JP2014074337A - Control device of internal combustion engine - Google Patents
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Abstract
Description
この発明は内燃機関の制御装置に関し、より詳しくはガソリンを含む多種燃料とそれよりオクタン価の高いアルコール(エタノール)燃料を用いる内燃機関の制御装置に関する。 The present invention relates to a control device for an internal combustion engine, and more particularly to a control device for an internal combustion engine that uses various fuels including gasoline and alcohol (ethanol) fuel having a higher octane number.
近時、ガソリンを含む多種燃料とそれよりオクタン価の高いアルコール燃料を用いると共に、運転状態に応じてそれらの供給割合を制御することで燃焼効率とエミッション性能の向上を図ることが提案されており、その一例として下記の特許文献1記載の技術を挙げることができる。
Recently, it has been proposed to improve combustion efficiency and emission performance by using various fuels including gasoline and alcohol fuel with a higher octane number, and controlling the supply ratio according to the operating state. As an example, the technique described in
特許文献1記載の技術にあっては、高オクタン価燃料を直噴インジェクタで燃焼室に直接噴射し、低オクタン価燃料をポートインジェクタで吸気ポートに噴射すると共に、直噴インジェクタの噴射時間が最小噴射時間より短いときは最小噴射時間まで増加する一方、その分だけポートインジェクタからの噴射量を減らすように構成している。
In the technique described in
特許文献1記載の技術にあっては上記のように構成することでノッキングを抑制しつつ燃焼効率の向上を図っているが、直噴インジェクタは高オクタン価燃料を最小時間以上で常時噴射することになるため、高オクタン価燃料の消費が増加する。その結果、高オクタン価燃料の不足を招き、ノッキングを抑制しつつ燃焼効率の向上を図るという所期の目的を達成できない不都合を生じるおそれがある。
In the technique described in
従って、この発明の目的は上記した課題を解決し、ガソリンを含む多種燃料とそれよりオクタン価の高いアルコール燃料を用いると共に、高オクタン価燃料を可能な限り節約することで燃焼効率とエミッション性能の向上を所期通り達成できるようにした内燃機関の制御装置を提供することにある。 Accordingly, the object of the present invention is to solve the above-mentioned problems, use various fuels including gasoline and alcohol fuel having a higher octane number, and improve combustion efficiency and emission performance by saving as much as possible the high octane number fuel. An object of the present invention is to provide a control device for an internal combustion engine which can be achieved as intended.
上記の目的を解決するために、請求項1にあっては、ガソリンを含む多種燃料を噴射可能な第1インジェクタと、前記多種燃料よりオクタン価の高いアルコール燃料を噴射可能な第2インジェクタとを備え、前記第1、第2インジェクタの少なくともいずれかから噴射された燃料を吸気と混合させて得た混合気を燃焼室で点火・燃焼させて出力を生じる内燃機関の制御装置において、前記内燃機関の機関回転数と負荷を検出する検出手段と、前記検出された機関回転数と負荷とから予め設定された負荷/噴射割合特性に基づいて前記第1インジェクタから噴射させるべき多種燃料の流量と前記第2インジェクタから噴射させるべきアルコール燃料の流量を、前記内燃機関の負荷が増加するほど前記多種燃料の流量に対する前記アルコール燃料の流量の割合が増加するように算出する流量算出手段と、前記算出された燃料の流量となるように前記第1、第2インジェクタの燃料噴射を制御する燃料噴射制御手段とを備えると共に、前記流量算出手段は、前記内燃機関の負荷が増加するときも前記アルコール燃料の流量に対する前記多種燃料の流量の割合が零とならないように前記多種燃料とアルコール燃料の流量を算出する如く構成した。 In order to solve the above-mentioned object, the present invention includes a first injector capable of injecting various fuels including gasoline and a second injector capable of injecting alcohol fuel having an octane number higher than that of the various fuels. In the control device for an internal combustion engine that generates an output by igniting and burning an air-fuel mixture obtained by mixing fuel injected from at least one of the first and second injectors with intake air in a combustion chamber, Detection means for detecting the engine speed and load, flow rates of various fuels to be injected from the first injector based on a preset load / injection ratio characteristic from the detected engine speed and load, and the first The flow rate of the alcohol fuel to be injected from the two injectors is increased with respect to the flow rate of the various fuels as the load of the internal combustion engine increases. A flow rate calculating means for calculating the flow rate ratio; and a fuel injection control means for controlling the fuel injection of the first and second injectors so as to obtain the calculated fuel flow rate. The calculation means is configured to calculate the flow rates of the multi-fuel and the alcohol fuel so that the ratio of the flow of the multi-fuel to the flow of the alcohol fuel does not become zero even when the load of the internal combustion engine increases.
請求項2に係る内燃機関の制御装置にあっては、前記第1インジェクタが前記燃焼室内に前記多種燃料を直接噴射するインジェクタからなり、前記第2インジェクタが前記燃焼室の手前の吸気ポートに前記アルコール燃料を噴射するインジェクタからなる如く構成した。 In the control device for an internal combustion engine according to claim 2, the first injector includes an injector that directly injects the various types of fuel into the combustion chamber, and the second injector is connected to the intake port in front of the combustion chamber. It was comprised so that it might consist of an injector which injects alcohol fuel.
請求項3に係る内燃機関の制御装置にあっては、前記流量算出手段は、前記第2インジェクタから噴射させるべきアルコール燃料の吸気ポート壁面への付着補正流量を算出し、前記算出された付着補正流量で前記アルコール燃料の流量を補正する如く構成した。 In the control apparatus for an internal combustion engine according to claim 3, the flow rate calculation means calculates an adhesion correction flow rate of alcohol fuel to be injected from the second injector to the intake port wall surface, and the calculated adhesion correction The flow rate of the alcohol fuel is corrected by the flow rate.
請求項4に係る内燃機関の制御装置にあっては、前記流量算出手段は、前記第2インジェクタを停止から駆動させるとき、前記算出されたアルコール燃料の流量から予め設定された流量/通電時間特性に基づいて前記第2インジェクタへの通電時間を算出すると共に、前記算出された通電時間が線形特性を保証する最低噴射時間より短いとき、前記算出された通電時間を前記最低噴射時間まで増加する如く構成した。 5. The control apparatus for an internal combustion engine according to claim 4, wherein the flow rate calculation means sets a flow rate / energization time characteristic set in advance from the calculated flow rate of the alcohol fuel when the second injector is driven from a stop. The energization time to the second injector is calculated based on the above, and when the calculated energization time is shorter than the minimum injection time that guarantees linear characteristics, the calculated energization time is increased to the minimum injection time. Configured.
請求項5に係る内燃機関の制御装置にあっては、前記流量算出手段は、前記算出された通電時間を前記最低噴射時間まで増加するとき、前記第1インジェクタから噴射させるべき多種燃料の流量を減少補正する如く構成した。 In the control apparatus for an internal combustion engine according to claim 5, the flow rate calculation means determines the flow rates of the various fuels to be injected from the first injector when the calculated energization time is increased to the minimum injection time. It was configured to correct for decrease.
請求項1に係る内燃機関の制御装置にあっては、検出された機関回転数と負荷とから予め設定された負荷/噴射割合特性に基づいてガソリンを含む多種燃料を噴射可能な第1インジェクタから噴射させるべき多種燃料の流量と多種燃料よりオクタン価の高いアルコール燃料を噴射可能な第2インジェクタから噴射させるべきアルコール燃料の流量を、負荷が増加するほど多種燃料の流量に対するアルコール燃料の流量の割合が増加するように算出し、算出された燃料の流量となるように第1、第2インジェクタの燃料噴射を制御すると共に、負荷が増加するときもアルコール燃料の流量に対する多種燃料の流量の割合が零とならないように多種燃料とアルコール燃料の流量を算出する如く構成したので、負荷が増加するほどアルコール燃料を増加させることでノッキングを効果的に抑制できると共に、内燃機関を高圧縮比で運転することが可能となることから燃焼効率とエミッション性能を向上させることができる。
In the control apparatus for an internal combustion engine according to
さらに、負荷が増加するときもアルコール燃料の流量に対する多種燃料の流量の割合が零とならないように両者の流量を算出するように構成したので、多種燃料を常時噴射させることとなり、結果としてアルコール燃料の消費を可能な限り節約することができ、よって燃焼効率とエミッション性能の向上を所期通り達成することができる。 Furthermore, since the flow rate of both types of fuel is calculated so that the ratio of the flow rate of the various fuels to the flow rate of the alcohol fuel does not become zero even when the load increases, the multiple fuels are always injected, and as a result, the alcohol fuels Consumption can be saved as much as possible, so that improvement in combustion efficiency and emission performance can be achieved as expected.
請求項2に係る内燃機関の制御装置にあっては、第1インジェクタが燃焼室内に多種燃料を直接噴射するインジェクタからなり、第2インジェクタが燃焼室の手前の吸気ポートにアルコール燃料を噴射するインジェクタからなる如く構成したので、上記した効果に加え、多種燃料を燃焼室内に直接噴射するインジェクタを第1インジェクタとすることで、第1インジェクタから多種燃料が常時噴射されるようになるため、筒内燃焼温度の影響によって先端部にデポジットが発生するのを防止できると共に、噴射された多種燃料の潜熱によって異常燃焼を回避することができる。また、アルコール燃料を吸気ポートに噴射するインジェクタを第2インジェクタとすることで加圧ポンプなどの部品の精度やコストを下げることができて構成を簡易にすることができる。 In the control apparatus for an internal combustion engine according to claim 2, the first injector includes an injector that directly injects various fuels into the combustion chamber, and the second injector injects alcohol fuel into the intake port in front of the combustion chamber. In addition to the effects described above, since the first injector is the injector that directly injects various fuels into the combustion chamber, the various fuels are always injected from the first injector. It is possible to prevent deposits from being generated at the tip due to the influence of the combustion temperature, and it is possible to avoid abnormal combustion due to the latent heat of the injected various fuels. In addition, by using the injector that injects alcohol fuel into the intake port as the second injector, the accuracy and cost of components such as a pressure pump can be reduced, and the configuration can be simplified.
請求項3に係る内燃機関の制御装置にあっては、第2インジェクタから噴射させるべきアルコール燃料の吸気ポート壁面への付着補正流量を算出し、算出された付着補正流量でアルコール燃料の流量を補正する如く構成したので、上記した効果に加え、吸気ポートから噴射されるアルコール燃料の流量を精度良く算出することができる。 In the control apparatus for an internal combustion engine according to claim 3, the adhesion correction flow rate of alcohol fuel to be injected from the second injector to the intake port wall surface is calculated, and the alcohol fuel flow rate is corrected by the calculated adhesion correction flow rate. Since it is configured as described above, in addition to the above-described effects, the flow rate of the alcohol fuel injected from the intake port can be calculated with high accuracy.
請求項4に係る内燃機関の制御装置にあっては、第2インジェクタを停止から駆動させるとき、算出されたアルコール燃料の流量から予め設定された流量/通電時間特性に基づいて第2インジェクタへの通電時間を算出すると共に、算出された通電時間が線形特性を保証する最低噴射時間より短いとき、算出された通電時間を最低噴射時間まで増加する如く構成したので、上記した効果に加え、算出された通電時間が線形特性を保証する最低噴射時間より短い場合でも要求された流量以上のアルコール燃料を供給でき、ノッキングを効果的に抑制することができる。 In the control device for an internal combustion engine according to claim 4, when the second injector is driven from the stop, the flow rate of the alcohol fuel calculated from the calculated flow rate of the alcohol fuel is supplied to the second injector based on a preset flow rate / energization time characteristic. In addition to the above effects, the energization time is calculated, and when the calculated energization time is shorter than the minimum injection time that guarantees the linear characteristic, the calculated energization time is increased to the minimum injection time. Even when the energization time is shorter than the minimum injection time that guarantees the linear characteristics, alcohol fuel having a flow rate higher than the required flow rate can be supplied, and knocking can be effectively suppressed.
請求項5に係る内燃機関の制御装置にあっては、算出された通電時間を最低噴射時間まで増加するとき、第1インジェクタから噴射させるべき多種燃料の流量を減少補正する如く構成したので、上記した効果に加え、空燃比が目標値からずれるのを防止することができる。 In the control apparatus for an internal combustion engine according to claim 5, when the calculated energization time is increased to the minimum injection time, the flow rate of the various fuels to be injected from the first injector is corrected to decrease. In addition to the effect, the air-fuel ratio can be prevented from deviating from the target value.
以下、添付図面に即してこの発明に係る内燃機関の制御装置を実施するための最良の形態について説明する。 The best mode for carrying out the control apparatus for an internal combustion engine according to the present invention will be described below with reference to the accompanying drawings.
図1はこの発明の実施例に係る内燃機関の制御装置を全体的に示す概略図である。 FIG. 1 is a schematic diagram showing an overall control apparatus for an internal combustion engine according to an embodiment of the present invention.
図1において、符号10は、車両(図示せず)に搭載される、4気筒(シリンダ)4サイクルの内燃機関(1気筒のみ図示。以下「エンジン」という)を示す。エンジン10において吸気管12にはターボ過給機14のコンプレッサ14aが配置される。
In FIG. 1,
吸気はコンプレッサ14aによってエアクリーナ(図示せず)から強制的に圧縮吸引されて吸気管12を流れ、インタークーラ14bで冷却されてスロットルバルブ16に至り、そこで流量を調節されて吸気マニホルド18を流れ、2個の吸気バルブ(1個のみ図示)20が開弁(開放)されるとき、燃焼室22に流入する。
The intake air is forcibly compressed and sucked from an air cleaner (not shown) by the
スロットルバルブ16は、車両運転席床面に配置されたアクセルペダル24との機械的な接続を絶たれ、DBW(Drive By Wire)機構26で開閉が制御される。即ち、スロットルバルブ16はDBW機構26のアクチュエータ(電動モータ)26aに接続され、アクチュエータ26aで駆動されて開閉する。
The
燃焼室22を臨む位置には第1インジェクタ(INJ。燃料噴射弁)30が配置されると共に、吸気バルブ20の手前の吸気ポート18aには第2インジェクタ(INJ。燃料噴射弁)32が配置される。
A first injector (INJ, fuel injection valve) 30 is disposed at a position facing the combustion chamber 22, and a second injector (INJ, fuel injection valve) 32 is disposed in the
第1インジェクタ30には、メイン燃料タンク34に貯留される多種燃料がタンク内部に配置されたメイン燃料ポンプ34aで汲み上げられ、燃料供給管36を介して圧送される。第1インジェクタ30は圧送された多種燃料を燃焼室22に直接噴射する。以下、第1インジェクタ30を「直噴インジェクタ」ともいう。
Various fuels stored in the
多種燃料としては、ガソリンとエタノール(エチルアルコール)の混合燃料、具体的にはガソリン90%とエタノール10%の混合燃料(E10)などのアルコール濃度が比較的低い燃料の使用が予定される。 As the multi-fuel, it is planned to use a fuel having a relatively low alcohol concentration, such as a mixed fuel of gasoline and ethanol (ethyl alcohol), specifically, a mixed fuel (E10) of 90% gasoline and 10% ethanol.
他方、メイン燃料タンク34に貯留される多種燃料はサブ燃料ポンプ34bで汲み上げられて管路40を介して分離装置42に送られ、そこでアルコール成分とその他の成分に分離・抽出される。分離されたアルコール成分は一定範囲のアルコール濃度を備えたアルコール燃料としてサブ燃料タンク44に貯留されると共に、その他の成分は管路46を介してメイン燃料タンク34に戻される。
On the other hand, the various fuels stored in the
サブ燃料タンク44に貯留されるアルコール燃料はタンク内部に配置された燃料ポンプ44aで汲み上げられ、燃料供給管50を介して第2インジェクタ32に圧送される。即ち、オクタン価(Research Octane Number)において第1インジェクタ30に比較的低い(低RONの)燃料が圧送される一方、第2インジェクタ32には比較的高い(高RONの)燃料が圧送される。以下、第1インジェクタ30に圧送される燃料を低RON燃料、第2インジェクタ32に圧送される燃料を高RON燃料という。
The alcohol fuel stored in the
第2インジェクタ32は圧送された高RON燃料を吸気ポート18aに噴射する。以下、第2インジェクタ32を「ポートインジェクタ」ともいう。噴射された高RON燃料は吸気バルブ20が開弁されたとき、燃焼室22に流入する。
The
直噴インジェクタ30あるいはポートインジェクタ32は、ドライバ(駆動回路。図2に示す)52を通じてECU(Electronic Control Unit。電子制御ユニット)54に電気的に接続され、ECU54から開弁(開放)時間を示す駆動信号がドライバ52を通じて供給されると開弁し、開弁時間に応じた低RON燃料を燃焼室22に噴射すると共に、高RON燃料を吸気ポート18aに噴射する。噴射された低RON燃料あるいは高RON燃料は、流入した空気と混合して混合気を生成する。
The
燃焼室22には点火プラグ56が配置される。点火プラグ56はイグナイタなどからなる点火装置60に接続される。点火装置60はECU54からドライバ52を介して点火信号が供給されると、点火プラグ56の電極間に火花放電を生じさせる。混合気はそれによって着火されて燃焼し、燃焼室22の内部に摺動自在に収容されるピストン62を下方に駆動する。
A
燃焼室22が形成されるシリンダブロック64の内部には、ピストン62に接続され、ピストン62の上下運動を回転運動に変換するクランクシャフト(図示せず)が収容される。
Inside the
燃焼によって生じた排気(排ガス)は、2個の排気バルブ(1個のみ図示)70が開弁するとき、排気ポート72を通って排気マニホルド74から排気管76に流れる。排気管76にはターボ過給機14のタービン14cが配置され、排気で回転(駆動)させられる。タービン14cはコンプレッサ14aに機械的に接続され、コンプレッサ14aはそれに応じて回転(駆動)させられて吸気を強制的に圧縮吸引する。
Exhaust gas (exhaust gas) generated by the combustion flows from the exhaust manifold 74 to the
排気管76にはタービン14cをバイパスするバイパス通路76aが設けられる。バイパス通路76aにはウエストゲートバルブ14dが配置される。ウエストゲートバルブ14dには電磁ソレノイドバルブからなるアクチュエータ14d1が取り付けられる。
The
アクチュエータ14d1は励磁されるとき、ウエストゲートバルブ14dを開放位置に駆動し、バイパス通路76aを開放する。アクチュエータ14d1を介してウエストゲートバルブ14dの開度を調整することでタービン14cの回転数が制御され、よってターボ過給機14の過給圧が制御される。
When the actuator 14d1 is energized, it drives the
排気管76にはバイパス通路76aの下流で触媒装置(図示せず)が配置され、排気は触媒装置でHC,CO,NOxなどの有害成分を除去されてエンジン外の大気に放出される。
A catalyst device (not shown) is disposed in the
シリンダヘッド64aにはバルブ開閉時期可変機構(以下「VTC」という)80が設けられる。VTC80は油圧を介してカムシャフトを駆動してクランクシャフトに対するカムシャフトの位相角(VTC角度)として規定される、吸気バルブの燃焼室を開閉する時期を変更可能な油圧モータからなる。尚、VTC80に加え、吸気カム80bの開閉位相角とリフト量を複数のカムに従って変更可能な機構を備えても良い。
The
エンジン10のクランクシャフトの付近にはクランク角センサ82が配置される。クランク角センサ82はクランクシャフトに固定されたパルサ82aの回転に応じた信号を出力する磁気ピックアップからなり、気筒判別信号と、各気筒のTDC(上死点)あるいはその付近のクランク角度を示すTDC信号と、TDC信号を細分してなるCRK信号を出力する。
A
吸気管12には温度検出素子を備えたエアフローメータ84が配置され、エアクリーナから吸入される吸気(空気)量Qと吸気温度TAに応じた信号を出力する。
An
吸気管12においてスロットルバルブ16の上流にはスロットル前圧センサ85が配置され、スロットルバルブ16の上流位置の吸気管内圧力PBAを絶対圧で示す信号を出力すると共に、下流にはMAPセンサ86が配置され、スロットルバルブ16の下流位置の吸気管内圧力PBAを絶対圧で示す信号を出力する。
In the
また、カムシャフトにはカムセンサ88が配置され、クランクシャフトに対するカムシャフトの位相角を示す信号を出力すると共に、DBW機構26にはスロットル開度センサ90が配置され、スロットルバルブ16の位置(スロットル開度TH)に応じた信号を出力する。
A
エンジン10のシリンダブロック64に形成された冷却水通路(図示せず)には水温センサ92が配置されてエンジン冷却水温(エンジン温度)TWに応じた信号を出力すると共に、その付近にはノッキングセンサ94が配置され、ノッキングに起因してエンジン10に生じる振動に応じた信号を出力する。
A
排気系において触媒装置の上流にはA/Fセンサ(広域空燃比センサ)96が配置され、理論空燃比からリッチあるいはリーンに至るまでの広い範囲において排気中の酸素濃度、換言すれば実際の空燃比KACTを示す信号を出力する。 In the exhaust system, an A / F sensor (wide area air-fuel ratio sensor) 96 is arranged upstream of the catalyst device, and in a wide range from the stoichiometric air-fuel ratio to rich or lean, in other words, the actual air concentration. A signal indicating the fuel ratio KACT is output.
メイン燃料タンク34と分離装置42を接続する管路40にはアルコールセンサ100が配置されて管路40を流れる低RON燃料、より具体的にはメイン燃料タンク34に貯留される低RON燃料のアルコール濃度を示す信号を出力すると共に、サブ燃料タンク44にはレベルセンサ102が配置され、サブ燃料タンク44に貯留される高RON燃料のレベル(液面高さ)、換言すれば高RON燃料の残量を示す信号を出力する。尚、サブ燃料タンク44と分離装置42を接続する管路にもアルコールセンサを配置して高RON燃料のアルコール濃度を検出するようにしても良い。
A
アクセルペダル24の付近にはアクセル開度センサ104が設けられ、運転者のアクセルペダル踏み込み量を示すアクセル開度APに応じた信号を出力する。ドライブシャフト(図示せず)の付近には車速センサ106が設けられ、ドライブシャフトの所定角回転当たりにパルス信号を出力する。
An
上記したセンサ群の出力は、ECU54に入力される。ECU54はマイクロコンピュータからなり、CPU,ROM,RAM,I/Fなどを備える。ECU54は入力信号の内、クランク角センサ82の出力(CRK信号)と車速センサ106の出力の時間間隔を計測してエンジン回転数NEと車速Vを算出(検出)する。
The output of the sensor group described above is input to the
図2はECU54の動作を機能的に示すブロック図である。ECU54は入力されたセンサ出力に基づき、図示の処理を実行する。
FIG. 2 is a block diagram functionally showing the operation of the
以下説明すると、ECU54は燃料噴射・点火制御部54aを備え、そこでクランク角センサ82から検出されるエンジン回転数と、エアフローメータ84から検出されるエンジン10のシリンダ(気筒)内に吸入される筒内吸気量(エンジン10の負荷を示す)などの基本パラメータから適宜な特性に従って燃料噴射量の基本値が算出される。
As will be described below, the
算出される基本値はA/Fセンサ96から検出されるA/F(空燃比)に基づいて算出される空燃比フィードバック補正係数やノッキングセンサ94から検出されるノッキングに応じて算出される補正係数が加算(あるいは乗算)され、さらに必要に応じて図示のその他のパラメータに基づいて算出される補正係数が加算(あるいは乗算)される。
The calculated basic value is an air-fuel ratio feedback correction coefficient calculated based on A / F (air-fuel ratio) detected from the A /
より具体的には、燃料噴射量はエンジン10のシリンダ(気筒)内に吸入される筒内吸気量に相応すると共に、A/Fセンサから検出される空燃比が目標値となるように必要発熱量[MJ/m3]として算出され、次いで後述するように低RON燃料と高RON燃料の質量流量として噴射割合、噴射回数、噴射時期が算出される。
More specifically, the fuel injection amount corresponds to the in-cylinder intake amount sucked into the cylinder of the
また、適宜な特性に従って点火時期が算出されると共に、ノッキングセンサ94から検出されるノッキングに応じて算出される補正係数で補正される。算出された燃料噴射量と点火時期に基づいて制御値が算出され、ドライバ52を介して直噴インジェクタ30とポートインジェクタ32と点火プラグ56に供給される。
Further, the ignition timing is calculated according to appropriate characteristics, and is corrected by a correction coefficient calculated according to knocking detected from the knocking
また、吸気量制御部54bにおいて、アクセル開度APと車速とエンジン回転数とから適宜な特性を検索することで運転者によって要求される要求出力が算出されると共に、算出された要求出力を満足するように目標吸入空気量が算出される。
Further, in the intake air
次いで算出された目標吸入空気量に基づいて目標スロットル(TH)開度と目標過給圧と目標VTC角度が算出され、後段のフィードバック制御ブロック54b1で算出値と実開度、実過給圧、実角度との偏差が減少するようにフィードバック補正係数が加算(あるいは乗算)されて制御値が算出され、ドライバ52を介してDBW機構26とウエストゲートバルブ・アクチュエータ14d1とVTC80に供給される。
Next, a target throttle (TH) opening, a target boost pressure, and a target VTC angle are calculated based on the calculated target intake air amount, and the calculated value, actual opening, actual boost pressure, A feedback correction coefficient is added (or multiplied) so that the deviation from the actual angle decreases, and a control value is calculated and supplied to the
図3は上記したECU54の動作をより具体的に示すフロー・チャート、図4(a)(b)(c)は図3の処理で使用される特性などの説明図である。図示のプログラムは各気筒のTDC付近の適宜なクランク角度から起算される(4行程からなる)1燃焼サイクルごとに実行される。
FIG. 3 is a flow chart showing the operation of the
以下説明すると、S10において高RON要求噴射割合Eratio(%)を算出する。これは、クランク角センサ82とエアフローメータ84から検出されたエンジン回転数NEと筒内吸気量(負荷)から図4(a)に示す特性(負荷/噴射割合特性)100を検索することで行う。
In the following, the high RON required injection ratio Eratio (%) is calculated in S10. This is performed by searching the characteristic (load / injection ratio characteristic) 100 shown in FIG. 4A from the engine speed NE and the in-cylinder intake air amount (load) detected from the
高RON要求噴射割合Eratioは、図示の如く、低RON燃料に対する高RON燃料の比(正確には噴射される燃料全体(低RON燃料と高RON燃料の質量流量)に対する高RON燃料の質量流量の比)として示されると共に、エンジン回転数NEに対する筒内吸気量の値が大きくなるほど増加するように設定される。 As shown in the figure, the high RON required injection ratio Eratio is the ratio of the high RON fuel to the low RON fuel (more precisely, the mass flow rate of the high RON fuel relative to the total injected fuel (the mass flow rate of the low RON fuel and the high RON fuel)). The ratio is set to increase as the value of the in-cylinder intake amount with respect to the engine speed NE increases.
特性100は図示のように最小しきい値100aから最大しきい値100bまでの複数のしきい値からなる。高RON要求噴射割合Eratioは例えば、筒内吸気量が最小しきい値100a未満のとき、0%(低RON質量流量100%、高RON質量流量0%)、最大しきい値100bを超えるとき、70%(低RON質量流量30%、高RON質量流量70%)となるように設定される。最小しきい値100aと最大しきい値100bの間の値は補間によって算出される。
The characteristic 100 is composed of a plurality of threshold values from a
このように、高RON要求噴射割合Eratioにあっては、筒内吸気量が最小しきい値100a未満のときには高RON質量流量は0%に設定される一方、筒内吸気量が最大しきい値100bを超えるほど増加するときでも低RON質量流量は30%、換言すれば零とならないように、即ち、高RON燃料が節約されるように設定される。
Thus, in the high RON required injection ratio Eratio, when the in-cylinder intake amount is less than the
図3フロー・チャートの説明に戻ると、次いでS12に進み、必要発熱量Calo_totalを算出する。必要発熱量Calo_totalは前記した如く、エンジン10のシリンダ内に吸入される筒内吸気量に相応すると共に、A/Fセンサから検出される空燃比が目標値となるように算出される。空燃比の目標値は理論空燃比あるいはその付近に設定される。
Returning to the description of the flow chart of FIG. 3, the process then proceeds to S12 to calculate the required calorific value Calo_total. The necessary calorific value Calo_total corresponds to the in-cylinder intake air sucked into the cylinder of the
次いでS14に進み、図示の式に示す如く、S10で算出された高RON要求噴射割合EratioとS12で算出された必要発熱量Calo_totalとから高RON(燃料の)質量流量(要求噴射量)G2を算出する(図4(b))。 Next, the process proceeds to S14, and, as shown in the equation in the figure, a high RON (fuel) mass flow rate (required injection amount) G2 is obtained from the high RON required injection ratio Eratio calculated in S10 and the required heat generation value Calo_total calculated in S12. Calculate (FIG. 4B).
式中、Calo2は高RON(燃料の)低位発熱量、即ち、高位発熱量から水蒸気の凝縮潜熱と水蒸気量の積を減算した値を意味する。高RON低位発熱量Calo2としては予め実験を通じて求めた値を用いる。 In the equation, Calo2 means a high RON (fuel) low calorific value, that is, a value obtained by subtracting the product of the condensation latent heat of water vapor and the water vapor amount from the high calorific value. As the high RON low calorific value Calo2, a value obtained in advance through experiments is used.
尚、図示の式から明らかなように筒内吸気量が少なくてS10で算出される高RON要求噴射割合Eratioが0のとき、高RON質量流量G2は零とされる。 As is clear from the equation shown in the drawing, when the in-cylinder intake amount is small and the high RON required injection ratio Eratio calculated in S10 is 0, the high RON mass flow rate G2 is zero.
次いでS16に進み、算出された高RON質量流量G2から図4(c)に示す特性(流量/噴射時間特性)102に従って(特性を検索して)高RON(燃料)用のポートインジェクタ(ポートINJ)32の開弁時間T2を算出する。 Next, the processing proceeds to S16, and the high RON (fuel) port injector (port INJ) is searched from the calculated high RON mass flow rate G2 according to the characteristic (flow rate / injection time characteristic) 102 shown in FIG. ) 32 valve opening time T2 is calculated.
次いでS18に進み、ポートインジェクタ32が駆動中か否か判断する。即ち、直噴インジェクタ30に加え、ポートインジェクタ32も駆動されているか、換言すればエンジン負荷(筒内吸気量)が比較的大きいか否か判断する。
Next, in S18, it is determined whether or not the
S18で否定されるときはS20に進み、算出されたポートインジェクタ32の開弁時間T2がしきい値T2_ONを超えるか否か判断し、肯定されるときはS22に進み、算出された開弁時間T2でポートインジェクタ32を駆動する。
When the result in S18 is negative, the program proceeds to S20, where it is determined whether or not the calculated valve opening time T2 of the
図3の説明を続ける前に、図5以降を参照して図3フロー・チャートの処理を述べると、図5(a)はポートインジェクタ32の通電時間に対する燃料流量の全体的な特性を示す説明図、同図(b)は同図(a)の特性部分Aの拡大図、図6は図5(b)の特性をより詳細に示す説明図である。
3 will be described with reference to FIG. 5 and subsequent figures before continuing the description of FIG. 3. FIG. 5 (a) shows the overall characteristics of the fuel flow rate with respect to the energization time of the
ポートインジェクタ32(および直噴インジェクタ30)は通電(励磁)に応じてニードルバルブが穿孔開放位置に後退して燃料が噴射されることから、燃料流量は通電時間に対して概ね線形な特性を示す。しかし、通電量が微小値の間はニードルバルブが後退せず(無効時間)、通電量が微小値を超えた時点(最低噴射時間)でニードルバルブは一気に穿孔開放位置まで後退する。 In the port injector 32 (and the direct injection injector 30), the fuel flow rate shows a substantially linear characteristic with respect to the energization time because the needle valve moves backward to the perforated open position in response to energization (excitation). . However, while the energization amount is a minute value, the needle valve does not retract (invalid time), and when the energization amount exceeds the minute value (minimum injection time), the needle valve retracts all at once to the perforation opening position.
この最低噴射時間(図6に「T2lmt」と示す)は線形特性を保証することから、図3フロー・チャートの処理にあっては算出された通電時間T2が最低噴射時間未満のときは最低噴射時間まで延長するようにした。 Since this minimum injection time (shown as “T2lmt” in FIG. 6) guarantees linear characteristics, in the process of the flowchart of FIG. 3, when the calculated energization time T2 is less than the minimum injection time, the minimum injection time The time was extended.
また、ポートインジェクタ32は間欠的に駆動されることから、停止から駆動、駆動から停止を切り替えるとき、制御ハンチングが生じないように、図6に示す如く、しきい値T2_ONとT2_OFFを設け、通電時間T2と比較するようにした。
Further, since the
具体的には、ポートインジェクタ32を停止から駆動するには開弁時間T2がしきい値T2_ONを超えることを条件とすると共に、駆動から停止するには開弁時間T2がしきい値T2_OFF未満となったことを条件とすることで、制御ハンチングが生じないようにした。
Specifically, in order to drive the
上記を前提として図3フロー・チャートの説明に戻ると、S20において上記した駆動条件を判断するとき、肯定(満足)されるときはS22に進み、ポートインジェクタ32を駆動する。
Returning to the description of the flow chart of FIG. 3 on the premise of the above, when the drive condition described above is determined in S20, if affirmative (satisfied), the process proceeds to S22, and the
次いでS24に進み、算出されたポートインジェクタ32の開弁時間T2が最低噴射時間T2lmt未満か否か判断し、否定されるときはS26に進み、算出されたポートインジェクタ32の開弁時間T2をそのまま出力(最終)開弁時間T2outとする。
Next, the process proceeds to S24, in which it is determined whether or not the calculated valve opening time T2 of the
一方、S24で肯定されるときはS28に進み、最低噴射時間T2lmtを出力(最終)開弁時間T2outとする。換言すれば、算出された開弁時間T2を最低噴射時間T2lmtまで増加する。 On the other hand, when the result in S24 is affirmative, the program proceeds to S28, and the minimum injection time T2lmt is set as the output (final) valve opening time T2out. In other words, the calculated valve opening time T2 is increased to the minimum injection time T2lmt.
また、開弁時間T2が最低噴射時間T2lmtまで増加されたことから、算出された高RON質量流量G2も最低噴射時間T2lmtに相当する質量流量G2lmtまで増加する。 Further, since the valve opening time T2 is increased to the minimum injection time T2lmt, the calculated high RON mass flow rate G2 is also increased to the mass flow rate G2lmt corresponding to the minimum injection time T2lmt.
他方、S18で肯定されてポートインジェクタ32が駆動中と判断されるときはS30に進み、算出されたポートインジェクタ32の開弁時間T2が停止側のしきい値T2_OFF以上か否か判断する。
On the other hand, when the result in S18 is affirmative and it is determined that the
S30で肯定されるときは停止条件が成立していないことからS22に進む一方、否定されるときは停止条件が成立したことからS32に進み、ポートインジェクタ32を停止する。
If the determination in S30 is affirmative, the process proceeds to S22 because the stop condition is not satisfied. If the determination is negative, the process proceeds to S32 because the stop condition is satisfied, and the
次いでS34に進み、出力(最終)開弁時間T2outと高RON質量流量G2を零とする。 Next, in S34, the output (final) valve opening time T2out and the high RON mass flow rate G2 are set to zero.
次いでS36に進み、付着補正流量Gstを算出する。即ち、ポートインジェクタ32は吸気ポート18aに燃料を噴射することから、吸気ポート18aの壁面に付着していた燃料のうち、過渡時に遅れて燃焼室22に吸入される燃料分を推定して補正する。
Next, in S36, the adhesion correction flow rate Gst is calculated. That is, since the
この付着補正流量Gstは直接率(ある燃焼サイクルで噴射された燃料のうち、その燃焼サイクル中に燃焼室22に吸入された燃料の割合)と持ち去り率(ある燃焼サイクル以前に噴射されて壁面に付着していた燃料のうち、その燃焼サイクルに燃焼室22に吸入された燃料の割合)などを求めることで算出されるが、その詳細は本出願人が先に提案した出願(例えば特開平5−187293号)に記載されているので、詳細な説明は省略する。 The adhesion correction flow rate Gst is a direct rate (a proportion of fuel injected into the combustion chamber 22 during the combustion cycle of the fuel injected in a certain combustion cycle) and a take-off rate (a wall surface injected before a certain combustion cycle). Of the fuel adhering to the combustion chamber (the ratio of the fuel sucked into the combustion chamber 22 during the combustion cycle) and the like. No. 5 -187293), detailed description thereof is omitted.
次いでS38に進み、図示の式に従って直噴インジェクタ30から噴射されるべき低RON(燃料の)質量流量G1を算出する。式中、Calo1は低RON(燃料の)低位発熱量を示す。
Next, in S38, a low RON (fuel) mass flow rate G1 to be injected from the
図4(a)から明らかな如く、燃料は低RON燃料と高RON燃料の合算値として算出されることから、図示の式において低RON質量流量G1は、必要発熱量Calo_totalに相当する燃料から高RON質量燃料G2と付着補正流量Gstとを減算して算出される。 As apparent from FIG. 4 (a), the fuel is calculated as the sum of the low RON fuel and the high RON fuel. Therefore, in the equation shown, the low RON mass flow rate G1 is high from the fuel corresponding to the required calorific value Calo_total. It is calculated by subtracting the RON mass fuel G2 and the adhesion correction flow rate Gst.
さらに、S28で算出された開弁時間T2が最低噴射時間T2lmtまで増加されたときは、S38においてその差分(G2−G2lmt)も低RON質量流量G1から減算する。 Further, when the valve opening time T2 calculated in S28 is increased to the minimum injection time T2lmt, the difference (G2-G2lmt) is also subtracted from the low RON mass flow rate G1 in S38.
次いでS40に進み、算出された低RON質量流量G1から図示しない適宜な特性(図5(a)に示す特性に類似する特性)に従って低RON(燃料)用の直噴インジェクタ30の開弁時間T1を算出する。
Next, the process proceeds to S40, and the valve opening time T1 of the low RON (fuel)
次いでS42に進み、算出された開弁時間T1を出力(最終)開弁時間T1outとする。 Next, in S42, the calculated valve opening time T1 is set as an output (final) valve opening time T1out.
図7は図3フロー・チャートの処理を説明するタイム・チャートである。 FIG. 7 is a time chart for explaining the processing of the flowchart of FIG.
図示の如く、エンジン10の要求負荷(筒内吸気量あるいは必要発熱量Calo_total)に応じて高RON要求噴射割合が増加され、それに応じて(低RON燃料に対して)高RON燃料が増加される。それにより、ノッキングを効果的に抑制できると共に、エンジン10を高圧縮比で運転することができて燃焼効率とエミッション性能を向上させることができる。
As shown in the figure, the high RON required injection ratio is increased according to the required load (in-cylinder intake amount or required calorific value Calo_total) of the
さらに、要求負荷が増加するときも高RON燃料に対する低RON燃料の割合が零とならないように算出するようにしたので、低RON燃料を常時噴射させることとなり、結果として高RON燃料の消費を可能な限り節約することができ、よって燃焼効率とエミッション性能の向上を所期通り達成することができる。 Furthermore, since the ratio of the low RON fuel to the high RON fuel is calculated so that it does not become zero even when the required load increases, the low RON fuel is always injected, and as a result, the high RON fuel can be consumed. As much as possible can be saved, so that the improvement in combustion efficiency and emission performance can be achieved as expected.
また、高RON燃料の吸気ポート壁面への付着補正流量Gstを算出し、算出された付着補正流量Gstで低RON燃料の流量を補正するようにしたので、低RON燃料の流量を精度良く算出できる。 Further, since the adhesion correction flow rate Gst to the intake port wall surface of the high RON fuel is calculated and the flow rate of the low RON fuel is corrected by the calculated adhesion correction flow rate Gst, the flow rate of the low RON fuel can be accurately calculated. .
また、ポートインジェクタ32への通電時間T2が線形特性を保証する最低噴射時間T2lmtより短いとき、最低噴射時間まで増加すると共に、増加された差分(G2−G2lmt)で低RON燃料の流量を減少補正するようにしたので、空燃比が目標値からずれるのを防止することができる。
Further, when the energization time T2 to the
尚、上記において燃料の流量を質量流量で示したが、質量流量を空気密度で除算すれば体積流量となることから、体積流量で示しても等価である。 In the above description, the flow rate of the fuel is indicated by the mass flow rate. However, since the volume flow rate is obtained by dividing the mass flow rate by the air density, the volume flow rate is also equivalent.
上記した如く、この実施例にあっては、ガソリンを含む多種燃料(低RON燃料)を噴射可能な第1インジェクタ30と、前記多種燃料よりオクタン価の高いアルコール燃料(高RON燃料)を噴射可能な第2インジェクタ32とを備え、前記第1、第2インジェクタの少なくともいずれかから噴射された燃料を吸気と混合させて得た混合気を燃焼室22で点火・燃焼させて出力を生じる内燃機関(エンジン)10の制御装置において、前記内燃機関の機関回転数(エンジン回転数)NEと負荷(筒内吸気量)を検出する検出手段(82,84,54)と、前記検出された機関回転数と負荷とから予め設定された負荷/噴射割合特性100に基づいて前記第1インジェクタから噴射させるべき多種燃料の流量(低RON質量流量G1)と前記第2インジェクタから噴射させるべきアルコール燃料の流量(高RON質量流量G2)を、前記内燃機関の負荷(筒内吸気量)が増加するほど前記多種燃料の流量に対する前記アルコール燃料の流量の割合が増加するように算出する流量算出手段(ECU54,S10)と、前記算出された燃料の流量となるように前記第1、第2インジェクタの燃料噴射を制御する燃料噴射制御手段(ECU54,S12からS42)とを備えると共に、前記流量算出手段は、前記内燃機関の負荷が増加するときも前記アルコール燃料の流量に対する前記多種燃料の流量の割合が零とならないように前記多種燃料とアルコール燃料の流量を算出する(ECU54,S12からS42)如く構成したので、負荷が増加するほどアルコール燃料(高RON燃料)を増加させることでノッキングを効果的に抑制できると共に、エンジン10を高圧縮比で運転することが可能となることから燃焼効率とエミッション性能を向上させることができる。
As described above, in this embodiment, the
さらに、負荷が増加するときもアルコール燃料の流量(高RON質量流量)に対する多種燃料の流量(低RON質量流量)の割合が零とならないように両者の流量を算出するように構成したので、多種燃料(低RON燃料)を常時噴射させることとなり、結果としてアルコール燃料(高RON燃料)の消費を可能な限り節約することができ、よって燃焼効率とエミッション性能の向上を所期通り達成することができる。 Further, since the ratio of the flow rate of the various fuels (low RON mass flow rate) to the flow rate of the alcohol fuel (high RON mass flow rate) does not become zero even when the load increases, the flow rate of both is calculated. The fuel (low RON fuel) is always injected, and as a result, the consumption of alcohol fuel (high RON fuel) can be saved as much as possible, so that the improvement of combustion efficiency and emission performance can be achieved as expected. it can.
また、前記第1インジェクタが前記燃焼室22内に前記多種燃料(低RON燃料)を直接噴射する(直噴)インジェクタ30からなり、前記第2インジェクタが前記燃焼室の手前の吸気ポートに前記アルコール燃料を噴射する(ポート)インジェクタ32からなる如く構成したので、上記した効果に加え、多種燃料(低RON燃料)を燃焼室22内に直接噴射するインジェクタを第1インジェクタ30とすることで、第1インジェクタから多種燃料が常時噴射されるようになるため、筒内燃焼温度の影響によって先端部にデポジットが発生するのを防止できると共に、噴射された多種燃料の潜熱によって異常燃焼を回避することができる。
The first injector includes an
また、アルコール燃料(高RON燃料)を吸気ポートに噴射するインジェクタを第2インジェクタ32とすることで加圧ポンプなどの部品の精度やコストを下げることができて構成を簡易にすることができる。
Further, by using the
また、前記流量算出手段は、前記第2インジェクタ32から噴射させるべきアルコール燃料(高RON燃料)の吸気ポート18a壁面への付着補正流量Gstを算出し、前記算出された付着補正流量で前記アルコール燃料の流量を補正する(ECU54,S36,S38)如く構成したので、上記した効果に加え、吸気ポート18aから噴射されるアルコール燃料の流量を精度良く算出することができる。
The flow rate calculation means calculates an adhesion correction flow rate Gst to the wall surface of the
また、前記流量算出手段は、前記第2インジェクタ32を停止から駆動させるとき、前記算出されたアルコール燃料の流量から予め設定された流量/通電時間特性102に基づいて前記第2インジェクタへの通電時間T2を算出する(ECU54,S16)と共に、前記算出された通電時間T2が線形特性を保証する最低噴射時間T2lmtより短いとき、前記算出された通電時間を前記最低噴射時間まで増加する(ECU54,S24,S28)如く構成したので、上記した効果に加え、算出された通電時間T2が線形特性を保証する最低噴射時間T2lmtより短い場合でも少なくとも算出された流量のアルコール燃料(高RON燃料)を供給することができる。
Further, when the
また、前記流量算出手段は、前記算出された通電時間を前記最低噴射時間まで増加するとき、(G2−G2lmtで)前記第1インジェクタから噴射させるべき多種燃料の流量を減少補正する(ECU54,S38)如く構成したので、上記した効果に加え、空燃比が目標値からずれるのを防止することができる。 The flow rate calculation means decreases and corrects the flow rate of the various fuels to be injected from the first injector (in G2-G2lmt) when the calculated energization time is increased to the minimum injection time (ECU54, S38). In addition to the effects described above, it is possible to prevent the air-fuel ratio from deviating from the target value.
尚、上記において、メイン燃料タンク34にアルコール燃料を含む多種燃料、サブ燃料タンク44にアルコール燃料を貯留するようにしたが、メイン燃料タンク34にガソリン燃料、サブ燃料タンク44にアルコール燃料を貯留するようにしても良い。
In the above description, the
10 内燃機関(エンジン)、14 ターボ過給機、14a コンプレッサ、14c タービン、14d ウエストゲートバルブ、14d1 ウエストゲートバルブ・アクチュエータ、16 スロットルバルブ、18 吸気マニホルド、18a 吸気ポート、20 吸気バルブ、22 燃焼室、26 DBW機構、30 第1(直噴)インジェクタ、32 第2(ポート)インジェクタ、34 メイン燃料タンク、42 分離装置、44 サブ燃料タンク、54 ECU(電子制御ユニット)、56 点火プラグ(点火手段)、60 点火装置(点火手段)、80 VTC(バルブ開弁時期可変機構)、82 クランク角センサ、84 エアフローメータ、86 MAPセンサ、90 スロットル開度センサ、96 A/Fセンサ、100 アルコールセンサ、102 レベルセンサ、104 アクセル開度センサ
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