JP2013204521A - Control device of internal combustion engine - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、ディーゼルエンジン等に代表される内燃機関の制御装置に係る。特に、本発明は、内燃機関の制御パラメータを適正化するための改良に関する。 The present invention relates to a control device for an internal combustion engine represented by a diesel engine or the like. In particular, the present invention relates to an improvement for optimizing control parameters of an internal combustion engine.
従来から周知のように、自動車用エンジン等として使用されるディーゼルエンジンでは、燃料消費率の改善、高いエンジントルクの確保、燃焼音の低減、排気エミッションの改善等を実現するために、エンジン回転数、アクセル操作量、冷却水温度、吸気温度に応じて、各種制御機器の制御量(制御パラメータ)が調整される。例えば、燃料噴射弁(以下「インジェクタ」と呼ぶ場合もある)からの燃料噴射量や燃料噴射タイミングが調整される。また、NOx排出量を削減することを目的として排気ガスを吸気系に還流させるEGR(Exhaust Gas Recirculation)装置に備えられたEGRバルブの開度を制御して排気還流率(EGR率)が調整される。 As is well known in the art, in the case of a diesel engine used as an automobile engine or the like, in order to realize an improvement in fuel consumption rate, securing a high engine torque, reducing combustion noise, improving exhaust emission, etc. The control amounts (control parameters) of various control devices are adjusted according to the accelerator operation amount, the cooling water temperature, and the intake air temperature. For example, the fuel injection amount and fuel injection timing from a fuel injection valve (hereinafter sometimes referred to as “injector”) are adjusted. Further, the exhaust gas recirculation rate (EGR rate) is adjusted by controlling the opening of an EGR valve provided in an EGR (Exhaust Gas Recirculation) device that recirculates exhaust gas to the intake system for the purpose of reducing NOx emissions. The
例えば、下記の特許文献1には、検出された筒内圧力に応じて推定圧縮端温度(ピストンが圧縮上死点に達した時点での筒内温度)を算出し、目標圧縮端温度から推定圧縮端温度を減算した値に応じてパイロット噴射量を補正することが開示されている。また、下記の特許文献2には、冷却水温度に応じてパイロット噴射量を補正する場合に、その冷却水温度が低いほどパイロット噴射量を増量させることが開示されている。
For example, in
上述の如くエンジンの制御パラメータ(例えば燃料噴射時期やパイロット噴射量等)を補正する場合、上記冷却水が筒内の熱量を奪うことに起因する冷却損失(以下、「冷損」という場合もある)を考慮して制御パラメータの補正を行う必要がある。また、制御パラメータの制御量の最適値は、エンジン運転状態の履歴に応じて変動する。このため、冷却水温度のみで現在の筒内の温度環境を正確に認識することは難しく、筒内での燃焼状態の悪化を招くことのない制御量に予め調整するようにしている。例えば、車両減速状態からの再加速要求時(過渡時)に高い応答性をもってエンジン出力が得られるようにしておく等といったことが考慮されて各制御量が設定されている(例えば筒内の圧縮端温度が低い場合に着火遅れ期間が長くなり着火時期の遅れに伴って要求エンジン出力の発生タイミングに遅れが生じてしまうといったことのないように各制御量が設定されている)。このため、定常運転時にあっては制御パラメータの補正量が過剰になっている場合があり、燃料消費率の悪化、燃焼音の増大、排気エミッションの悪化等を招いてしまう可能性があった。 When the engine control parameters (for example, fuel injection timing, pilot injection amount, etc.) are corrected as described above, the cooling loss (hereinafter referred to as “cooling loss”) caused by the cooling water depriving the cylinder of heat. It is necessary to correct the control parameters in consideration of Further, the optimum value of the control amount of the control parameter varies according to the history of the engine operating state. For this reason, it is difficult to accurately recognize the current temperature environment in the cylinder only with the cooling water temperature, and the control amount is adjusted in advance so as not to deteriorate the combustion state in the cylinder. For example, each control amount is set (for example, in-cylinder compression) in consideration of the fact that engine output can be obtained with high responsiveness when re-acceleration is requested from the vehicle deceleration state (transition). Each control amount is set so that the ignition delay period becomes long when the end temperature is low and the generation timing of the requested engine output is not delayed due to the ignition timing delay). For this reason, during the steady operation, the correction amount of the control parameter may be excessive, which may lead to deterioration of the fuel consumption rate, increase of combustion noise, deterioration of exhaust emission, and the like.
本発明の発明者らは、この点に鑑み、エンジンの冷損を高い精度で認識できれば、その冷損に応じた制御パラメータの補正を行うことで、過剰な補正が行われることなく、燃料消費率の改善、燃焼音の低減、排気エミッションの改善等を図ることができることに着目した。 In view of this point, if the inventors of the present invention can recognize the engine cooling loss with high accuracy, the correction of the control parameter corresponding to the cooling loss is performed, so that the fuel consumption is not corrected. We focused on improving the rate, reducing combustion noise, and improving exhaust emissions.
そして、このエンジンの冷損は、エンジン運転状態の履歴、冷却水による冷損、潤滑油による冷損によって決定されることを見い出し本発明に至った。 And it discovered that this engine cooling loss was determined by the history of the engine operating state, the cooling loss due to cooling water, and the cooling loss due to lubricating oil, leading to the present invention.
本発明は、かかる点に鑑みてなされたものであり、その目的とするところは、内燃機関の冷損を高い精度で求め、その冷損に応じて制御パラメータの適正化を図ることができる内燃機関の制御装置を提供することにある。 The present invention has been made in view of the above point, and an object of the present invention is to obtain an internal combustion engine with a high degree of accuracy and to optimize the control parameters according to the cold loss. It is to provide an engine control device.
−発明の解決原理−
上記の目的を達成するために講じられた本発明の解決原理は、内燃機関の運転状態の履歴、冷却水による冷損、潤滑油による冷損によって内燃機関の気筒毎の冷損の指標となる値(冷損指数基準値)を求めるようにし、この指標に基づいて内燃機関の制御パラメータを調整することにより、その制御パラメータの最適化が図れるようにしている。
-Solution principle of the invention-
The solution principle of the present invention taken to achieve the above object is an index of the cooling loss for each cylinder of the internal combustion engine by the history of the operating state of the internal combustion engine, the cooling loss due to cooling water, and the cooling loss due to lubricating oil. A value (cooling loss index reference value) is obtained, and the control parameter of the internal combustion engine is adjusted based on this index, so that the control parameter can be optimized.
−解決手段−
具体的に、本発明は、燃料噴射弁から気筒内に向けて噴射された燃料の燃焼により出力を発生する内燃機関の制御装置を前提とする。この内燃機関の制御装置に対し、所定時間内における気筒内に向けての燃料噴射量と冷却水温度とから推定されたシリンダ内面温度、および、所定時間内における気筒内に向けての燃料噴射量と潤滑油温度とから推定されたピストン表面温度に基づいて、一つの気筒における冷却損失の指標を求め、この冷却損失の指標に応じて内燃機関制御パラメータの補正を行う構成としている。
-Solution-
Specifically, the present invention is premised on a control device for an internal combustion engine that generates an output by combustion of fuel injected from a fuel injection valve into a cylinder. With respect to the control device for the internal combustion engine, the cylinder inner surface temperature estimated from the fuel injection amount toward the cylinder and the coolant temperature within a predetermined time, and the fuel injection amount toward the cylinder within the predetermined time Based on the piston surface temperature estimated from the oil temperature and the lubricating oil temperature, an index of cooling loss in one cylinder is obtained, and the internal combustion engine control parameter is corrected according to the index of cooling loss.
この特定事項により、冷却水による冷損をシリンダ内面温度の推定値より求めると共に、潤滑油による冷損をピストン表面温度の推定値より求める。そして、これら推定値から一つの気筒における冷却損失の指標を求めて、内燃機関制御パラメータの補正を行う。例えば、この指標に基づき、冷却損失が大きくなる状況である場合には、気筒内の温度上昇が図れるように(燃焼効率が高くなるように)内燃機関制御パラメータの補正が行われることになる。このようにして内燃機関制御パラメータの補正を行うことにより、一つの気筒における冷却損失を高い精度で求め、それを反映させた内燃機関制御パラメータの補正が行えることになる。その結果、現在の要求に適した内燃機関の運転状態が、制御パラメータを過剰に補正することなしに得られることになり、燃料消費率の改善、燃焼音の低減、排気エミッションの改善を図ることが可能になる。 With this specific matter, the cooling loss due to the cooling water is determined from the estimated value of the cylinder inner surface temperature, and the cooling loss due to the lubricating oil is determined from the estimated value of the piston surface temperature. Then, an index of cooling loss in one cylinder is obtained from these estimated values, and the internal combustion engine control parameters are corrected. For example, based on this index, when the cooling loss is large, the internal combustion engine control parameter is corrected so that the temperature in the cylinder can be increased (combustion efficiency is increased). By correcting the internal combustion engine control parameter in this manner, the cooling loss in one cylinder can be obtained with high accuracy, and the internal combustion engine control parameter reflecting that can be corrected. As a result, the operating state of the internal combustion engine suitable for the current requirements can be obtained without overcorrecting the control parameters, thereby improving the fuel consumption rate, reducing the combustion noise, and improving the exhaust emission. Is possible.
具体的に、上記内燃機関が複数の気筒を備え、それぞれの気筒に対して個別に燃料噴射弁から気筒内に向けて燃料が噴射されるものに対し、上記冷却損失の指標を気筒毎に求め、各気筒毎に、この冷却損失の指標に応じて内燃機関制御パラメータの補正を行う構成としている。 Specifically, the internal combustion engine has a plurality of cylinders, and fuel is injected from the fuel injection valve into the cylinders individually for each cylinder, and the index of the cooling loss is obtained for each cylinder. The internal combustion engine control parameters are corrected for each cylinder in accordance with the cooling loss index.
これにより、気筒毎に冷却水および潤滑油による冷損が異なっている場合であっても、個々の気筒に応じた冷却損失の指標が求められ、各気筒毎に内燃機関制御パラメータの補正が行われることになる。その結果、各気筒における燃料の燃焼状態の均等化を図ることができ、燃料消費率の改善、燃焼音の低減、排気エミッションの改善が図れるばかりでなく、気筒間バラツキの解消に伴って内燃機関の振動も抑制することができる。 As a result, even if the cooling loss due to the cooling water and the lubricating oil is different for each cylinder, an index of the cooling loss for each cylinder is obtained, and the internal combustion engine control parameters are corrected for each cylinder. It will be. As a result, it is possible to equalize the combustion state of the fuel in each cylinder, not only improve the fuel consumption rate, reduce the combustion noise, improve the exhaust emission, but also eliminate the variation between the cylinders, and the internal combustion engine Can also be suppressed.
上記所定時間内における気筒内に向けての燃料噴射量として、具体的には以下のようにして求められる。つまり、この燃料噴射量を、所定時間内において実際に気筒内に向けて噴射された燃料噴射タイミングそれぞれにおける燃料量に、重み係数を乗算することにより得られた積算噴射量として求める。そして、上記重み係数を、上記シリンダ内面温度およびピストン表面温度の推定タイミングに近いタイミングで噴射された燃料噴射量に乗算されるものほど大きな値に設定している。 Specifically, the amount of fuel injected into the cylinder within the predetermined time is obtained as follows. That is, the fuel injection amount is obtained as an integrated injection amount obtained by multiplying the fuel amount at each fuel injection timing actually injected into the cylinder within a predetermined time by the weighting factor. The weight coefficient is set to a larger value as it is multiplied by the fuel injection amount injected at a timing close to the estimated timing of the cylinder inner surface temperature and the piston surface temperature.
このため、過去に遡るほど上記燃料噴射量(所定時間内における気筒内に向けての燃料噴射量;積算噴射量)に対する実際の燃料噴射量の影響度合いは小さくなる。このため、現在の内燃機関運転状態や直前の内燃機関運転状態の反映度合いを大きくした積算噴射量が求められることになる。その結果、筒内の残熱量を高い精度で認識しながら、シリンダ内面温度およびピストン表面温度を推定することができ、現在の内燃機関運転状態に適した制御パラメータの補正を行うことが可能になる。 For this reason, the degree of influence of the actual fuel injection amount on the fuel injection amount (fuel injection amount toward the cylinder within a predetermined time; integrated injection amount) becomes smaller as it goes back in the past. For this reason, an integrated injection amount in which the degree of reflection of the current internal combustion engine operating state and the immediately preceding internal combustion engine operating state is increased is required. As a result, it is possible to estimate the cylinder inner surface temperature and the piston surface temperature while recognizing the residual heat amount in the cylinder with high accuracy, and it is possible to correct the control parameters suitable for the current operating state of the internal combustion engine. .
上記冷却損失の指標に応じて補正される内燃機関制御パラメータとして具体的には、燃料噴射時期、燃料噴射量、燃料噴射圧力、排気ガスを吸気系に還流する排気還流量、吸気の過給圧、グロープラグの通電期間のうちの少なくとも一つが挙げられる。 Specifically, the internal combustion engine control parameters corrected in accordance with the cooling loss index include fuel injection timing, fuel injection amount, fuel injection pressure, exhaust gas recirculation amount for returning exhaust gas to the intake system, and intake air supercharging pressure. And at least one of the energization periods of the glow plug.
例えば、冷却水や潤滑油による冷損が大きい状況であって上記冷却損失の指標が大きく得られた場合には、燃料噴射時期を進角側に、燃料噴射量を増量側に、燃料噴射圧力を低圧側に、排気還流量を少なくする側に、吸気の過給圧を高圧側に、グロープラグの通電期間を長くする側にそれぞれ補正する。 For example, when the cooling loss due to cooling water or lubricating oil is large and the above cooling loss index is large, the fuel injection timing is advanced, the fuel injection amount is increased, and the fuel injection pressure Are corrected to the low pressure side, the exhaust gas recirculation amount reducing side, the intake supercharging pressure to the high pressure side, and the glow plug energizing period to the long side.
また、上記内燃機関制御パラメータの補正を行う手法としては以下の2つも挙げられる。先ず、上記冷却損失の指標に基づいて、ピストンが圧縮上死点に達した時点での圧縮端温度、または、ピストンが所定位置に達した時点での筒内ガス温度を推定し、この推定値に応じて内燃機関制御パラメータの補正を行うものである。 Further, the following two methods can be cited as methods for correcting the internal combustion engine control parameters. First, based on the cooling loss index, the compression end temperature when the piston reaches the compression top dead center or the in-cylinder gas temperature when the piston reaches a predetermined position is estimated. The internal combustion engine control parameters are corrected according to the above.
また、上記冷却損失の指標に基づいて、ピストンが圧縮上死点に達した時点での圧縮端圧力、または、ピストンが所定位置に達した時点での筒内圧力を推定し、この推定値に応じて内燃機関制御パラメータの補正を行うものである。 Further, based on the cooling loss index, the compression end pressure when the piston reaches the compression top dead center or the in-cylinder pressure when the piston reaches a predetermined position is estimated, and this estimated value is Accordingly, the internal combustion engine control parameters are corrected.
上記内燃機関制御パラメータを補正するにあたっては、筒内へ導入される吸入ガスの状態量も考慮することが好ましい。具体的には、上記冷却損失の指標、吸入ガス量、および、吸入ガス温度から求められる冷損指数に応じて内燃機関制御パラメータを補正するものである。 In correcting the internal combustion engine control parameter, it is preferable to consider the state quantity of the intake gas introduced into the cylinder. Specifically, the internal combustion engine control parameter is corrected in accordance with the cooling loss index obtained from the cooling loss index, the intake gas amount, and the intake gas temperature.
これにより、冷却水や潤滑油による冷損ばかりでなく、筒内へ導入される吸入ガスの状態量(吸入ガス量、吸入ガス温度)に応じて内燃機関制御パラメータを補正することが可能になり、その補正量をより適切に得ることが可能になる。 As a result, it becomes possible to correct the internal combustion engine control parameters according to the state quantity (intake gas quantity, intake gas temperature) of the intake gas introduced into the cylinder as well as the cooling loss due to cooling water or lubricating oil. The correction amount can be obtained more appropriately.
本発明では、シリンダ内面温度およびピストン表面温度に基づいて一つの気筒における冷却損失の指標を求め、この冷却損失の指標に応じて内燃機関制御パラメータの補正を行うようにしている。このため、冷却水による冷損および潤滑油による冷損それぞれを考慮した補正量を得ることができ、燃料消費率の改善、燃焼音の低減、排気エミッションの改善を図ることが可能になる。 In the present invention, an index of cooling loss in one cylinder is obtained based on the cylinder inner surface temperature and piston surface temperature, and the internal combustion engine control parameter is corrected in accordance with the index of cooling loss. For this reason, it is possible to obtain a correction amount that takes into consideration the cooling loss due to the cooling water and the cooling loss due to the lubricating oil, and it becomes possible to improve the fuel consumption rate, reduce the combustion noise, and improve the exhaust emission.
以下、本発明の実施の形態を図面に基づいて説明する。本実施形態は、自動車に搭載されたコモンレール式筒内直噴型多気筒(例えば直列4気筒)ディーゼルエンジン(圧縮自着火式内燃機関)に本発明を適用した場合について説明する。 Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings. In the present embodiment, a case where the present invention is applied to a common rail in-cylinder direct injection multi-cylinder (for example, in-line 4-cylinder) diesel engine (compression self-ignition internal combustion engine) mounted on an automobile will be described.
−エンジンの構成−
先ず、本実施形態に係るディーゼルエンジン(以下、単にエンジンという)の概略構成について説明する。図1は本実施形態に係るエンジン1及びその制御系統の概略構成図である。また、図2は、ディーゼルエンジン1の燃焼室3及びその周辺部を示す断面図である。
-Engine configuration-
First, a schematic configuration of a diesel engine (hereinafter simply referred to as an engine) according to the present embodiment will be described. FIG. 1 is a schematic configuration diagram of an
図1に示すように、本実施形態に係るエンジン1は、燃料供給系2、燃焼室3、吸気系6、排気系7等を主要部とするディーゼルエンジンシステムとして構成されている。
As shown in FIG. 1, the
燃料供給系2は、サプライポンプ21、コモンレール22、インジェクタ(燃料噴射弁)23、機関燃料通路27等を備えて構成されている。
The
上記サプライポンプ21は、燃料タンクから燃料を汲み上げ、この汲み上げた燃料を高圧にした後、機関燃料通路27を介してコモンレール22に供給する。コモンレール22は、高圧燃料を所定圧力に保持(蓄圧)する蓄圧室としての機能を有し、この蓄圧した燃料を各インジェクタ23,23,…に分配する。インジェクタ23は、その内部に圧電素子(ピエゾ素子)を備え、適宜開弁して燃焼室3内に燃料を噴射供給するピエゾインジェクタにより構成されている。
The
吸気系6は、シリンダヘッド15(図2参照)に形成された吸気ポート15aに接続される吸気マニホールド63を備え、この吸気マニホールド63に、吸気通路を構成する吸気管64が接続されている。また、この吸気通路には、上流側から順にエアクリーナ65、エアフローメータ43、吸気絞り弁(ディーゼルスロットル)62が配設されている。上記エアフローメータ43は、エアクリーナ65を介して吸気通路に流入される空気量に応じた電気信号を出力する。
The intake system 6 includes an
排気系7は、シリンダヘッド15に形成された排気ポート71に接続される排気マニホールド72を備え、この排気マニホールド72に対して、排気通路を構成する排気管73が接続されている。また、この排気通路には排気浄化装置77が配設されている。この排気浄化装置77には、触媒(NOx吸蔵触媒または酸化触媒)及びDPF(Diesel Paticulate Filter)が備えられている。また、排気浄化装置77としてはDPNR触媒(Diesel Paticulate−NOx Reduction触媒)が採用されていてもよい。
The exhaust system 7 includes an
ここで、エンジン1の燃焼室3及びその周辺部の構成について、図2を用いて説明する。この図2に示すように、エンジン本体の一部を構成するシリンダブロック11には、各気筒(4気筒)毎に円筒状のシリンダボア12が形成されており、各シリンダボア12の内部にはピストン13が上下方向に摺動可能に収容されている。
Here, the structure of the
ピストン13の頂面13aの上側には上記燃焼室3が形成されている。つまり、この燃焼室3は、シリンダブロック11の上部に取り付けられたシリンダヘッド15の下面15bと、シリンダボア12の内壁面12aと、ピストン13の頂面13aとにより区画形成されている。そして、ピストン13の頂面13aの略中央部には、キャビティ(凹陥部)13bが凹設されており、このキャビティ13bも燃焼室3の一部を構成している。
The
上記ピストン13は、コネクティングロッド18によってエンジン出力軸であるクランクシャフトに連結されている。これにより、シリンダボア12内でのピストン13の往復移動がコネクティングロッド18を介してクランクシャフトに伝達され、このクランクシャフトが回転することでエンジン出力が得られるようになっている。
The
また、上記ピストン13は、潤滑油のオイルジェットによって冷却されるようになっている。具体的には、ピストン13の内部に形成されたクーリングチャネル(オイルギャラリ)13dの内部やピストン13の下面に冷却用のオイルを、図示しないオイルジェットノズルから供給することによってピストン13を冷却するようになっている(例えば特開2000−303905号公報を参照)。このオイルジェットノズルから供給された潤滑油によってピストン13の頂面13aを含むピストン13の全体が冷却されることになる。
The
また、燃焼室3に向けてグロープラグ19が配設されている。このグロープラグ19は、エンジン1の始動直前に電流が流されることにより赤熱し(プレグローの実行)、これに燃料噴霧の一部が吹きつけられることで着火、燃焼が促進される始動補助装置として機能する。また、このグロープラグ19は、エンジン1の始動中(クランキング中)、および、エンジン始動後(アフタグローの実行)においても必要に応じて使用される。例えば、筒内温度が低い(例えば750K以下である)場合や冷却水温度が低い場合の燃焼安定性を確保するべく通電されるようになっている。また、この通電期間は任意に調整可能となっている。
Further, a
上記シリンダヘッド15には、上記吸気ポート15a及び上記排気ポート71がそれぞれ形成されていると共に、吸気ポート15aを開閉する吸気バルブ16及び排気ポート71を開閉する排気バルブ17が配設されている。また、シリンダヘッド15には、燃焼室3の内部へ直接的に燃料を噴射する上記インジェクタ23が取り付けられている。このインジェクタ23は、シリンダ中心線Pに沿う起立姿勢で燃焼室3の略中央上部に配設されており、上記コモンレール22から導入される燃料を燃焼室3に向けて所定のタイミングで噴射する。
The
更に、図1に示す如く、このエンジン1には、過給機(ターボチャージャ)5が設けられている。このターボチャージャ5は、タービンシャフト51を介して連結されたタービンホイール52及びコンプレッサホイール53を備えている。コンプレッサホイール53は吸気管64内部に臨んで配置され、タービンホイール52は排気管73内部に臨んで配置されている。このためターボチャージャ5は、タービンホイール52が受ける排気流(排気圧)を利用してコンプレッサホイール53を回転させ、吸気圧を高めるといった所謂過給動作を行うようになっている。本実施形態におけるターボチャージャ5は、可変ノズル式ターボチャージャであって、タービンホイール52側に可変ノズルベーン機構(図示省略)が設けられており、この可変ノズルベーン機構の開度を調整することにより、エンジン1の過給圧を調整することができる。
Furthermore, as shown in FIG. 1, the
吸気系6の吸気管64には、ターボチャージャ5での過給によって昇温した吸入空気を強制冷却するためのインタークーラ61が設けられている。
An
また、エンジン1には、吸気系6と排気系7とを接続する排気還流通路(EGR通路)8が設けられている。このEGR通路8は、排気の一部を適宜吸気系6に還流させて燃焼室3へ再度供給することにより燃焼温度を低下させ、これによってNOx発生量を低減させるものである。また、このEGR通路8には、電子制御によって無段階に開閉され、同通路を流れる排気流量を自在に調整することができるEGRバルブ81と、EGR通路8を通過(還流)する排気を冷却するためのEGRクーラ82とが設けられている。これらEGR通路8、EGRバルブ81、EGRクーラ82等によってEGR装置(排気還流装置)が構成されている。
Further, the
−センサ類−
エンジン1の各部位には、各種センサが取り付けられており、それぞれの部位の環境条件や、エンジン1の運転状態に関する信号を出力する。
-Sensors-
Various sensors are attached to each part of the
例えば、上記エアフローメータ43は、吸気系6内の吸気絞り弁62上流において吸入空気の流量(吸入空気量)に応じた検出信号を出力する。レール圧センサ41はコモンレール22内に蓄えられている燃料の圧力に応じた検出信号を出力する。スロットル開度センサ42は吸気絞り弁62の開度を検出する。吸気圧センサ48は、吸気マニホールド63に配置され、吸入空気圧力に応じた検出信号を出力する。吸気温センサ49は、吸気マニホールド63に配置され、吸入空気の温度に応じた検出信号を出力する。A/F(空燃比)センサ44は、排気系7の排気浄化装置77の下流において排気中の酸素濃度に応じて連続的に変化する検出信号を出力する。排気温センサ45は、同じく排気系7の排気浄化装置77の下流において排気ガスの温度(排気温度)に応じた検出信号を出力する。
For example, the
−ECU−
ECU100は、図示しないCPU、ROM、RAM等からなるマイクロコンピュータと入出力回路とを備えている。図3に示すように、ECU100の入力回路には、上記レール圧センサ41、スロットル開度センサ42、エアフローメータ43、A/Fセンサ44、排気温センサ45、吸気圧センサ48、吸気温センサ49が接続されている。さらに、入力回路には、エンジン1の冷却水温(上記シリンダブロック11およびシリンダヘッド15にそれぞれ形成されているウォータジャケット11a,15c(図2を参照)を流れる冷却水の温度)に応じた検出信号を出力する水温センサ46、アクセルペダルの踏み込み量に応じた検出信号を出力するアクセル開度センサ47、エンジン1の出力軸(クランクシャフト)が一定角度回転する毎に検出信号(パルス)を出力するクランクポジションセンサ40などが接続されている。
-ECU-
The
一方、ECU100の出力回路には、上記サプライポンプ21、インジェクタ23、吸気絞り弁62、EGRバルブ81、及び、上記ターボチャージャ5の可変ノズルベーン機構(ノズルベーンの開度を調整するアクチュエータ)54が接続されている。
On the other hand, the
そして、ECU100は、上記した各種センサからの出力、その出力値を利用する演算式により求められた演算値、または、上記ROMに記憶された各種マップに基づいて、エンジン1の各種制御を実行する。
Then, the
例えば、ECU100は、インジェクタ23の燃料噴射制御として、パイロット噴射(副噴射)とメイン噴射(主噴射)とを実行する。
For example, the
上記パイロット噴射は、インジェクタ23からのメイン噴射に先立ち、予め少量の燃料を噴射する動作である。また、このパイロット噴射は、メイン噴射による燃料の着火遅れを抑制し、安定した拡散燃焼に導くための噴射動作であって、副噴射とも呼ばれる。また、本実施形態におけるパイロット噴射は、上述したメイン噴射による初期燃焼速度を抑制する機能ばかりでなく、気筒内温度を高める予熱機能をも有するものとなっている。つまり、このパイロット噴射の実行後、燃料噴射を一旦中断し、メイン噴射が開始されるまでの間に圧縮ガス温度(気筒内温度)を十分に高めて燃料の自着火温度(例えば900K)に到達させるようにし、これによってメイン噴射で噴射される燃料の着火性を良好に確保するようにしている。また、このパイロット噴射の基本噴射量および基本噴射タイミングは、予め実験またはシミュレーションによってエンジン運転状態に応じた値として設定されている。なお、このパイロット噴射の基本噴射量および基本噴射タイミングに対して、後述する冷損指数に応じた補正量だけ補正されて最終噴射量および最終噴射タイミングが決定されることになる。詳しくは後述する。
The pilot injection is an operation for injecting a small amount of fuel in advance prior to the main injection from the
上記メイン噴射は、エンジン1のトルク発生のための噴射動作(トルク発生用燃料の供給動作)である。このメイン噴射での噴射量は、基本的には、エンジン回転数、アクセル操作量、冷却水温度、吸気温度等の運転状態に応じ、要求トルクが得られるように決定される。例えば、エンジン回転数(クランクポジションセンサ40の検出値に基づいて算出されるエンジン回転数)が高いほど、また、アクセル操作量(アクセル開度センサ47により検出されるアクセルペダルの踏み込み量)が大きいほど(アクセル開度が大きいほど)エンジン1のトルク要求値としては高く得られ、それに応じてメイン噴射での燃料噴射量としても多く設定されることになる。また、このメイン噴射の基本噴射タイミングは、予め実験またはシミュレーションによってエンジン運転状態に応じた値として設定されている。なお、このメイン噴射の基本噴射タイミングに対して、後述する冷損指数に応じた補正量だけ補正されて最終噴射タイミングが決定されることになる。これについても詳しくは後述する。
The main injection is an injection operation (torque generation fuel supply operation) for generating torque of the
このメイン噴射で噴射された燃料は、物理的着火遅れ期間及び化学的着火遅れ期間を経た後、燃焼を開始することになる。この際、上記パイロット噴射によって気筒内の予熱が適切に行われている場合には、メイン噴射で噴射された燃料の予混合燃焼は殆ど行われないことになり、大部分が拡散燃焼となる。その結果、メイン噴射の噴射タイミングを制御することがそのまま拡散燃焼の開始タイミングを制御することに略等しくなり、燃焼の制御性を大幅に改善することができる。 The fuel injected by the main injection starts combustion after a physical ignition delay period and a chemical ignition delay period. At this time, when the preheating in the cylinder is appropriately performed by the pilot injection, the premixed combustion of the fuel injected by the main injection is hardly performed, and most of the fuel is diffusion combustion. As a result, controlling the injection timing of the main injection is substantially equivalent to controlling the start timing of diffusion combustion as it is, and the controllability of combustion can be greatly improved.
尚、上記物理的着火遅れは、燃料液滴の蒸発、混合に要する時間であり、燃焼場のガス温度等に左右される。一方、化学的着火遅れは、燃料蒸気の化学的結合、分解かつ酸化発熱に要する時間である。 The physical ignition delay is the time required for evaporation and mixing of the fuel droplets, and depends on the gas temperature of the combustion field. On the other hand, chemical ignition delay is the time required for chemical bonding, decomposition, and oxidation heat generation of fuel vapor.
具体的な燃料噴射形態の一例としては、ピストン13が圧縮上死点に達する前に上記パイロット噴射(インジェクタ23に形成された複数の噴孔からの燃料噴射)が実行され、燃料噴射が一旦停止された後、所定のインターバルを経て、ピストン13が圧縮上死点近傍に達した時点で上記メイン噴射が実行されることになる。これにより燃料が自己着火によって燃焼し、この燃焼により発生したエネルギは、ピストン13を下死点に向かって押し下げるための運動エネルギ(エンジン出力となるエネルギ)、燃焼室3内を温度上昇させる熱エネルギ、シリンダブロック11やシリンダヘッド15を経て外部(例えば冷却水)に放熱される熱エネルギとなる。
As an example of a specific fuel injection mode, the pilot injection (fuel injection from a plurality of injection holes formed in the injector 23) is performed before the
ディーゼルエンジン1においては、NOx発生量やスモーク発生量を削減することによる排気エミッションの改善、燃焼行程時の燃焼音の低減、エンジントルクの十分な確保といった各要求を連立することが重要である。これら要求を連立するための手法として、燃焼行程時における気筒内での熱発生率の変化状態(熱発生率波形で表される変化状態)を適切にコントロールすることが有効である。
In the
図4の上段に示す波形は、横軸をクランク角度、縦軸を熱発生率とし、パイロット噴射及びメイン噴射で噴射された燃料の燃焼に係る理想的な熱発生率波形の一例を示している。図中のTDCはピストン13の圧縮上死点に対応したクランク角度位置を示している。また、図4の下段に示す波形は、インジェクタ23から噴射される燃料の噴射率(クランク軸の単位回転角度当たりの燃料噴射量)波形を示している。
The waveform shown in the upper part of FIG. 4 is an example of an ideal heat generation rate waveform related to combustion of fuel injected by pilot injection and main injection, with the horizontal axis representing the crank angle and the vertical axis representing the heat generation rate. . TDC in the figure indicates the crank angle position corresponding to the compression top dead center of the
上記熱発生率波形としては、例えば、ピストン13の圧縮上死点(TDC)付近からメイン噴射で噴射された燃料の燃焼が開始され、ピストン13の圧縮上死点後の所定ピストン位置(例えば、圧縮上死点後10度(ATDC10°)の時点)で熱発生率が極大値(ピーク値)に達し、更に、圧縮上死点後の所定ピストン位置(例えば、圧縮上死点後25度(ATDC25°)の時点)で上記メイン噴射において噴射された燃料の燃焼が終了するようになっている。このような熱発生率の変化状態で混合気の燃焼を行わせるようにすれば、例えば圧縮上死点後10度(ATDC10°)の時点で気筒内の混合気のうちの50%が燃焼を完了した状況となる。つまり、圧縮上死点後10度(ATDC10°)の時点が燃焼重心となって、燃焼行程における総熱発生量の約50%がATDC10°までに発生し、高い熱効率でエンジン1を運転させることが可能となる。上記各値は、これに限定されるものではなく、エンジン1の機種毎に理想的な熱発生率波形は異なるため、これら各値も機種毎に異なったものとなる。
As the heat release rate waveform, for example, combustion of fuel injected by main injection is started from the vicinity of the compression top dead center (TDC) of the
このような理想的な熱発生率波形による燃焼が行われる状況にあっては、パイロット噴射によって気筒内の予熱が十分に行われ、この予熱により、メイン噴射で噴射された燃料は、噴射後、直ちに自着火温度以上の温度環境下に晒されることにより、上記物理的着火遅れ期間及び化学的着火遅れ期間を経て燃焼が開始されることになる。 In the situation where combustion with such an ideal heat generation rate waveform is performed, the pre-injection in the cylinder is sufficiently performed by pilot injection, and the fuel injected in the main injection by this pre-heating is By immediately being exposed to a temperature environment equal to or higher than the self-ignition temperature, combustion is started through the physical ignition delay period and the chemical ignition delay period.
尚、上述したパイロット噴射及びメイン噴射の他に、アフタ噴射やポスト噴射が必要に応じて行われる。これらの噴射の機能は周知であるため、ここでの説明は省略する。 In addition to the pilot injection and main injection described above, after injection and post injection are performed as necessary. Since these injection functions are well known, description thereof is omitted here.
また、ECU100は、エンジン1の運転状態に応じてEGRバルブ81の開度を制御し、吸気マニホールド63に向けての排気還流量(EGR量)を調整する。このEGR量の調整(EGR率の調整)の基本動作としては、予め実験やシミュレーション等によって作成されて上記ROMに記憶されたEGRマップに従って行われる。このEGRマップは、エンジン回転数(機関回転数)及びエンジン負荷(機関負荷)をパラメータとしてEGR量(EGR率)を決定するためのマップである。このようにしてEGRマップにしたがって決定されたEGR率に対しても、後述する冷損指数に応じた補正量だけ補正され、これにより最終EGR率(目標EGR率)が決定されることになる。
Further, the
また、燃料噴射を実行する際の燃料噴射圧は、コモンレール22の内圧により決定される。このコモンレール内圧として、一般に、コモンレール22からインジェクタ23へ供給される燃料圧力の目標値は、エンジン負荷が高くなるほど、及び、エンジン回転数が高くなるほど高いものとされる。このレール圧は例えば上記ROMに記憶された燃圧設定マップに従って設定される。尚、本実施形態では、エンジン負荷等に応じて燃料圧力が30MPa〜200MPaの間で調整されるようになっている。このようにして決定された燃料噴射圧に対しても、後述する冷損指数に応じた補正量だけ補正され、これにより最終燃料噴射圧(目標燃料噴射圧)が決定されることになる。
Further, the fuel injection pressure at the time of executing the fuel injection is determined by the internal pressure of the
本実施形態の特徴として、ECU100は、各気筒毎における冷却損失(冷損)として、冷却水による冷損および潤滑油による冷損それぞれを個別に考慮し、この各気筒毎の冷損に基づいて各種制御パラメータを補正するようにしている。以下、この各気筒毎における冷損の指標となる値の算出動作およびその指標に基づく各種制御パラメータの補正動作について説明する。
As a feature of the present embodiment, the
−冷損の指標となる値の概念−
先ず、各気筒毎の冷損の指標となる値の概念について説明する。この値は、インジェクタ23からの燃料噴射量の履歴、シリンダボア内壁面12aの温度、シリンダヘッド下面15bの温度、および、ピストン頂面13aの温度等により求められる。以下、上記シリンダボア12の内壁面温度およびシリンダ下面の温度を総称して「シリンダ内面温度」と呼ぶこととする。
-Concept of values that serve as indicators of cooling loss-
First, the concept of a value serving as an index of cooling loss for each cylinder will be described. This value is obtained from the history of the fuel injection amount from the
具体的に、筒内温度を低下させる要因である冷損としては、上記冷却水(上記ウォータジャケット11a,15cを流れる冷却水)の冷却効果による冷損、および、潤滑油(上記オイルジェットノズルから供給される潤滑油)の冷却効果による冷損が挙げられる。
Specifically, the cooling loss, which is a factor for lowering the in-cylinder temperature, includes cooling loss due to the cooling effect of the cooling water (cooling water flowing through the
そして、冷却水が冷却対象とするものは、シリンダブロック11およびシリンダヘッド15であり、シリンダブロック11では上記シリンダボア内壁面12aが筒内に臨んでおり、シリンダヘッド15では上記シリンダヘッド下面15bが筒内に臨んでいる。つまり、冷却水によって冷却されるシリンダブロック11およびシリンダヘッド15にあっては、シリンダボア内壁面12aおよびシリンダヘッド下面15bの温度が、上記冷却水による冷損によって変化し、筒内での燃焼状態に影響を与えることになる。
The cooling water to be cooled is the
一方、潤滑油が冷却対象とするものは、ピストン13であり、このピストン13ではピストン頂面13aが筒内に臨んでいる。つまり、潤滑油によって冷却されるピストン13にあっては、ピストン頂面13aの温度が、上記潤滑油による冷損によって変化し、筒内での燃焼状態に影響を与えることになる。
On the other hand, what the lubricating oil is to be cooled is the
また、上記シリンダ内面温度、および、ピストン頂面13aの温度(以下、「ピストン頂面温度」という)は、それぞれエンジン運転状態の履歴に応じた筒内の残熱量と上記冷損によって決まる。また、エンジン運転状態の履歴に応じた筒内の残熱量は、所定期間内での燃料の総噴射量(筒内の温度上昇に寄与した燃料量)によって決まる。このため、シリンダ内面温度は、所定期間内での燃料の総噴射量と、冷却水温度とに基づいて推定することができる。また、ピストン頂面温度は、所定期間内での燃料の総噴射量と、潤滑油温度とに基づいて推定することができる。
The cylinder inner surface temperature and the temperature of the piston
図5は、燃料の燃焼期間(図中の期間Ta)における排気ガス温度(実線)、ボア内壁面温度(破線)、ヘッド下面温度(一点鎖線)、ピストン頂面温度(二点鎖線)それぞれの変化の一例を示している。このように、燃料の燃焼に伴う排気ガス温度の上昇に対して僅かな遅れをもってボア内壁面温度、ヘッド下面温度、ピストン頂面温度は上昇していき、且つそれぞれの温度は、冷却水の冷却効果による冷損および潤滑油の冷却効果による冷損に応じて互いに異なる値となり、それぞれが筒内での燃焼に与える影響が異なることになる。つまり、冷却水による冷損と潤滑油による冷損とはそれぞれ燃焼に与える影響が互いに異なっている。そこで、本実施形態では、これら冷損に応じて変化するシリンダ内面温度およびピストン頂面温度を個別に求める(推定する)ようにしている。 FIG. 5 shows the exhaust gas temperature (solid line), bore inner wall surface temperature (dashed line), head lower surface temperature (one-dot chain line), piston top surface temperature (two-dot chain line) during the fuel combustion period (period Ta in the figure). An example of the change is shown. As described above, the bore inner wall surface temperature, the head lower surface temperature, and the piston top surface temperature rise with a slight delay with respect to the rise in the exhaust gas temperature accompanying the combustion of fuel, and the respective temperatures are the cooling water cooling. The values are different from each other depending on the cooling loss due to the effect and the cooling loss due to the cooling effect of the lubricating oil, and the influence of each on the combustion in the cylinder is different. That is, the cooling loss caused by the cooling water and the cooling loss caused by the lubricating oil have different effects on combustion. Therefore, in this embodiment, the cylinder inner surface temperature and the piston top surface temperature that change in accordance with these cooling losses are individually obtained (estimated).
本実施形態では、このようにして求められた(推定された)シリンダ内面温度およびピストン頂面温度から、上記各気筒毎における冷損に対応する指標となる冷損指数基準値を算出し、この冷損指数基準値および吸入ガスの状態量に基づいて各種制御機器の制御量(制御パラメータ)を調整するようにしている。 In this embodiment, from the thus determined (estimated) cylinder inner surface temperature and piston top surface temperature, a cold loss index reference value serving as an index corresponding to the cold loss in each cylinder is calculated. The control amounts (control parameters) of various control devices are adjusted based on the reference value of the cooling loss index and the state quantity of the intake gas.
−制御量の調整−
次に、上記冷損に対応する指標となる冷損指数基準値の算出手順、および、その冷損指数基準値を用いた各種制御機器の制御量(制御パラメータ)の補正動作について図6のフローチャートに沿って具体的に説明する。この図6に示すフローチャートは、図示しないイグニッションスイッチ(スタートスイッチ)がONされてエンジン1が始動した後、所定時間毎に実行される。
-Adjustment of control amount-
Next, a flowchart of FIG. 6 shows a calculation procedure of a cold loss index reference value serving as an index corresponding to the cold loss and a correction operation of control amounts (control parameters) of various control devices using the cold loss index reference value. This will be described in detail. The flowchart shown in FIG. 6 is executed every predetermined time after an unillustrated ignition switch (start switch) is turned on and the
まず、ステップST1において、各気筒毎における所定時間内の積算噴射量の算出が行われる。ここでは、各気筒それぞれにおけるインジェクタ23からの各燃料噴射量をQv(i,j)で表し、その燃料噴射が実行された時刻をZit(i,j)で表す。「i」は気筒番号であり、4気筒エンジンの場合には、「i」は「1〜4」の値となる。また、「j」は噴射サイクルであり、直前に実行された燃料噴射における噴射サイクルを「1」とし、その燃料噴射よりも1回前に実行された(同一気筒で実行された)燃料噴射における噴射サイクルを「2」とし、所定時間前に実行された(同一気筒において例えば5min以内の期間で最も先行された)燃料噴射における噴射サイクルを「j」とする。また、ここで対象とする燃料噴射は、筒内の残熱量に影響を与える(筒内での熱源となる)燃料噴射(例えば上記パイロット噴射及びメイン噴射)である。
First, in step ST1, the integrated injection amount within a predetermined time for each cylinder is calculated. Here, each fuel injection amount from the
このため、ある気筒で燃料噴射が実行された場合には、その気筒においては、燃料噴射量Qv(i,j)の「j」が一つずつ加算(インクリメント)されることになる。つまり、i番気筒で燃料噴射が実行された場合には、今回実行された燃料噴射での燃料噴射量はQv(i,1)となり、同一気筒において前回実行された燃料噴射量はQv(i,1)からQv(i,2)に変更され、同一気筒において前々回実行された燃料噴射量はQv(i,2)からQv(i,3)に変更される。つまり、燃料噴射量はQv(i,j)からQv(i,j+1)に変更される。 Therefore, when fuel injection is performed in a certain cylinder, “j” of the fuel injection amount Qv (i, j) is incremented (incremented) one by one in that cylinder. That is, when fuel injection is executed in the i-th cylinder, the fuel injection amount in the fuel injection executed this time is Qv (i, 1), and the fuel injection amount executed last time in the same cylinder is Qv (i , 1) is changed from Qv (i, 2) to Qv (i, 2), and the fuel injection amount previously executed in the same cylinder is changed from Qv (i, 2) to Qv (i, 3). That is, the fuel injection amount is changed from Qv (i, j) to Qv (i, j + 1).
同様に、ある気筒で燃料噴射が実行された場合に、その気筒におけるその燃料噴射時刻Zit(i,j)の「j」が一つずつ加算(インクリメント)されることになる。つまり、i番気筒で燃料噴射が実行された場合には、その燃料噴射時刻はZit(i,1)となり、同一気筒において前回実行された燃料噴射時刻はZit(i,1)からZit(i,2)に変更され、同一気筒において前々回実行された燃料噴射時刻はZit(i,2)からZit(i,3)に変更される。つまり、燃料噴射時刻はZit(i,j)からZit(i,j+1)に変更される。 Similarly, when fuel injection is performed in a certain cylinder, “j” of the fuel injection time Zit (i, j) in that cylinder is incremented (incremented) one by one. That is, when fuel injection is performed in the i-th cylinder, the fuel injection time is Zit (i, 1), and the fuel injection time previously executed in the same cylinder is Zit (i, 1) to Zit (i). , 2), and the fuel injection time executed two times before in the same cylinder is changed from Zit (i, 2) to Zit (i, 3). That is, the fuel injection time is changed from Zit (i, j) to Zit (i, j + 1).
そして、以下の式(1)を満たす「j」の最大値を求め、Zit(i,1)からZit(i,j)までの期間を、今回の総燃料噴射量積算期間として設定する。 Then, the maximum value of “j” that satisfies the following expression (1) is obtained, and the period from Zit (i, 1) to Zit (i, j) is set as the current total fuel injection amount integration period.
Zit(i,1)−Zit(i,j)≦ZitB ・・・(1)
この式(1)における「B」は、総燃料噴射量積算期間を設定するための値であって例えば5minに相当する値が設定される。この値はこれに限定されるものではなく、適宜設定される。
Zit (i, 1) −Zit (i, j) ≦ ZitB (1)
“B” in the equation (1) is a value for setting the total fuel injection amount integration period, and is set to a value corresponding to, for example, 5 min. This value is not limited to this and is set as appropriate.
そして、上述の如く設定された総燃料噴射量積算期間におけるi番気筒の各燃料噴射の噴射量Qv(i,1)〜Qv(i,j)それぞれに所定の履歴重み係数K(i)を乗算した総和である積算噴射量SQ(i)を以下の式(2)によって算出する。 A predetermined history weight coefficient K (i) is assigned to each of the injection amounts Qv (i, 1) to Qv (i, j) of each fuel injection of the i-th cylinder in the total fuel injection amount integration period set as described above. An integrated injection amount SQ (i) that is the sum obtained by multiplication is calculated by the following equation (2).
SQ(i)=Qv(i,1)・K(1)+Qv(i,2)・K(2)+…+Qv(i,j−1)・K(j−1)+Qv(i,j)・K(j) ・・・(2)
なお、上記履歴重み係数K(i)は「i」が小さい値であるほど大きな値として設定される。つまり、過去に遡るほど積算噴射量SQ(i)に対する燃料噴射量の影響度合いを小さくし、現在のエンジン運転状態や直前のエンジン運転状態の反映度合いを大きくした積算噴射量SQ(i)が求められるようになっている。なお、この履歴重み係数K(i)は、予め実験やシミュレーションによってエンジン1の機種毎に設定されるものである。例えば、この積算噴射量SQ(i)は、筒内の残熱量に相関のある値として求められるため、シリンダブロック11やピストン13の熱容量が小さいエンジンの場合には、これらの熱容量が大きいエンジンの場合に比べて各履歴重み係数K(1)〜K(i)は小さい値として設定される。これにより、筒内の残熱量が少ない状態での熱量に相当する積算噴射量SQ(i)が求められることになる。
SQ (i) = Qv (i, 1) · K (1) + Qv (i, 2) · K (2) +... + Qv (i, j−1) · K (j−1) + Qv (i, j)・ K (j) (2)
The history weight coefficient K (i) is set to a larger value as “i” is smaller. That is, the cumulative injection amount SQ (i) is obtained by reducing the degree of influence of the fuel injection amount on the integrated injection amount SQ (i) as it goes back in the past, and increasing the degree of reflection of the current engine operating state and the immediately preceding engine operating state. It is supposed to be. The history weight coefficient K (i) is set in advance for each model of the
以上の動作が、何れかの気筒で1回の燃料噴射が実行される度に行われ、その気筒での積算噴射量SQ(i)が算出される。 The above operation is performed every time fuel injection is performed in any cylinder, and the integrated injection amount SQ (i) in that cylinder is calculated.
このようにして、燃料噴射が実行された気筒における積算噴射量SQ(i)を算出した後、ステップST2に移り、シリンダ内面温度の推定を行う。 In this way, after calculating the integrated injection amount SQ (i) in the cylinder in which the fuel injection has been performed, the routine proceeds to step ST2 where the cylinder inner surface temperature is estimated.
このシリンダ内面温度の推定動作では、上記水温センサ46により検出される冷却水温度Thwおよび上記積算噴射量SQ(i)を変数とする関数f(Thw,SQ(i))によりシリンダ内面温度Twall(i)を算出する。この関数f(Thw,SQ(i))は、予め実験やシミュレーションによって得られ、上記ECU100のROMに記憶されている。また、冷却水温度Thwおよび積算噴射量SQ(i)からシリンダ内面温度Twall(i)を求めるマップを上記ECU100のROMに記憶させておくようにしてもよい。
In this cylinder inner surface temperature estimation operation, the cylinder inner surface temperature Twall () is calculated by the function f (Thw, SQ (i)) having the cooling water temperature Thw detected by the
その後、ステップST3では、ピストン頂面温度の推定を行う。 Thereafter, in step ST3, the piston top surface temperature is estimated.
このピストン頂面温度の推定動作では、まず、潤滑油温度Tho(n)の算出を行う。この潤滑油温度Tho(n)は、上記水温センサ46により検出される冷却水温度Thwから算出される。具体的には、潤滑油温度Tho(n)は、冷却水温度Thwの上昇速度に対して遅れ(1次応答遅れ)をもって上昇するものであるため、上記冷却水温度Thwおよび遅れ係数Tho(n−1)を変数とする演算式により算出される。
In the operation of estimating the piston top surface temperature, first, the lubricating oil temperature Tho (n) is calculated. The lubricating oil temperature Th0 (n) is calculated from the cooling water temperature Thw detected by the
そして、上記算出された潤滑油温度Tho(n)および上記積算噴射量SQ(i)を変数とする関数g(Tho(n),SQ(i))によりピストン頂面温度Tpis(i)を算出する。この関数g(Tho(n),SQ(i))も、予め実験やシミュレーションによって得られ、上記ECU100のROMに記憶されている。また、潤滑油温度Tho(n)および積算噴射量SQ(i)からピストン頂面温度Tpis(i)を求めるマップを上記ECU100のROMに記憶させておくようにしてもよい。なお、潤滑油温度Tho(n)を直接的に検出可能な油温センサが備えられている場合には、この油温センサによって検出された潤滑油温度Tho(n)を変数として関数g(Tho(n),SQ(i))によりピストン頂面温度Tpis(i)を算出することになる。つまり、上記潤滑油温度Tho(n)の上昇遅れ(1次応答遅れ)を考慮する必要がなくなる。
Then, the piston top surface temperature Tpis (i) is calculated by a function g (Tho (n), SQ (i)) having the calculated lubricating oil temperature Tho (n) and the integrated injection amount SQ (i) as variables. To do. This function g (Tho (n), SQ (i)) is also obtained in advance by experiments and simulations and stored in the ROM of the
以上のようにしてシリンダ内面温度Twall(i)およびピストン頂面温度Tpis(i)を算出した後、ステップST4に移り、気筒毎の冷損指数基準値Lsc(i)を算出する。具体的には、上記シリンダ内面温度Twall(i)およびピストン頂面温度Tpis(i)を変数とする関数h(Twall(i),Tpis(i))により気筒毎の冷損指数基準値Lsc(i)を算出する。この関数h(Twall(i),Tpis(i))は、予め実験やシミュレーションによって得られ、上記ECU100のROMに記憶されている。また、シリンダ内面温度Twall(i)およびピストン頂面温度Tpis(i)から冷損指数基準値Lsc(i)を求めるマップを上記ECU100のROMに記憶させておくようにしてもよい。
After calculating the cylinder inner surface temperature Twall (i) and the piston top surface temperature Tpis (i) as described above, the process proceeds to step ST4 to calculate the cooling loss index reference value Lsc (i) for each cylinder. Specifically, a cooling loss index reference value Lsc (for each cylinder) by a function h (Twall (i), Tpis (i)) having the cylinder inner surface temperature Twall (i) and the piston top surface temperature Tpis (i) as variables. i) is calculated. This function h (Twall (i), Tpis (i)) is obtained in advance by experiments and simulations and stored in the ROM of the
この冷損指数基準値Lsc(i)は、上述した冷却水による冷損および潤滑油による冷損に対応する指標となる値である。つまり、冷損が大きいほど、この冷損指数基準値Lsc(i)としては大きな値が算出されることになる。 The cooling loss index reference value Lsc (i) is a value serving as an index corresponding to the cooling loss caused by the cooling water and the cooling loss caused by the lubricating oil. That is, the larger the cooling loss, the larger the value calculated as the cooling loss index reference value Lsc (i).
その後、ステップST5に移り、気筒毎の冷損指数Lscf(i)を算出する。具体的には、上記冷損指数基準値Lsc(i)、吸入ガス量Gcyl、吸入ガス温度Thimを変数とする関数k(Lsc(i),Gcyl,Thim)により気筒毎の冷損指数Lscf(i)を算出する。上記吸入ガス量Gcylは、上記エアフローメータ43によって検出される吸入空気量および上記EGRバルブ81の開度等によって推定される排気還流量(EGRガス量)に応じて求められる。また、吸入ガス温度Thimは、上記吸気温センサ49によって検出される。この関数k(Lsc(i),Gcyl,Thim)も、予め実験やシミュレーションによって得られ、上記ECU100のROMに記憶されている。また、冷損指数基準値Lsc(i)、吸入ガス量Gcyl、吸入ガス温度Thimから冷損指数Lscf(i)を求めるマップを上記ECU100のROMに記憶させておくようにしてもよい。そして、上記冷損指数Lscf(i)は、冷損指数基準値Lsc(i)が大きいほど、吸入ガス温度Thimが低いほど、また、その吸入ガス量Gcylが多いほど大きな値として算出されることになる。
Thereafter, the process proceeds to step ST5, where a cooling loss index Lscf (i) for each cylinder is calculated. Specifically, the cooling loss index Lscf for each cylinder is determined by a function k (Lsc (i), Gcyl, Thim) having the cooling loss index reference value Lsc (i), the intake gas amount Gcyl, and the intake gas temperature Thim as variables. i) is calculated. The intake gas amount Gcyl is determined according to the intake air amount detected by the
このようにして冷損指数Lscf(i)が算出された後、ステップST6に移り、この冷損指数Lscf(i)に応じてエンジン1の各制御パラメータの補正を行う。具体的な補正について以下に述べる。
After the cooling loss index Lscf (i) is calculated in this way, the process proceeds to step ST6, and each control parameter of the
(燃料噴射時期)
燃料噴射時期の補正としては、例えば冷損指数Lscf(i)が大きいほど(冷損が大きく気筒内温度が低下しやすい状況に相当)、上記パイロット噴射時期およびメイン噴射時期を進角側に補正する。つまり、上記基本噴射タイミングに対して冷損指数Lscf(i)に応じた補正量だけ補正が行われ、それを最終噴射タイミングとして決定する。この冷損指数Lscf(i)に応じた補正値は、図7(a)に示す噴射タイミング補正マップから求められる。この噴射タイミング補正マップは、予め実験やシミュレーションによって作成されて上記ECU100のROMに記憶されており、冷損指数Lscf(i)が大きいほど噴射時期を進角側に補正する補正値が得られるものとなっている。
(Fuel injection timing)
As the correction of the fuel injection timing, for example, the larger the cooling loss index Lscf (i) (corresponding to the situation where the cooling loss is large and the temperature in the cylinder is likely to decrease), the pilot injection timing and the main injection timing are corrected to the advance side. To do. That is, the basic injection timing is corrected by a correction amount corresponding to the cooling loss index Lscf (i), and this is determined as the final injection timing. The correction value corresponding to the cooling loss index Lscf (i) is obtained from the injection timing correction map shown in FIG. This injection timing correction map is created in advance by experiments and simulations and stored in the ROM of the
(燃料噴射量)
燃料噴射量の補正としては、例えば冷損指数Lscf(i)が大きいほど、上記パイロット噴射量を増量側に補正する。つまり、上記基本噴射量に対して冷損指数Lscf(i)に応じた補正量だけ補正が行われ、それを最終噴射量として決定する。この冷損指数Lscf(i)に応じた補正値は、図7(b)に示す噴射量補正マップから求められる。この噴射量補正マップも、予め実験やシミュレーションによって作成されて上記ECU100のROMに記憶されており、冷損指数Lscf(i)が大きいほどパイロット噴射量を増量側に補正する補正値が得られるものとなっている。
(Fuel injection amount)
As the correction of the fuel injection amount, for example, the pilot injection amount is corrected to the increase side as the cooling loss index Lscf (i) is larger. That is, the basic injection amount is corrected by a correction amount corresponding to the cooling loss index Lscf (i), and this is determined as the final injection amount. The correction value corresponding to the cooling loss index Lscf (i) is obtained from the injection amount correction map shown in FIG. This injection amount correction map is also created in advance by experiments and simulations and stored in the ROM of the
図8は、このパイロット噴射量の増量補正を行った場合の筒内ガス温度(例えばメイン噴射開始時点における筒内ガス温度)の変化の一例を示している。この図8から明らかなように、同一エンジン水温(冷却水温)であっても、噴射量の増量補正を行った場合(一点鎖線、破線、実線の順で燃料噴射量が増量されている)には筒内ガス温度が上昇し、メイン噴射での着火性が良好になって燃焼の安定化を図ることが可能となる。 FIG. 8 shows an example of a change in the in-cylinder gas temperature (for example, the in-cylinder gas temperature at the start of main injection) when the pilot injection amount increase correction is performed. As is apparent from FIG. 8, even when the engine water temperature (cooling water temperature) is the same, when the injection amount increase correction is performed (the fuel injection amount is increased in the order of the one-dot chain line, the broken line, and the solid line). Increases the in-cylinder gas temperature, improves the ignitability in main injection, and stabilizes combustion.
(燃料噴射圧)
燃料噴射圧の補正としては、例えば冷損指数Lscf(i)が大きいほど、上記燃料噴射圧を低圧側に補正する。つまり、上記エンジン負荷等に応じて設定される燃料噴射圧に対して冷損指数Lscf(i)に応じた補正量だけ補正が行われ、それを最終燃料噴射圧(目標燃料噴射圧)として決定する。このように冷損指数Lscf(i)が大きいほど(例えばシリンダボア内壁面12aの温度が低いほど)、上記燃料噴射圧を低圧側に補正することにより、インジェクタ23から噴射された燃料がシリンダボア内壁面12aに到達し難くなるようにする。これは、シリンダボア内壁面12aの温度が低い場合、シリンダボア内壁面12aに付着した燃料は蒸発し難く、その量が多くなると燃料によるオイル(潤滑油)の希釈が進んでしまうことになるため、これを防止するべく、燃料噴射圧を低圧側に補正するものである。
(Fuel injection pressure)
As the correction of the fuel injection pressure, for example, the fuel injection pressure is corrected to the lower pressure side as the cooling loss index Lscf (i) is larger. That is, the fuel injection pressure set according to the engine load or the like is corrected by a correction amount according to the cooling loss index Lscf (i) and determined as the final fuel injection pressure (target fuel injection pressure). To do. Thus, the larger the cooling loss index Lscf (i) (for example, the lower the temperature of the cylinder bore
この冷損指数Lscf(i)に応じた燃料噴射圧の補正値は、図7(c)に示す噴射圧補正マップから求められる。この噴射圧補正マップも、予め実験やシミュレーションによって作成されて上記ECU100のROMに記憶されており、冷損指数Lscf(i)が大きいほど燃料噴射圧を低圧側に補正する補正値が得られるものとなっている。
The fuel injection pressure correction value corresponding to the cooling loss index Lscf (i) is obtained from the injection pressure correction map shown in FIG. This injection pressure correction map is also created in advance by experiments and simulations and stored in the ROM of the
(EGR率)
EGR率の補正としては、例えば冷損指数Lscf(i)が大きいほど、目標EGR率(吸入ガス中における排気還流量の割合)を低くする側に補正する。つまり、上記EGRマップにしたがって決定されたEGR率に対して冷損指数Lscf(i)に応じた補正量だけ補正が行われ、それを最終EGR率(目標EGR率)として決定する。このように冷損指数Lscf(i)が大きいほど、上記目標EGR率を低い側に補正することにより、燃焼場での燃焼温度を高く維持し、燃焼効率の向上が図れるようにしている。
(EGR rate)
As the correction of the EGR rate, for example, the larger the cooling loss index Lscf (i), the lower the target EGR rate (the ratio of the exhaust gas recirculation amount in the intake gas). That is, the EGR rate determined according to the EGR map is corrected by a correction amount corresponding to the cooling loss index Lscf (i), and is determined as the final EGR rate (target EGR rate). Thus, the larger the cooling loss index Lscf (i), the higher the target EGR rate is corrected to the lower side, so that the combustion temperature in the combustion field is maintained higher and the combustion efficiency can be improved.
この冷損指数Lscf(i)に応じた目標EGR率の補正値は、図7(d)に示すEGR率補正マップから求められる。このEGR率補正マップも、予め実験やシミュレーションによって作成されて上記ECU100のROMに記憶されており、冷損指数Lscf(i)が大きいほどEGR率を低い側に補正する補正値が得られるものとなっている。
The correction value of the target EGR rate corresponding to the cooling loss index Lscf (i) is obtained from the EGR rate correction map shown in FIG. This EGR rate correction map is also created in advance by experiments and simulations and stored in the ROM of the
なお、ここでは冷損指数Lscf(i)に応じて目標EGR率を補正するようにしたが、吸気系における目標酸素濃度や、EGR制御量(上記EGRバルブ81の制御量)を補正するようにしてもよい。つまり、冷損指数Lscf(i)が大きいほど、目標酸素濃度を高い側に補正したり、EGRバルブ81の開度を小さい側に補正したりしてもよい。
Although the target EGR rate is corrected according to the cooling loss index Lscf (i) here, the target oxygen concentration in the intake system and the EGR control amount (the control amount of the EGR valve 81) are corrected. May be. That is, as the cooling loss index Lscf (i) is larger, the target oxygen concentration may be corrected to a higher side, or the opening degree of the
(過給圧)
上記ターボチャージャ5での過給圧の補正としては、例えば冷損指数Lscf(i)が大きいほど、目標過給圧を高くする側に補正する。つまり、上記エンジン回転速度やアクセル開度等に応じて設定される基本過給圧に対して冷損指数Lscf(i)に応じた補正量だけ補正が行われ、それを最終過給圧(目標過給圧)として決定する。このように冷損指数Lscf(i)が大きいほど、上記目標過給圧を高い側に補正することにより、燃焼効率の向上が図れるようにしている。
(Supercharging pressure)
As the correction of the supercharging pressure in the turbocharger 5, for example, the larger the cooling loss index Lscf (i), the higher the target supercharging pressure is corrected. That is, the basic boost pressure set according to the engine speed, the accelerator opening, etc. is corrected by a correction amount according to the cooling loss index Lscf (i), and this is corrected to the final boost pressure (target (Supercharging pressure) is determined. As described above, the larger the cooling loss index Lscf (i) is, the higher the target supercharging pressure is corrected, so that the combustion efficiency can be improved.
この冷損指数Lscf(i)に応じた目標過給圧の補正値は、図7(e)に示す過給圧補正マップから求められる。この過給圧補正マップも、予め実験やシミュレーションによって作成されて上記ECU100のROMに記憶されており、冷損指数Lscf(i)が大きいほど目標過給圧を高くする側に補正する補正値が得られるものとなっている。
The correction value of the target boost pressure corresponding to the cooling loss index Lscf (i) is obtained from the boost pressure correction map shown in FIG. This supercharging pressure correction map is also created in advance by experiments and simulations and stored in the ROM of the
なお、ここでは冷損指数Lscf(i)に応じて目標過給圧を補正するようにしたが、ターボ制御量(上記可変ノズルベーン機構54のベーン開度)を補正するようにしてもよい。つまり、冷損指数Lscf(i)が大きいほど、可変ノズルベーン機構54のベーン開度を小さい側に補正するものである。
Here, the target supercharging pressure is corrected according to the cooling loss index Lscf (i), but the turbo control amount (the vane opening degree of the variable nozzle vane mechanism 54) may be corrected. That is, the larger the cooling loss index Lscf (i), the smaller the vane opening degree of the variable
(グロー通電期間)
上記グロープラグ19におけるエンジン始動後の通電期間(アフタグローの実行期間)の補正としては、例えば冷損指数Lscf(i)が大きいほど、通電期間を長くする側に補正する。つまり、冷却水温度が所定温度以下であることでアフタグローを実行する場合に、冷損指数Lscf(i)に応じた補正量だけ通電期間の補正が行われ、それを最終通電期間として決定する。このように冷損指数Lscf(i)が大きいほど、上記通電期間を長くする側に補正することにより、燃焼の安定化が図れるようにしている。
(Glow energization period)
As the correction of the energization period (afterglow execution period) after the engine start in the
この冷損指数Lscf(i)に応じた通電期間の補正値は、図7(f)に示すグロー通電期間補正マップから求められる。このグロー通電期間補正マップも、予め実験やシミュレーションによって作成されて上記ECU100のROMに記憶されており、冷損指数Lscf(i)が大きいほど通電期間を長くする側に補正する補正値が得られるものとなっている。
The correction value of the energization period according to the cooling loss index Lscf (i) is obtained from the glow energization period correction map shown in FIG. This glow energization period correction map is also created in advance by experiments and simulations and stored in the ROM of the
以上のように、燃料噴射時期、燃料噴射量、燃料噴射圧、EGR率、過給圧、グロー通電期間を、冷損指数Lscf(i)に応じて補正することにより、エンジン運転状態の履歴に応じた筒内の残熱量、冷却水による冷損(シリンダの冷損)、潤滑油による冷損(ピストンの冷損)に応じた各種制御パラメータの適正化を図ることができる。その結果、現在の要求(例えば要求トルク)に適したエンジン運転状態が、制御パラメータを過剰に補正することなしに得られることになり、燃料消費率の改善、燃焼音の低減、排気エミッションの改善を図ることが可能になる。 As described above, by correcting the fuel injection timing, the fuel injection amount, the fuel injection pressure, the EGR rate, the supercharging pressure, and the glow energization period in accordance with the cooling loss index Lscf (i), It is possible to optimize various control parameters according to the amount of residual heat in the cylinder, the cooling loss due to the cooling water (cooling loss of the cylinder), and the cooling loss due to the lubricating oil (cooling loss of the piston). As a result, an engine operating state suitable for the current demand (for example, demanded torque) can be obtained without overcorrecting the control parameters, improving the fuel consumption rate, reducing the combustion noise, and improving the exhaust emission. Can be achieved.
また、本実施形態によれば、気筒毎に冷却水および潤滑油による冷損が異なっている場合であっても、各気筒それぞれに対して冷損指数基準値および冷損指数が求められて、各気筒毎に制御パラメータの補正が行われる。このため、各気筒における燃料の燃焼状態の均等化を図ることができ、気筒間バラツキの解消に伴ってエンジン1の振動も抑制することができる。
Further, according to the present embodiment, even when the cooling loss due to the cooling water and the lubricating oil is different for each cylinder, the cold loss index reference value and the cooling loss index are obtained for each cylinder, Control parameters are corrected for each cylinder. For this reason, the combustion state of the fuel in each cylinder can be equalized, and the vibration of the
図9は、エンジン1の運転開始から、または、エンジン負荷が変化してからの各サイクルの燃料着火時期の推移を示す図であって、従来技術(冷却水温度のみに応じて各種制御パラメータを補正するもの)における燃料着火時期の推移を破線で、本実施形態における燃料着火時期の推移を実線でそれぞれ示している。これら波形は、実験またはシミュレーションによって求められたものである。
FIG. 9 is a diagram showing the transition of the fuel ignition timing of each cycle from the start of operation of the
この図9から明らかなように、従来技術にあっては、燃料着火時期が収束するまでの期間(最適な燃料着火時期(燃料消費率の改善や排気エミッションの改善が図れる燃料着火時期)が得られるまでの期間)が比較的長くなっている(図中の期間Tbを参照)。このため、この最適な燃料着火時期が得られるまでの期間にあっては、燃料消費率の悪化、燃焼音の増大、排気エミッションの悪化が懸念されることになる。 As is apparent from FIG. 9, in the prior art, a period until the fuel ignition timing converges (optimum fuel ignition timing (fuel ignition timing that can improve the fuel consumption rate and exhaust emission) is obtained. The period until it is generated) is relatively long (see period Tb in the figure). For this reason, in the period until the optimum fuel ignition timing is obtained, there is a concern that the fuel consumption rate will deteriorate, the combustion noise will increase, and the exhaust emission will deteriorate.
これに対し、本実施形態では、最適な燃料着火時期に急速に収束している。このため、燃料消費率の改善、燃焼音の低減、排気エミッションの改善等を図ることが可能なエンジン運転状態を早期に得ることが可能となっている。 On the other hand, in this embodiment, it converges rapidly at the optimal fuel ignition timing. For this reason, it is possible to obtain at an early stage an engine operating state capable of improving the fuel consumption rate, reducing the combustion noise, improving the exhaust emission, and the like.
図10は、燃焼行程時における気筒内での熱発生率の変化を示し、図10(a)は本実施形態において得られる熱発生率の変化の一例を示している。この図10(a)における二点鎖線はエンジン1の運転開始時点における熱発生率の変化を示し、実線はエンジン1の運転開始後、数サイクル後の時点における熱発生率の変化を示している。一方、図10(b)は従来技術(冷却水温度のみに応じて各種制御パラメータを補正するもの)における熱発生率の変化の一例を示している。この図10(b)における二点鎖線はエンジン1の運転開始時点における熱発生率の変化を示し、一点鎖線はエンジン1の運転開始後、数サイクル後の時点における熱発生率の変化を示している。また、破線は、更に数サイクル後の時点における熱発生率の変化を示し、実線は、更に数サイクル後の時点における熱発生率の変化を示している。
FIG. 10 shows the change in the heat generation rate in the cylinder during the combustion stroke, and FIG. 10 (a) shows an example of the change in the heat generation rate obtained in this embodiment. In FIG. 10A, the two-dot chain line indicates the change in the heat generation rate at the start of the operation of the
このように、従来技術にあっては、熱発生率が収束して理想的な熱発生率波形が得られるまでの期間を長く要している。このため、燃料消費率の悪化、燃焼音の増大、排気エミッションの悪化が懸念される期間が長くなっている。 As described above, the conventional technique requires a long period until the heat generation rate converges and an ideal heat generation rate waveform is obtained. For this reason, the period during which the fuel consumption rate deteriorates, the combustion noise increases, and the exhaust emission deteriorates is long.
これに対し、本実施形態では、理想的な熱発生率波形を早期に得ることが可能となっている。このため、燃料消費率の改善、燃焼音の低減、排気エミッションの改善等を図ることが可能なエンジン運転状態を早期に得ることが可能である。 On the other hand, in this embodiment, it is possible to obtain an ideal heat generation rate waveform at an early stage. For this reason, it is possible to obtain at an early stage an engine operating state capable of improving the fuel consumption rate, reducing combustion noise, improving exhaust emission, and the like.
なお、本実施形態では、冷損指数Lscf(i)に応じて、燃料噴射時期、燃料噴射量、燃料噴射圧、EGR率、過給圧、グロー通電期間の全てに対して補正を行うようにしていた。これに限らず、燃料噴射時期、燃料噴射量、燃料噴射圧、EGR率、過給圧、グロー通電期間のうちの何れか一つ、または、複数を冷損指数Lscf(i)に応じて補正するようにしてもよい。また、上記以外の制御パラメータを上記冷損指数Lscf(i)に応じて補正するようにしてもよい。 In the present embodiment, all of the fuel injection timing, the fuel injection amount, the fuel injection pressure, the EGR rate, the supercharging pressure, and the glow energization period are corrected according to the cooling loss index Lscf (i). It was. Not limited to this, one or more of fuel injection timing, fuel injection amount, fuel injection pressure, EGR rate, supercharging pressure, glow energization period, or the like is corrected according to the cooling loss index Lscf (i) You may make it do. Further, control parameters other than those described above may be corrected according to the cooling loss index Lscf (i).
(変形例1)
次に、変形例1について説明する。本変形例は、上記冷損指数Lscf(i)に応じた制御パラメータの補正動作が上述した実施形態のものと異なっている。したがって、ここでは、制御パラメータの補正動作についてのみ説明する。
(Modification 1)
Next,
具体的には、上記冷損指数Lscf(i)に基づいて圧縮端温度(ピストン13が圧縮上死点に達した時点での筒内温度)または所定クランク角度での筒内温度(ピストン13が所定位置に達した時点(例えばクランク角度で圧縮上死点前30°の位置)での筒内温度)を推定し、この推定値から上記燃料噴射時期、燃料噴射量、燃料噴射圧、EGR率、過給圧、グロー通電期間の少なくとも一つを補正するようにしている。この場合、筒内温度が低いほど、上記実施形態において冷損指数Lscf(i)が大きい場合と同様の制御(例えば燃料噴射時期の進角補正や、燃料噴射量の増量補正等)が行われることになる。
Specifically, based on the cooling loss index Lscf (i), the compression end temperature (the in-cylinder temperature when the
なお、冷損指数Lscf(i)から圧縮端温度または所定クランク角度での筒内温度を推定するための手法としては、予め実験やシミュレーションによって、冷損指数Lscf(i)と圧縮端温度との関係、または、冷損指数Lscf(i)と所定クランク角度での筒内温度との関係を求めておき、それをマップ化して上記ROMに記憶させておく。そして、このマップに冷損指数Lscf(i)に当て嵌めることにより、圧縮端温度または所定クランク角度での筒内温度を求めるようにする。 As a method for estimating the compression end temperature or the in-cylinder temperature at a predetermined crank angle from the cooling loss index Lscf (i), the cooling loss index Lscf (i) and the compression end temperature are calculated in advance by experiments and simulations. The relationship or the relationship between the cooling loss index Lscf (i) and the in-cylinder temperature at a predetermined crank angle is obtained, mapped, and stored in the ROM. Then, the compression end temperature or the in-cylinder temperature at a predetermined crank angle is obtained by fitting the cooling loss index Lscf (i) to this map.
(変形例2)
次に、変形例2について説明する。本変形例は、上記冷損指数Lscf(i)に応じた制御パラメータの補正動作が上述した実施形態および変形例1のものと異なっている。したがって、ここでも、制御パラメータの補正動作についてのみ説明する。
(Modification 2)
Next,
具体的には、上記冷損指数Lscf(i)に基づいて圧縮端圧力(ピストン13が圧縮上死点に達した時点での筒内圧力)または所定クランク角度での筒内圧力(ピストン13が所定位置に達した時点(例えばクランク角度で圧縮上死点前30°の位置)での筒内圧力)を推定し、この推定値から上記燃料噴射時期、燃料噴射量、燃料噴射圧、EGR率、過給圧、グロー通電期間の少なくとも一つを補正するようにしている。この場合、筒内圧力が低いほど、上記実施形態において冷損指数Lscf(i)が大きい場合と同様の制御が行われることになる。
Specifically, based on the cooling loss index Lscf (i), the compression end pressure (cylinder pressure when the
なお、冷損指数Lscf(i)から圧縮端圧力または所定クランク角度での筒内圧力を推定するための手法としては、予め実験やシミュレーションによって、冷損指数Lscf(i)と圧縮端圧力との関係、または、冷損指数Lscf(i)と所定クランク角度での筒内圧力との関係を求めておき、それをマップ化して上記ROMに記憶させておく。そして、このマップに冷損指数Lscf(i)に当て嵌めることにより、圧縮端圧力または所定クランク角度での筒内圧力を求めるようにする。 As a method for estimating the compression end pressure or the in-cylinder pressure at a predetermined crank angle from the cooling loss index Lscf (i), the cooling loss index Lscf (i) and the compression end pressure can be estimated in advance through experiments and simulations. The relationship or the relationship between the cooling loss index Lscf (i) and the in-cylinder pressure at a predetermined crank angle is obtained, and this is mapped and stored in the ROM. Then, the compression end pressure or the in-cylinder pressure at a predetermined crank angle is obtained by fitting the cooling loss index Lscf (i) to this map.
−他の実施形態−
以上説明した実施形態および各変形例では、直列4気筒ディーゼルエンジンに本発明を適用した場合について説明したが、本発明は、気筒数やエンジン形式(直列型エンジン、V型エンジン、水平対向型エンジン等の別)については特に限定されるものではない。また、ディーゼルエンジンに限らず、ガソリンエンジンに対しても本発明は適用可能である。
-Other embodiments-
In the above-described embodiments and modifications, the case where the present invention is applied to an in-line four-cylinder diesel engine has been described. However, the present invention is not limited to the number of cylinders and the engine type (in-line engine, V-type engine, horizontally opposed engine). Etc.) is not particularly limited. Further, the present invention is applicable not only to diesel engines but also to gasoline engines.
また、上記実施形態および各変形例では、「シリンダ内面温度」として、シリンダボア内壁面12aおよびシリンダヘッド下面15b両方の温度を対象としていた。本発明はこれに限らず、一方の温度(例えばシリンダボア内壁面12aの温度)のみをシリンダ内面温度として扱うように上記関数f(Thw,SQ(i))を設定して冷損指数基準値Lsc(i)を算出するようにしてもよい。
Further, in the above-described embodiment and each modified example, the “cylinder inner surface temperature” is the temperature of both the cylinder bore
また、上記実施形態および各変形例では、通電期間においてのみ全開の開弁状態となることにより燃料噴射率を変更するピエゾインジェクタ23を適用したエンジン1について説明したが、本発明は、可変噴射率インジェクタを適用したエンジンへの適用も可能である。
Moreover, although the said embodiment and each modification demonstrated the
本発明は、自動車に搭載されるコモンレール式筒内直噴型多気筒ディーゼルエンジンにおける制御パラメータの補正制御に適用可能である。 The present invention can be applied to control parameter correction control in a common rail in-cylinder direct injection multi-cylinder diesel engine mounted on an automobile.
1 エンジン(内燃機関)
11a ウォータジャケット
12 シリンダボア
12a シリンダボア内壁面
13 ピストン
13a ピストン頂面
15 シリンダヘッド
15b シリンダヘッド下面
15c ウォータジャケット
23 インジェクタ(燃料噴射弁)
3 燃焼室
46 水温センサ
48 吸気圧センサ
49 吸気温センサ
100 ECU
Thw 冷却水温度
Tho(n) 潤滑油温度
SQ(i) 積算噴射量
Twall(i) シリンダ内面温度
Tpis(i) ピストン頂面温度
Lsc(i) 冷損指数基準値
Lscf(i) 冷損指数
1 engine (internal combustion engine)
3
Thw Cooling water temperature Th0 (n) Lubricating oil temperature SQ (i) Cumulative injection amount Twall (i) Cylinder inner surface temperature Tpis (i) Piston top surface temperature Lsc (i) Cooling loss index reference value Lscf (i) Cooling loss index
Claims (7)
所定時間内における気筒内に向けての燃料噴射量と冷却水温度とから推定されたシリンダ内面温度、および、所定時間内における気筒内に向けての燃料噴射量と潤滑油温度とから推定されたピストン表面温度に基づいて、一つの気筒における冷却損失の指標を求め、この冷却損失の指標に応じて内燃機関制御パラメータの補正を行う構成となっていることを特徴とする内燃機関の制御装置。 In a control device for an internal combustion engine that generates output by combustion of fuel injected from a fuel injection valve into a cylinder,
Estimated from the cylinder inner surface temperature estimated from the fuel injection amount toward the cylinder and the coolant temperature within a predetermined time, and the fuel injection amount and lubricant temperature toward the cylinder within the predetermined time A control apparatus for an internal combustion engine, characterized in that an index of cooling loss in one cylinder is obtained based on a piston surface temperature, and an internal combustion engine control parameter is corrected according to the index of cooling loss.
上記内燃機関は複数の気筒を備え、それぞれの気筒に対して個別に燃料噴射弁から気筒内に向けて燃料が噴射されるようになっており、
上記冷却損失の指標は気筒毎に求められ、各気筒毎に、この冷却損失の指標に応じて内燃機関制御パラメータの補正を行う構成となっていることを特徴とする内燃機関の制御装置。 The control apparatus for an internal combustion engine according to claim 1,
The internal combustion engine includes a plurality of cylinders, and fuel is individually injected from the fuel injection valve into the cylinders for each cylinder.
A control device for an internal combustion engine, characterized in that the index of cooling loss is obtained for each cylinder, and the internal combustion engine control parameter is corrected for each cylinder in accordance with the index of cooling loss.
上記所定時間内における気筒内に向けての燃料噴射量は、所定時間内において実際に気筒内に向けて噴射された燃料噴射タイミングそれぞれにおける燃料量に、重み係数を乗算することにより得られた積算噴射量として求められ、
上記重み係数は、上記シリンダ内面温度およびピストン表面温度の推定タイミングに近いタイミングで噴射された燃料噴射量に乗算されるものほど大きな値に設定されていることを特徴とする内燃機関の制御装置。 The control device for an internal combustion engine according to claim 1 or 2,
The amount of fuel injected into the cylinder within the predetermined time is the sum obtained by multiplying the fuel amount at each fuel injection timing actually injected into the cylinder within the predetermined time by a weighting factor. Calculated as the injection amount,
The control apparatus for an internal combustion engine, wherein the weighting coefficient is set to a larger value as it is multiplied by a fuel injection amount injected at a timing closer to the estimated timing of the cylinder inner surface temperature and the piston surface temperature.
上記冷却損失の指標に応じて補正される内燃機関制御パラメータは、燃料噴射時期、燃料噴射量、燃料噴射圧力、排気ガスを吸気系に還流する排気還流量、吸気の過給圧、グロープラグの通電期間のうちの少なくとも一つであることを特徴とする内燃機関の制御装置。 The control device for an internal combustion engine according to claim 1, 2, or 3,
The internal combustion engine control parameters corrected in accordance with the cooling loss index are: fuel injection timing, fuel injection amount, fuel injection pressure, exhaust gas recirculation amount for returning exhaust gas to the intake system, intake air supercharging pressure, glow plug A control device for an internal combustion engine, characterized by being at least one of energization periods.
上記冷却損失の指標に基づいて、ピストンが圧縮上死点に達した時点での圧縮端温度、または、ピストンが所定位置に達した時点での筒内ガス温度を推定し、この推定値に応じて内燃機関制御パラメータの補正を行う構成となっていることを特徴とする内燃機関の制御装置。 In the control device for an internal combustion engine according to any one of claims 1 to 4,
Based on the cooling loss index, the compression end temperature when the piston reaches compression top dead center or the in-cylinder gas temperature when the piston reaches a predetermined position is estimated, and the estimated value is An internal combustion engine control apparatus characterized in that the internal combustion engine control parameter is corrected.
上記冷却損失の指標に基づいて、ピストンが圧縮上死点に達した時点での圧縮端圧力、または、ピストンが所定位置に達した時点での筒内圧力を推定し、この推定値に応じて内燃機関制御パラメータの補正を行う構成となっていることを特徴とする内燃機関の制御装置。 In the control device for an internal combustion engine according to any one of claims 1 to 4,
Based on the cooling loss index, the compression end pressure when the piston reaches compression top dead center or the in-cylinder pressure when the piston reaches a predetermined position is estimated. A control device for an internal combustion engine, wherein the control device corrects the internal combustion engine control parameter.
上記内燃機関制御パラメータは、上記冷却損失の指標、吸入ガス量、および、吸入ガス温度から求められる冷損指数に応じて補正される構成となっていることを特徴とする内燃機関の制御装置。 The control apparatus for an internal combustion engine according to any one of claims 1 to 6,
The control apparatus for an internal combustion engine, wherein the internal combustion engine control parameter is configured to be corrected according to a cooling loss index obtained from the cooling loss index, intake gas amount, and intake gas temperature.
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