JP2016130476A - 内燃機関の空気量推定装置 - Google Patents

Abstract

【課題】過給器付き内燃機関の気筒内に導入される空気量を推定する空気量推定装置において、インタークーラ内の空気の温度をより高精度に推定する。【解決手段】インタークーラモデルＭ５を式（１）、（２）で表現する。温度センサ９０の出力に基づくインマニ２２内の空気の実温度Ｔｍｓｅｎｓと、インマニ温Ｔｍの差に比例するフィードバック項Ｋ（Ｔｍｓｅｎｓ−Ｔｍ）を式（２）に含むので、インマニ２２出口における空気の温度を高精度に推定することができる。【選択図】図２

Description

本発明は、内燃機関の空気量推定装置に関し、より詳細には、過給器付き内燃機関の気筒に導入される空気の量を推定する装置に関する。

従来、例えば特許文献１には、過給器付き内燃機関の気筒内に導入される空気量を推定する空気量推定装置において、過給器からインタークーラに供給される空気に与えられる第１エネルギーと、インタークーラの壁とインタークーラ内の空気との間で交換される第２エネルギーと、を考慮した、インタークーラ内の空気に関するエネルギー保存則に基づいて構築されたインタークーラモデルを用いて、インタークーラ内の空気の圧力および温度を推定することが開示されている。

また、特許文献２には、吸気コレクタ（サージタンク）と、吸気コレクタ内に設けられたインタークーラと、吸気コレクタの上流および下流に設けられた２つの温度センサとを備える過給器付き内燃機関において、２つの温度センサの検出温度に基づいて、吸気コレクタ内部の代表温度を演算することが開示されている。

特開２００６−０７０８８１号公報 特開２０１３−０２４１２１号公報

しかし、特許文献１のインタークーラモデルでは、インタークーラ内の空気の推定温度にばらつきが出易いという問題がある。何故なら、第１エネルギーの推定に用いるコンプレッサ効率が内燃機関の運転条件や環境条件で変化するためである。また、このコンプレッサ効率はコンプレッサの劣化に伴い変化するので、コンプレッサ劣化時にはインタークーラモデルを用いた空気の温度の推定精度が特に低下してしまう。また、当該インタークーラモデルは集中定数系のモデルであることから、上記特許文献２の如くインタークーラをサージタンク内に設ける場合には、サージタンク内の空気の温度分布が大きくなることから、インタークーラ内の空気の温度の推定誤差が生じ易くなるという問題もある。

本発明は、上述のような課題に鑑みてなされたものである。即ち、過給器付き内燃機関の気筒内に導入される空気量を推定する空気量推定装置において、インタークーラ内の空気の温度をより高精度に推定することを目的とする。

本発明は、内燃機関の空気量推定装置であって、
外部から取り込んだ空気を気筒内に導入する吸気路と、前記吸気路内に設けられ前記吸気路内を流れる空気の量を変更するスロットル弁と、前記スロットル弁の上流において前記吸気路に設けられ前記吸気路内の空気を圧縮するコンプレッサを有する過給器と、前記スロットル弁よりも上流の前記吸気路に設けられたサージタンク内に設けられ前記サージタンク内の空気を冷却するインタークーラと、前記サージタンクに設けられ前記サージタンク内の空気の温度を測定する温度センサと、を備える内燃機関に適用され、
前記インタークーラに流入する空気のエネルギーと、前記インタークーラの壁と前記インタークーラ内の空気との間で交換されるエネルギーと、前記温度センサにより測定した前記サージタンク内の空気の温度と、を考慮したインタークーラモデルを用いて、前記サージタンクの出口の空気の圧力および温度を推定する手段と、
推定した前記サージタンクの出口の空気の圧力および温度に基づいて前記気筒内に導入されている空気の量を推定する手段と、
を備えることを特徴とする。

本発明によれば、インタークーラの壁とインタークーラ内の空気との間で交換されるエネルギー、即ち第２エネルギーに加えて、温度センサにより測定したサージタンク内の空気の温度と、インタークーラモデルにより推定したインタークーラ内の空気の温度との差分に応じた補正項がインタークーラモデルに考慮されているので、インタークーラ内の空気の温度を高精度に推定することができる。なお、本発明においては、コンプレッサとサージタンクの間にスロットル弁が設けられていることから、過給器からサージタンク内のインタークーラに供給される空気に与えられるエネルギー、即ち第１エネルギーをゼロと見做している。

本発明の実施の形態に係る空気量推定装置を過給器付き内燃機関に適用したシステムの概略構成図である。 実施の形態の効果を説明するための図である。 本実施の形態のインタークーラモデルＭ５とは異なるインタークーラモデルを図１のシステムに適用した場合の問題点を説明するための図である。

［システム構成の説明］
図１は、本発明の実施の形態に係る空気量推定装置を、車両等に搭載される過給器付き内燃機関に適用したシステムの概略構成を示している。図１に示すように、このシステムは、過給エンジン１０を備えている。過給エンジン１０は、左バンク２０Ｌと右バンク２０Ｒとを有するＶ型エンジンであり、エンジン回転速度とエンジントルクによって定められる運転領域に応じてリーン燃焼運転とストイキ燃焼運転とを切り替え可能に構成されている。図１においては、各バンク２０Ｌ、２０Ｒに１つずつの気筒３６Ｌ、３６Ｒが表されている。しかし、実際には各バンク２０Ｌ、２０Ｒは複数の気筒を有している。各バンク２０Ｌ、２０Ｒの気筒は、ポート噴射弁３２Ｌ、３２Ｒと、筒内噴射弁３４Ｌ、３４Ｒと、点火プラグ３８Ｌ、３８Ｒと、を備えている。

先ず、過給エンジン１０の吸気系について説明する。左バンク２０Ｌの気筒３６Ｌには、吸気マニホールド３０Ｌが接続され、右バンク２０Ｒの気筒３６Ｒには、吸気マニホールド３０Ｒが接続されている。左右の吸気マニホールド３０Ｌ、３０Ｒは共通のサージタンク（以下、「インマニ」ともいう。）２２に接続されている。インマニ２２には水冷式のインタークーラ２４が収容されると共に、内部の温度に応じた信号を出力する温度センサ９０が取り付けられている。インマニ２２には１本の吸気路２６が接続されている。吸気路２６内にはスロットル弁２８が配置されている。

吸気路２６は、各バンク２０Ｌ、２０Ｒに対応する２本の吸気路４０Ｌ、４０Ｒが集合してなる。スロットル弁２８が設けられる位置は、空気の流れにおいて吸気路４０Ｌ、４０Ｒが集合する位置の下流である。スロットル弁２８の上流、つまり、２本の吸気路４０Ｌ、４０Ｒが集合する部位の付近には、その空間における温度に応じた信号を出力する温度センサ９２が設置されている。各吸気路４０Ｌ、４０Ｒにおける空気（外気）の取り込み口には、エアクリーナ４２Ｌ、４２Ｒが設置されている。エアクリーナ４２Ｌ、４２Ｒの付近には、その空間における温度に応じた信号を出力する温度センサ９４Ｌ、９４Ｒが設置されている。

過給エンジン１０は、左バンク２０Ｌと右バンク２０Ｒのそれぞれに過給器５０Ｌ、５０Ｒを備えている。左バンク２０Ｌにおいては、過給器５０Ｌのコンプレッサ５２Ｌは、吸気路４０Ｌに取り付けられている。右バンク２０Ｒにおいては、過給器５０Ｒのコンプレッサ５２Ｒは、吸気路４０Ｒに取り付けられている。

吸気路４０Ｌには、コンプレッサ５２Ｌをバイパスするバイパス流路４４Ｌが設けられている。バイパス流路４４Ｌには、バイパス流路４４Ｌの遮断／連通を制御するＡＢＶ４６Ｌが配置されている。同様に、右バンク２０Ｒにおいても、コンプレッサ５２Ｒをバイパスするバイパス流路４４Ｒが吸気路４０Ｒに設けられ、バイパス流路４４ＲにはＡＢＶ４６Ｒが配置されている。

次に、過給エンジン１０の排気系について説明する。左バンク２０Ｌの気筒３６Ｌには、排気マニホールド６０Ｌが接続され、右バンク２０Ｒの気筒３６Ｒには、排気マニホールド６０Ｒが接続されている。左バンク２０Ｌにおいて、排気マニホールド６０Ｌには、空燃比センサ９６Ｌと、過給器５０Ｌのタービン５６Ｌとが取り付けられている。また、排気マニホールド６０Ｌには、タービン５６Ｌをバイパスするバイパス流路６２Ｌが設けられ、バイパス流路６２ＬにはＷＧＶ６４Ｌが配置されている。右バンク２０Ｒにおいても同様である。即ち、排気マニホールド６０Ｒには、空燃比センサ９６Ｒと、過給器５０Ｒのタービン５６Ｒとが取り付けられ、タービン５６Ｒをバイパスするバイパス流路６２Ｒが設けられ、バイパス流路６２ＲにはＷＧＶ６４Ｒが配置されている。ＷＧＶ６４Ｌ、６４Ｒはソレノイドによって駆動される電磁駆動式バルブである。

左バンク２０Ｌにおいて、タービン５６Ｌの出口には触媒６６Ｌが取り付けられ、触媒６６Ｌに排気路６８Ｌが接続されている。同様に、右バンク２０Ｒにおいても、タービン５６Ｒの出口には触媒６６Ｒを介して排気路６８Ｒが接続されている。各排気路６８Ｌ、６８ＲにはＮＳＲ触媒（NOx Storage Reduction Catalyst）７０Ｌ、７０Ｒが配置されている。２本の排気路６８Ｌ、６８Ｒは集合して１本の排気路７２となり、再び２本の排気路６８Ｌ、６８Ｒに分岐する。各排気路６８Ｌ、６８ＲにはＳＣＲ触媒（Selective Catalytic Reduction Catalyst）７４Ｌ、７４Ｒが配置され、さらに消音器７６Ｌ、７６Ｒが取り付けられている。

触媒６６ＬとＮＳＲ触媒７０Ｌの間の排気路６８Ｌには、ＥＧＲ通路８０Ｌの一端が接続されている。同様に、触媒６６ＲとＮＳＲ触媒７０Ｒの間の排気路６８Ｒには、ＥＧＲ通路８０Ｒの一端が接続されている。２本のＥＧＲ通路８０Ｌ、８０Ｒは集合して１本の排気路８２となり、再び分岐して各吸気路４０Ｌ、４０Ｒに接続されている。排気路８２にはＥＧＲ弁８４が設けられ、ＥＧＲ弁８４よりも排気路６８Ｌ、６８Ｒ側のＥＧＲ通路８０Ｌ、８０Ｒには、ＥＧＲクーラ８６Ｌ、８６Ｒが設けられている。

図１に示すＥＣＵ（Electronic Control Unit)１００が、実施の形態に係る空気量推定装置に相当する。ＥＣＵ１００は、少なくとも入出力インタフェースとメモリとＣＰＵとを有している。入出力インタフェースは、過給エンジン１０及び車両に取り付けられた各種センサからセンサ信号を取り込むとともに、過給エンジン１０が備えるアクチュエータに対して操作信号を出力するために設けられる。ＥＣＵ１００が信号を取り込むセンサには、温度センサ９０、９２、９４Ｌ、９４Ｒ、空燃比センサ９６Ｌ、９６Ｒの他、図示しないアクセルペダルセンサ、エンジン回転速度センサ等が含まれる。ＥＣＵ１００が操作信号を出すアクチュエータには、スロットル弁２８、ポート噴射弁３２Ｌ、３２Ｒ、筒内噴射弁３４Ｌ、３４Ｒ、点火プラグ３８Ｌ、３８Ｒ、ＡＢＶ４６Ｌ、４６Ｒ、ＷＧＶ６４Ｌ、６４Ｒの他、図示しない可変バルブタイミング装置等も含まれる。メモリには、過給エンジン１０を制御するための各種の制御プログラムが記憶されている。ＣＰＵは、制御プログラムをメモリから読み出して実行し、取り込んだセンサ信号に基づいて操作信号を生成する。

本実施の形態において、ＥＣＵ１００は、過給エンジン１０の気筒内に導入される空気の量（筒内空気量）を推定する。ＥＣＵ１００は、エネルギー保存則、運動量保存則及び質量保存則などの物理法則に基づいて構築された物理モデルを用いて、現時点より先の時点でのインマニ２２内の空気の圧力と温度（以下、「インマニ圧」および「インマニ温」ともいう。）を、同先の時点でのインマニ２２出口における空気の圧力および温度として推定する。そして、推定したインマニ２２出口における空気の圧力および温度に基づいて、同先の時点での筒内空気量を推定する。

ＥＣＵ１００は、上記先の時点でのインマニ圧およびインマニ温を推定するための物理モデル（以下、「過給エアモデル」ともいう。）を採用している。過給エアモデルは、具体的に、スロットル弁モデルＭ１、スロットルモデルＭ２、吸気弁モデルＭ３、コンプレッサモデルＭ４、インタークーラモデルＭ５、吸気管モデルＭ６および吸気弁モデルＭ７（吸気弁モデルＭ３と同様のモデル）を備えている。なお、各モデルの詳細については、特開２００６−７０８８１号公報に開示済みであるため、ここでは説明を省略する。

但し、特開２００６−７０８８１号公報の過給エアモデルと異なり、本実施の形態の過給エアモデルは、インタークーラモデルＭ５を、下記式（１）、（２）で表現する。

上記式（１）は、インマニ温Ｔｍとインマニ圧Ｐｍの比Ｐｍ／Ｔｍの時間変化量を表す式である。上記式（１）は、スロットル弁２８の周囲を通過する空気の流量（以下、「スロットル通過空気流量」ともいう。）ｍｔと、吸気弁の周囲を通過して気筒内に流入する空気の流量（以下、「筒内流入空気流量」ともいう。）ｍｃと、インマニ内の総空気量Ｍｍとの間で成立する質量保存則および状態方程式に基づいて構築されている。

上記式（１）の導出過程は、具体的に次のとおりである。即ち、総空気量Ｍｍの単位時間あたりの変化量ｄＭｍ／ｄｔがスロットル通過空気流量ｍｔと筒内流入空気流量の差に等しいので、質量保存則に基づく下記式（３）が得られる。なお、スロットル通過空気流量ｍｔはスロットルモデルＭ２により算出され、筒内流入空気流量ｍｃは吸気弁モデルＭ３により算出される。

また、インマニ内の空気の状態方程式は下記式（４）で表すことができるので、上記式（３）に下記式（４）を代入して総空気量Ｍｍを消去すると共に、インマニの容積Ｖｍが変化しないことを考慮すると、上記式（１）が得られる。なお、Ｒは気体定数である。

上記式（２）は、インマニ圧Ｐｍの時間変化量を表す式である。上記式（２）は、インマニ内の空気のエネルギーの単位時間当たりの変化量が、単位時間当たりにインマニ内の空気に与えられるエネルギーと、単位時間当たりにインマニ内の空気から奪われるエネルギーとの差に等しいというエネルギー保存則およびマイヤーの関係式とに基づいて構築されている。

上記式（２）の導出過程は、具体的に次のとおりである。インマニ内の空気のエネルギーＣｖ・Ｍｍ・Ｔｍの単位時間当たりの変化量（ｄ（Ｃｖ・Ｍｍ・Ｔｍ）／ｄｔ）は、単位時間当たりにインマニ内の空気に与えられるエネルギーと、単位時間当たりにインマニ内の空気から奪われるエネルギーとの差に等しい。

ここで、インマニ内の空気に与えられるエネルギーは、インマニに流入する空気のエネルギーである。インマニに流入する空気のエネルギーは、コンプレッサ５２Ｌ、５２Ｒにより圧縮されないと仮定した場合に吸気温度Ｔａのまま流入する空気のエネルギーＣｐ・ｍｔ・Ｔａと、インマニに流入する空気にコンプレッサ５２Ｌ、５２Ｒにより与えられるコンプレッサ付与エネルギー（第１エネルギー）Ｅｃｍｐとの和に等しい。但し、本実施の形態においては、コンプレッサ５２Ｌ、５２Ｒとインマニ２２の間にスロットル弁２８が設けられていることから、インマニに流入する空気のエネルギーにおいてコンプレッサ付与エネルギーＥｃｍｐをゼロと見做している。

また、インマニ内の空気から奪われるエネルギーは、インマニから流出する空気のエネルギーＣｐ・ｍｃ・Ｔｍと、インマニ内の空気とインマニの壁との間で交換される放熱エネルギー（第２エネルギー）との和に等しい。この放熱エネルギーは、一般的な経験則に基づく式から、インマニ温Ｔｍと、インマニの壁の温度Ｔｗとの差に比例する値ｈ（Ｔｗ−Ｔｍ）として求められる。

以上により、インマニ内の空気に関するエネルギー保存則に基づく下記式（５）が得られる。

ところで、インタークーラ２４をインマニ２２内に設ける場合は、インマニ２２の入口と出口の温度の誤差が大きくインマニ温Ｔｍの推定誤差が大きく、上記式（５）の放熱エネルギーの項の推定誤差も大きくなる。そこで、本実施の形態では、温度センサ９０の出力に基づくインマニ２２内の空気の実温度Ｔｍｓｅｎｓと、インマニ温Ｔｍの差に比例するフィードバック項Ｋ（Ｔｍｓｅｎｓ−Ｔｍ）を補正項として上記式（５）に追加した下記式（６）を採用する。なお、Ｋは任意の関数である。

そして、比熱比κは下記式（７）、マイヤーの関係は下記式（８）で示されるから、上記式（４）、下記式（７）、（８）を用いて上記式（６）を変形すると、上記式（２）が得られる。

図２は、本実施の形態の効果を説明するための図である。図２に示す「モデルインマニ温（センサ補正後）」が、上記式（１）、（２）で表現したインタークーラモデルＭ５によって算出されるインマニ温に相当し、「モデルインマニ温」はフィードバック項Ｋ（Ｔｍｓｅｎｓ−Ｔｍ）を追加する前のインタークーラモデルＭ５によって算出されるインマニ温に相当する。また、「インマニ実温（冷却装置後）」はインマニ２２内の空気の実温度に相当し、「インマニセンサ値（冷却装置後）」は温度センサ９０の出力に基づくインマニ２２内の空気の実温度Ｔｍｓｅｎｓに相当する。なお、「インマニ実温（冷却装置後）」と「インマニセンサ値（冷却装置後）」は、何れもインマニ２２内の空気の実温度であるが、測定に用いる温度センサの感度がより高い「インマニ実温（冷却装置後）」の方がより正確なインマニ２２内の空気の実温度を表している。

図２に示すように、過給圧を増加させるべく時刻ｔ１のタイミングでスロットル弁２８を全開にし、尚且つ、ＷＧＶ６４Ｌ、６４Ｒを閉じるようにＷＧＶ指示値を変更すると、インマニ圧が過給圧まで上昇する。この際、「インマニ実温（冷却装置後）」が一時的な過渡状態を経て定常状態に戻る。ここで、過渡期の「インマニ実温（冷却装置後）」との比較において、「モデルインマニ温」が「インマニ実温（冷却装置後）」から大きく乖離するのに対し、「モデルインマニ温（センサ補正後）」は「インマニ実温（冷却装置後）」に近づく。また、過渡期を経た後の定常期の「インマニ実温（冷却装置後）」との比較において、「モデルインマニ温」が「インマニ実温（冷却装置後）」から大きく乖離したままであるのに対し、「モデルインマニ温（センサ補正後）」は「インマニ実温（冷却装置後）」や「インマニセンサ値（冷却装置後）」に近づく。このように、本実施の形態のインタークーラモデルＭ５によれば、インマニ２２出口における空気の温度を高精度に推定することができる。

図３は、本実施の形態の比較として、本実施の形態のインタークーラモデルＭ５とは異なるインタークーラモデルを図１のシステムに適用した場合の問題点を説明するための図である。このインタークーラモデルは、具体的には下記式（９）、（１０）で表現される。

上記式（９）、（１０）において、ＰｉｃおよびＴｉｃは、インタークーラ出口の空気の圧力および温度であり、Ｖｉｃはインタークーラの容積である。また、Ｔａｖｅはインタークーラの入口の空気の温度Ｔｃｐと出口の空気の温度Ｔｉｃの平均値（Ｔａｖｅ＝（Ｔｃｐ＋Ｔｉｃ）／２）であり、ｍｃｐはコンプレッサから吐出される空気の流量であり、ｍｔはインタークーラから流出する空気の流量であり、ｍａｂｖはＡＢＶによって抜き出される空気の流量である。また、ｈｉｃは熱伝達率であり、Ａｉｃはインタークーラの冷却表面積、Ｔｗは冷却水温度であり、κは比熱比であり、Ｒは気体的数である。なお、上記式（９）、（１０）のインタークーラモデルの詳細は、例えば、特開２０１３−２１７２８２号公報を参照することができる。

図３に示す「インマニ入口温」が温度Ｔｃｐに相当し、「インマニ出口温」が温度Ｔｉｃに相当し、「モデルインマニ内部温」が上記平均値Ｔａｖｅに相当し、「インマニ実温（冷却装置後）」がインタークーラ内の空気の実温度に相当する。

図３に示すように、式（９）、（１０）のインタークーラモデルを用いた場合、「インマニ実温（冷却装置後）」の過渡期において、「インマニ出口温」が「インマニ実温（冷却装置後）」から大きく乖離するという問題がある。また、「インマニ入口温」をモデルで推定する場合は、その推定誤差が「インマニ出口温」に反映されるので、そのまま誤差になるという問題もある。

この点、上述したように、本実施の形態のインタークーラモデルＭ５によれば、インマニ２２出口における空気の温度を高精度に推定することができるので、インタークーラモデルＭ５を含む過給エアモデルを用いた筒内空気量の推定精度を高めることができる。

ところで、上記実施の形態では、上記式（５）の放熱エネルギーの項にフィードバック項Ｋ（Ｔｍｓｅｎｓ−Ｔｍ）を追加した上記式（２）を採用した。しかし、本発明はこれに限られず、上記式（５）の補正項として、比例項Ｐ（Ｔｍｓｅｎｓ−Ｔｍ）と積分項Ｉ∫（Ｔｍｓｅｎｓ−Ｔｍ）を追加した下記式（１１）を採用することもできる。下記式（１１）を採用すれば、上述した過渡期のみならず定常期の推定誤差も小さくできるという利点がある。

１０ 過給エンジン
２０Ｌ 左バンク
２０Ｒ 右バンク
２２ サージタンク（インマニ）
２４ インタークーラ
２６、４０Ｌ、４０Ｒ 吸気路
２８ スロットル弁
３０Ｌ、３０Ｒ 吸気マニホールド
３６Ｌ、３６Ｒ 気筒
５０Ｌ、５０Ｒ 過給器
５２Ｌ、５２Ｒ コンプレッサ
９０、９２、９４Ｌ、９４Ｒ 温度センサ
１００ ＥＣＵ

Claims (1)

1. 外部から取り込んだ空気を気筒内に導入する吸気路と、前記吸気路内に設けられ前記吸気路内を流れる空気の量を変更するスロットル弁と、前記スロットル弁の上流において前記吸気路に設けられ前記吸気路内の空気を圧縮するコンプレッサを有する過給器と、前記スロットル弁よりも上流の前記吸気路に設けられたサージタンク内に設けられ前記サージタンク内の空気を冷却するインタークーラと、前記サージタンクに設けられ前記サージタンク内の空気の温度を測定する温度センサと、を備える内燃機関に適用され、
   前記インタークーラに流入する空気のエネルギーと、前記インタークーラの壁と前記インタークーラ内の空気との間で交換されるエネルギーと、前記温度センサにより測定した前記サージタンク内の空気の温度と、を考慮したインタークーラモデルを用いて、前記サージタンクの出口の空気の圧力および温度を推定する手段と、
   推定した前記サージタンクの出口の空気の圧力および温度に基づいて前記気筒内に導入されている空気の量を推定する手段と、
   を備えることを特徴とする内燃機関の空気量推定装置。

Images