of the manifold portion is compensated, and the torque control with high response equivalent to the torque control with the variable valve mechanism can be realized.
また、運転状態に応じて可変な応答としたり、可変動弁機構の作動の有無に関わりなく、同一の応答を実現できるなど、所望のトルク応答を実現できる。
また、特許文献1のような伝達関数の係数の同定やフィードバック制御を併用するなど複雑な制御を必要とせず、物理現象を考慮したスロットル制御伝達関数モデルにおける中間パラメータ(マニホールド内圧)の制御を介してトルク制御を行うことにより、簡易で高精度な制御を実現することができる。
In addition, a desired torque response can be realized, such as a variable response according to the operating state, and the same response can be realized regardless of whether or not the variable valve mechanism is activated.
Further, complicated control such as identification of a transfer function coefficient and feedback control as in
なお、特許文献1では、実際の吸気圧を検出してフィードバック制御を行う構成であるが、その場合、吸気圧変動(ノイズ)の影響が出たり、高地走行で大気圧低下を検出することによってアクセル開度が全開となる前に、出力全開となって却って運転性が損なわれてしまうことがあるが、本発明で推定する仮想吸気圧は、吸気圧変動や大気圧変化に影響されないので、良好な運転性を維持できる。
In addition, in
1 エンジン(内燃機関)
10 作動変更機構
20 位相変更機構
54 吸気弁
57 マニホールド部
59 電動スロットル弁
61 ECU
62 クランク角センサ
63 アクセルペダルセンサ
64 エアフローメータ
65 吸気温度センサ
1 engine (internal combustion engine)
DESCRIPTION OF
62
Claims (6)
前記シリンダ実効容積に基づいて、現状のシリンダ吸気量推定値としての仮想シリンダ吸気量を算出する仮想シリンダ吸気量算出手段と、
前記仮想シリンダ吸気量に基づいて、スロットル弁を制御するスロットル制御手段と、
を含んで構成したことを特徴とする内燃機関の吸気制御装置。 Cylinder effective volume calculation means for calculating a cylinder effective volume corresponding to the intake stroke based on the engine operating state;
Virtual cylinder intake air amount calculating means for calculating a virtual cylinder intake air amount as a current cylinder intake air amount estimated value based on the cylinder effective volume;
Throttle control means for controlling a throttle valve based on the virtual cylinder intake air amount;
An intake control device for an internal combustion engine, comprising:
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