JP3395782B2 - 内燃機関の吸気系圧力推定装置 - Google Patents
内燃機関の吸気系圧力推定装置Info
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Description
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、内燃機関のＥＧＲ
制御等に必要な吸気系の圧力を推定する技術に関する。 【０００２】 【従来の技術】従来の内燃機関の吸気系や排気系の圧力
検出方式としては、これら圧力を直接検出するセンサを
設けることが一般的である。また、特願平７−９２６３
１号に開示されるように、エアフローメータの出力等か
ら推定する技術もある。 【０００３】 【発明が解決しようとする課題】しかしながら、上記の
ようにセンサを設ける場合は、コストが高くつくことは
勿論、耐久性も確保する必要がある。また、耐久性を確
保できるようにすると、センサの時定数が非常に大きく
なり、過渡時には正確な値を表示できなくなり、制御へ
の反映は困難であることが判明した。 【０００４】 【課題を解決するための手段】このため、請求項１に係
る発明は図１に示すように、排気を吸気系へ還流するた
めのＥＧＲ通路を備えた内燃機関の吸気系圧力推定装置
において、機関に吸入される空気流量を検出する吸入空
気流量検出手段と、機関の回転速度を検出する回転速度
検出手段と、検出された機関の吸入空気流量と回転速度
とを含む要素に基づいて吸気系圧力を推定する吸気系圧
力推定手段と、を含んで構成され、前記吸気系圧力推定
手段は、検出された吸入空気流量と機関回転速度とに基
づいてシリンダ当たり吸入空気量を演算し、該シリンダ
吸入空気量と機関回転速度とに基づいて、シリンダ吸入
空気量が大きくなるほど大きくなりかつ機関回転速度が
大きくなるほど小さくなる基本体積効率相当値を演算
し、該基本体積効率相当値を前記吸入空気温度で補正し
て体積効率相当値を演算し、これらシリンダ当り吸入空
気量と、体積効率相当値と、各定数とに基づいて次式に
より吸気系圧力を推定することを特徴とする。Ｐｍ＝Ｑａｃ／Ｋｉｎ×ＴＡ×ＲＡ×ＶＣＹＬ 但し、Ｐｍ：吸気圧 Ｑａｃ：シリンダ当りの質量吸入空気量 Ｋｉｎ：体積効率相当値 ＴＡ：標準状態温度 ＲＡ：空気ガス定数 ＶＣＹＬ：シリンダ容積 【０００５】(作用・効果) 吸入空気流量と機関回転速度とに基づいてシリンダへの
１吸気行程当りの (質量) 空気量が求められ、該シリン
ダ吸入空気量と機関回転速度とに基づいて温度条件一定
とした場合の基本体積効率相当値が求められるので、こ
の基本体積効率相当値を吸入空気温度で補正して吸入空
気温度に対応した体積効率相当値が求められる。 【０００６】そして、これらシリンダ当り吸入空気量
と、体積効率相当値と、各定数とに基づいて、上記状態
方程式から吸気系の圧力を推定することができる。 【０００７】 【０００８】 【発明の実施の形態】以下に本発明の実施形態を図に基
づいて説明する。一実施形態の全体構成を示す図２にお
いて、過給機１は、エアフィルタ２でダストを除去され
て吸気通路３に吸入された空気を吸気コンプレッサ１Ａ
により圧縮過給して下流側の吸気マニホールド４へ送り
込む。 【０００９】一方、機関 (ディーゼル機関) ５の燃焼室
に装着された燃料噴射ノズル６には、噴射ポンプ７から
各気筒に分配して燃料が圧送供給され、該燃料噴射ノズ
ル６から燃焼室に向けて燃料が噴射され、該噴射された
燃料は圧縮行程末期に着火して燃焼される。また、排気
マニホールド８と吸気マニホールド４とを結んでＥＧＲ
制御弁９を介装したＥＧＲ通路１０が接続されると共
に、前記吸気通路３の吸気コンプレッサ１Ａの上流側に
ＥＧＲ制御時に吸気を絞って排気圧と吸気圧との差圧を
拡大してＥＧＲしやすくするためのスロットル弁３１が
介装され、主としてアイドル時や低負荷時に排気改善，
騒音対策のために前記スロットル弁３１を絞ると同時に
ＥＧＲ制御弁９の開度を制御してＥＧＲ制御を行う。具
体的には、バキュームポンプ１１からの負圧を電磁弁３
２を介してダイアフラム装置３３に導いて前記絞り弁３
１を絞ると同時に、前記負圧をデューティ制御される電
磁弁１２で大気との希釈割合を制御することによって前
記ＥＧＲ制御弁９の圧力室に導かれる圧力を制御し、も
って開度を制御することによりＥＧＲ率を制御してい
る。これらＥＧＲ率や燃料噴射制御は、コントロールユ
ニット１３により行われる。 【００１０】前記ＥＧＲ制御弁９には、弁体のリフト量
を検出するリフトセンサ３４が設置されている。燃焼後
の排気は、排気マニホールド８より前記過給機１の排気
タービン１Ｂを回転駆動させた後、排気中に含まれるパ
ーティキュレート (排気微粒子) 等がフィルタ１４で捕
集され、マフラー１５で消音された後に大気中に放出さ
れる。 【００１１】前記過給機１の吸気コンプレッサ１Ａ上流
の吸気通路３には、吸入空気流量を検出するエアフロー
メータ１６が設けられ、また、機関回転速度Ｎｅを検出
する回転速度センサ１７、前記燃料噴射ポンプ７のコン
トロールレバー開度 (アクセル開度) を検出するレバー
開度センサ１８、水温を検出する水温センサ１９等が設
けられ、これらの検出値に基づいて吸気系圧力，排気系
圧力を検出しつつシリンダ吸入空気量に見合った燃料の
許容最大噴射量が後述するようにして設定される。 【００１２】以下、コントロールユニット１３による各
種演算について説明する。図３は、吸入空気流量Ｑａｓ
０の演算のフローに示す。ステップ (図ではＳと記す。
以下同様) １では、前記エアフローメータ１６の出力電
圧Ｕｓを読み込み、ステップ２で図４に示すような特性
テーブル (電圧−吸入空気流量変換テーブル) を用いて
吸入空気流量Ｑａｓ０ｄに変換し、ステップ３で平均化
処理を行い、Ｑａｓ０として処理を終了する。 【００１３】図５は、シリンダへ吸入される１吸気行程
当りの吸入空気量の演算フローであり、機関回転に同期
したタイミングで演算する。ステップ11では、機関回転
速度Ｎｅを読み込み、ステップ12では、図示する式によ
り前記図３で処理された吸入空気流量Ｑａｓ０から１吸
気行程当りの吸入空気量Ｑａｃ０を演算する。 【００１４】ステップ13では、所定回数前に演算された
吸入空気量Ｑａｃ０をＱａｃｎとして処理を終了する。
この所定回前のＱａｃ０をＱａｃｎとするのは、エアフ
ローメータ１６の測定位置からコレクタ入口までの輸送
遅れが存在するためである。ステップ14では、図示する
ような一次遅れ処理を行って、シリンダ吸入空気量Ｑａ
ｃを演算して処理を終了する。 【００１５】図６は、シリンダへ吸入、供給されてから
排出されるまでサイクル遅れ (デッドタイム処理) を行
うフローであり、シリンダ吸入空気量Ｑａｃ，実噴射時
期ｌｔｉｓｔ，燃料噴射量Ｑｓｏｌ，吸気温度Ｔｎに対
して各々所定サイクル分のデッドタイム処理を行う。こ
れは、求めようとする排気圧の元となるシリンダ吸入前
のデータを得るため行われる。 【００１６】図７は、以上のようにして求められた各値
を用いて、排気圧を演算するフローである。ステップ31
では、前記図６で処理された燃料噴射量サイクル処理値
Ｑｓｏｌｄから、図９に示すテーブルから基本排気温度
Ｔｅｈｉを検索する。なお、燃料噴射量の増大に伴い燃
焼熱量が増大するから基本排気温度Ｔｅｘｈｉも比例的
に増大する特性としている。 【００１７】ステップ32では、吸気温度サイクル処理値
Ｔｎｅにより、図９に示すテーブルから吸気温度による
排温補正係数Ｋｔｍｐｎを検索する。なお、吸気温度が
高いときは、排気温度も高くなるから、吸気温度の増大
に伴い排温補正係数Ｋｔｍｐｎも増大する特性としてい
る。ステップ33では、前回演算の排気圧Ｐｅｘｈｎ−１
により、図10に示すテーブルから排気圧力による排温補
正係数Ｋｋｍｐｐを演算する。なお、排気圧が高いとき
ほど排気温度も増大するので、排温補正係数Ｋｔｍｐｐ
もそのような特性としてある。 【００１８】ステップ34では、実噴射時期サイクル処理
値ｌｔｉｓｔｄにより、図11に示すテーブルから噴射時
期による排温補正係数Ｋｔｍｐｉを演算する。なお、噴
射時期が遅くなるほど、燃焼終了が遅れる等の理由で排
気温度は高くなるから、排温補正係数Ｋｔｍｐｉもその
特性に合わせて設定してある。ステップ35では、前記ス
テップ31で求めた基本排気温度Ｔｅｘｈｉを、ステップ
32，33，34で求めた各排温補正係数Ｋｔｍｐｎ，Ｋｔｍ
ｐｐ，Ｋｔｍｐｉを用いて、次式で補正することによ
り、シリンダ排出温度Ｔｅｘｈｃを演算する。 【００１９】Ｔｅｘｈｃ＝Ｔｅｘｈｉ×Ｋｔｍｐｎ×Ｋ
ｔｍｐｐ×Ｋｔｍｐｉ ステップ36では、前記シリンダ排出温度Ｔｅｘｈｉに、
次式に示す一次遅れ処理を行って排気温度Ｔｅｘｈとす
る。 Ｔｅｘｈ＝Ｔｅｘｈn-1 × (１−ＫＯ) ＋Ｔｅｘｈｃ×
ＫＯ ＫＯは定数 ステップ37では、シリンダ当りの排出空気量Ｑｅｘｈ，
機関回転速度Ｎｅ，排気温度Ｔｅｘｈと定数ＫＰＥＸ
Ｈ，ＯＰＥＸＨ (標準状態における大気圧に相当する
値) を用いて、次式により排気圧基本値Ｐｅｈｂを演算
する。 【００２０】Ｐｅｈｂ＝(Ｑｅｘｈ×Ｎｅ／ＫＣ)2×Ｔ
ｅｘｈ×ＫＰＥＸＨ＋ＯＰＥＸＨ ステップ38では、前記排気圧基本値Ｐｅｘｈｂに、次式
に示す一次遅れ処理を施して排気圧Ｐｅｘｈとする。 Ｐｅｘｈ＝Ｐｅｘｈn-1×(１−ＫＰ)＋Ｐｅｘｈｂ×Ｋ
Ｐ ＫＰは定数 次に、排気圧推定の別の実施形態について説明する。こ
のものでは、図12に示すように、吸気マニホールド４の
各気筒の吸気ポート部分に、低速時に吸気スワールを強
化して燃焼性を高めるためのスワール制御弁21が介装さ
れており、該スワール制御弁21の開度がコントロールユ
ニット13により機関の運転状態に応じて制御されるよう
になっている。そして、本実施形態では、該スワール制
御弁21の開度に応じて排気圧を補正して推定する。 【００２１】図１〜図10については、第１の実施形態と
共通に用いる。図13は、図６と同様に行われるサイクル
遅れ (デッドタイム処理) を行うフローであり、シリン
ダ吸入空気量Ｑａｃ，スワール制御弁開度Ｒｉｓｃｖ，
燃料噴射量Ｑｓｏｌｄ，吸気温度Ｔｎｅに対して各々所
定サイクル分のデッドタイム処理を行う。図14は、排気
圧を演算するフローである。 【００２２】ステップ41〜ステップ43は、前記ステップ
31〜ステップ33までと同様であるので説明を省略する。
ステップ44では、前記図13でのスワール制御弁開度サイ
クル処理値Ｒｉｓｃｖｄと機関回転速度Ｎｅとから、図
15に示すテーブルからスワール制御弁開度による排温補
正係数Ｋｔｍｐｓｃを検索する。なお、スワール制御弁
21が全開のとき(実質的にスワール制御弁を備えない場
合に相当) は、排温補正係数Ｋｔｍｐｓｃ＝１で固定
(実質的に補正を行わない) とし、スワール制御弁21の
開度が小さいときは、機関が低速のときは適切なスワー
ル強さとなって燃焼性が改善される結果、排気温度は低
下するが、機関の高速時はスワールが過大となって燃焼
性が悪化し、また、絞り作用によりシリンダ吸入空気量
が減少する等の理由によって、排気温度は上昇するの
で、その特性に合わせて排温補正係数Ｋｔｍｐｓｃを設
定してある。 【００２３】ステップ45では、前記基本排気温度Ｔｅｘ
ｈｉを、ステップ42，43，44で求めた各排温補正係数Ｋ
ｔｍｐｎ，Ｋｔｍｐｐ，Ｋｔｍｐｓｃを用いて、次式で
補正することにより、シリンダ排出温度Ｔｅｘｈｃを演
算する。 Ｔｅｘｈｃ＝Ｔｅｘｈｉ×Ｋｔｍｐｎ×Ｋｔｍｐｐ×Ｋ
ｔｍｐｓｃ 以下、ステップ46〜ステップ48については、前記図７の
ステップ36〜ステップ38と同様であり、ステップ46で、
前記シリンダ排出温度Ｔｅｘｈｉに一次遅れ処理を行っ
て排気温度Ｔｅｘｈとし、ステップ47で、図示の式によ
り排気圧基本値Ｐｅｈｂを演算し、ステップ48では、前
記排気圧基本値Ｐｅｘｈｂに一次遅れ処理を施して排気
圧Ｐｅｘｈとする。 【００２４】前記実施形態では、スワール制御弁の開度
と機関回転速度とから、３次元テーブルからの検索によ
って排温補正係数Ｋｔｍｐｓｃを設定したが、シリンダ
吸入空気量Ｑａｃ，機関回転速度Ｎｅ，スワール弁開度
Ｒａｓｃｖからスワール弁開度に対する吸入空気流量の
割合、つまり、スワールの流速に相当する値Ｖｓｃを算
出し、該流速相当値Ｖｓｃに応じて排温補正係数Ｋｔｍ
ｐｓｃを設定するようにしてもよい。 【００２５】以下に、上記の実施形態を示す。図１〜図
10については、第１の実施形態と共通に用いる。図16
は、前記各実施形態と同様に行われるサイクル遅れ (デ
ッドタイム処理)を行うフローであり、シリンダ吸入空
気量Ｑａｃ，スワール流速Ｖｓｃ，燃料噴射量Ｑｓｏｌ
ｄ，吸気温度Ｔｎｅに対して各々所定サイクル分のデッ
ドタイム処理を行う。 【００２６】ここで、スワール流速Ｖｓｃは、図示の式
のようにシリンダ部分の吸入空気流量Ｑａｃ×Ｎｅをス
ワール制御弁の開度Ｒａｓｃｖで除算して求められる。
図17は、排気圧を演算するフローである。ステップ51〜
ステップ53は、前記ステップ31〜ステップ33までと同様
であるので説明を省略する。 【００２７】ステップ54では、前記図16でのスワール流
速相当値のサイクル処理値Ｖｓｃから、図18に示すテー
ブルからスワール制御弁開度による排温補正係数Ｋｔｍ
ｐｓｃを検索する。これは、スワール流速相当値Ｖｓｃ
がある値のときに燃焼状態が最もよくなって排気温度が
下がり、そのＶｓｃからどちらにずれても排気温度は上
昇するという特性に合わせて排温補正係数Ｋｔｍｐｓｃ
を設定してある。 【００２８】ステップ55では、前記基本排気温度Ｔｅｘ
ｈｉを、ステップ52，53，54で求めた各排温補正係数Ｋ
ｔｍｐｎ，Ｋｔｍｐｐ，Ｋｔｍｐｓｃを用いて図示の式
で補正することにより、シリンダ排出温度Ｔｅｘｈｉを
演算する。以下、ステップ56〜ステップ58については、
前記図７のステップ36〜ステップ38と同様であり、ステ
ップ56で、前記シリンダ排出温度Ｔｅｘｈｉに一次遅れ
処理を行って排気温度Ｔｅｘｈとし、ステップ57で、図
示の式により排気圧基本値Ｐｅｈｂを演算し、ステップ
58では、前記排気圧基本値Ｐｅｘｈｂに一次遅れ処理を
施して排気圧Ｐｅｘｈとする。 【００２９】次に、本発明に係る吸気圧推定の実施形態
について、説明する。図19は、吸気圧を演算するフロー
である。ステップ61では、シリンダ吸入空気量Ｑａｃと
機関回転速度Ｎｅより、図20に示すテーブルから体積効
率相当値基本値Ｋｉｎｂを検索する。ステップ62では、
体積効率相当値Ｋｉｎを、吸気温度Ｔｉｎｔを用いて図
示の式 (Ｋｉｎ＝Ｋｉｎｂ×ＴＡ／Ｔｉｎｔ) で演算す
る。 【００３０】ステップ63では、シリンダ吸入空気量Ｑａ
ｃ，体積効率相当値Ｋｉｎを変数として、図示の式 (Ｐ
ｍ＝Ｑａｃ／Ｋｉｎ×ＴＡ×Ｒａ／ＶＣＹＬ) で吸気圧
Ｐｍを演算して処理を終了する。なお、このフローで出
てくる定数ＴＡ，ＲＡ，ＶＣＹＬは各々標準状態温度，
空気ガス定数，シリンダ容積である。図21は、基本燃料
噴射量Ｑｓｏｌ１を演算するフローである。 【００３１】ステップ71では、機関回転速度Ｎｅ、ステ
ップ72でアクセル開度 (コントロールレバー開度) ＣＬ
を読み込む。ステップ73では、機関回転速度Ｎｅとアク
セル開度ＣＬとから、図22に示すテーブルから基本燃料
噴射量Ｍｑｄｒｖを検索する。ステップ74では、前記基
本燃料噴射量Ｍｑｄｒｖを水温等の各種補正係数によっ
て補正して基本燃料噴射量Ｑｓｏｌ１を求める。 【００３２】図23は、最大燃料噴射量Ｑｆｕｌを演算す
るフローで、回転に同期したタイミングで処理される。
ステップ81では、機関回転速度Ｎｅを読み込み、ステッ
プ82では、機関回転速度Ｎｅから図26に示すスモークリ
ミット相当の値が設定されたテーブルから、限界空気過
剰率相当値Ｋｌａｍｂを検索する。 【００３３】ステップ83では、シリンダ吸入空気量Ｑａ
ｃを読み込み、ステップ84で図示の式 (Ｑｆｕｌ＝Ｑａ
ｃ／Ｋｌａｍｂ／14.7) で最大燃料噴射量Ｑｆｕｌを演
算して、処理を終了する。図25は、燃料噴射量を最終的
に設定するフローであり、機関回転同期で実行される。 【００３４】ステップ91では、前記基本燃料噴射量Ｑｓ
ｏｌ１と最大燃料噴射量Ｑｆｕｌとを比較し、前者が大
のときはステップ92へ進み、燃料噴射量Ｑｓｏｌに最大
燃料噴射量Ｑｆｕｌを用い、前者が小のときはステップ
93へ進んで燃料噴射量Ｑｓｏｌに基本燃料噴射量Ｑｓｏ
ｌ１を設定して処理を終了する。以下では、既述のよう
に推定した排気圧と、本発明により推定した吸気圧とを
用いて行われるＥＧＲ制御について説明する。 【００３５】図26は、ＥＧＲ弁の開口面積を演算するフ
ローである。ステップ101 では、目標のＥＧＲ量を演算
する。この方法については、後述する。ステップ102 で
は、前記推定した吸気圧Ｐｍを読み込み、ステップ103
では同じく推定した排気圧Ｐｅｘｈを読み込む。 【００３６】ステップ104 では、図示の式［Ｃｑｅ＝
｛Ｋ (Ｐｅｘｈ−Ｐｍ) ｝1/2 ；Ｋは定数］で、前記Ｅ
ＧＲ流速相当値Ｃｑｅを演算し、ステップ105 で、要求
ＥＧＲ量Ｔｑｅｋと前記ＥＧＲ流速相当値Ｃｑｅを用
い、図示の式 (Ａｅｖ＝Ｔｑｅｋ／Ｃｑｅ) でＥＧＲ弁
の開口面積Ａｅｖを演算する。ステップ106 では、前記
ＥＧＲ流速相当値Ｃｑｅにより、図27に示すテーブルか
ら、後述するＥＧＲ弁開口面積を加重平均処理する際の
重み定数Ｎｌｋを検索する。なお、ＥＧＲ流速相当値Ｃ
ｑｅが小さいときに重み定数Ｎｌｋを大きく、ＥＧＲ流
速相当値Ｃｑｅが大きいときに重み定数Ｎｌｋを小さく
設定している。これは、流速が小さいときは微小な流速
変化でも要求の開口面積は大きく変化させる必要があ
り、安定しづらくなるため加重平均を多く(重く)してい
る。また、流速が大きいときは逆の現象となり、一般的
に過渡時は流速が大きくなる (吸気圧と排気圧の差圧が
大きくなる) ため、過渡の追従性から加重平均はなるべ
く行わない方が望ましいため、加重平均定数は小さくな
るように設定している。なお、反比例のような特性とし
たのは、ステップ104 で図示した式に示されるように、
差圧に対して流速は平方根の特性を持ち、加重平均定数
の要求は、その逆数になるためである。 【００３７】ステップ107 では、前記ステップ106 で検
索した重み定数Ｎｌｋを用いて、次式によりステップ10
5 で求められた開口面積Ａｅｖに加重平均を行い、その
結果を目標のＥＧＲ弁開口面積Ａｅｖｆとして、処理を
終了する。Ａｅｖｆ＝Ａｅｖ／２Nlk＋(１−１／２Nlk)
×Ａｅｖｆn-1なお、ステップ104,ステップ105 の式は
理論状態である。実際のＥＧＲ弁駆動装置には、目標開
口面積Ａｅｖｆを、図28に示すアクチュエータ特性で変
換して指令値となる。 【００３８】図29は、目標のＥＧＲ量を演算するフロー
であり、機関回転又はそれ相当に同期したタイミングで
演算する。ステップ111 では、シリンダ吸入空気量Ｑａ
ｃを読み込む。ステップ112 では、目標のＥＧＲ率Ｍｅ
ｇｒを演算する。ステップ113 では、図示の式 (Ｍｑｅ
ｃ＝Ｑａｃ×Ｍｅｇｒ) で１吸気当りの目標のＥＧＲ量
Ｍｑｅｃを演算する。 【００３９】ステップ114 では、中間変数Ｒｑｅｃを次
式により演算する。 Ｒｑｅｃ＝Ｍｑｅｃ×ＫＩＮ×ＫＶＯｌ＋Ｒｑｅｃ
n-1(１−ＫＩＮ×ＫＶＯｌ) 但し、ＫＩＮは体積効率相当値,ＫＶＯｌ＝ＶＥ／ＮＣ
／ＶＭであり、ＶＥは排気量，ＮＣは気筒数，ＶＭは吸
気系容積である。ステップ115 では、次式により進み補
正処理を行い、その結果をＴｑｅｃとする。この式は、
通常の進み処理を簡易化したものである。 【００４０】Ｔｑｅｃ＝ＧＫＱＥＣ×Ｍｑｅｃ−(ＧＫ
ＱＥＣ−１)×Ｒｑｅｃn-1 ステップ116では、前記進み処理後の目標ＥＧＲ量Ｔｑ
ｅｃを、次式により単位時間当りの目標ＥＧＲ量Ｔｑｅ
ｋに変換して処理を終了する。 Ｔｑｅｋ＝Ｔｑｅｃ×Ｎｅ／ＫＣＯＮ 図30は、目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒを演算するフローで、機
関回転に同期したタイミングで実行される。 【００４１】ステップ121では、機関回転速度Ｎｅ,燃料
噴射量Ｑｓｏｌ,機関冷却水温度Ｔｗを読み込む。ステ
ップ122では、機関回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｓｏｌ
とにより、図31に示すテーブルから、基本目標ＥＧＲ率
Ｍｅｇｒを演算する。ステップ123では、機関冷却水温
度Ｔｗにより、図32に示すテーブルから目標ＥＧＲ率Ｍ
ｅｇｒを補正するための補正係数Ｋｅｇｒ＿ｔｗとす
る。 【００４２】ステップ124 では、図示の式 (Ｍｅｇｒ＝
Ｍｅｇｒｂ×Ｋｅｇｒ＿ｔｗ) により、目標ＥＧＲ率Ｍ
ｅｇｒを演算する。ステップ125 では、機関の状態が完
爆状態か否かを判定する。この方法は、後述する。ステ
ップ126 で完爆と判定されたときは、そのまま処理を終
了し、完爆と判定されない場合は、ステップ127 へ進
み、目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒを０として処理を終了する。
この場合、同時にスロットル弁31は全開に制御される。 【００４３】図33は、機関の完爆を判定するフローで、
10ｍｓｅｃ等の時間に同期したタイミングで実行され
る。ステップ131 では、機関回転速度Ｎｅを読み込み、
ステップ132 では、完爆判定スライスレベルＮＲＰＭＫ
と比較し、機関回転速度Ｎｅの方が大きいときには、ス
テップ133 へ進む。 【００４４】ステップ133 では、機関回転速度Ｎｅによ
る完爆判定後のカウンタの値Ｔｍｒｋｂと所定時間ＴＭ
ＲＫＢＰとを比較し、Ｔｍｒｋｂの方が大きいときはス
テップ134 へ進み、完爆状態であるとして処理を終了す
る。ステップ132 で機関回転速度Ｎｅの方が小さいと判
定されたときは、ステップ136 へ進んでＴｍｒｋｂをク
リアし、ステップ137 で完爆状態でないとして処理を終
了する。 【００４５】ステップ133 でＴｍｒｋｂの方が小さいと
判定されたときは、ステップ135 へ進んでＴｍｒｋｂを
インクリメントした後ステップ137 へ進み、完爆状態で
ないとして処理を終了する。当処理では、機関回転速度
Ｎｅが所定以上 (例えば400 回転以上) となり、所定時
間経過したときに完爆状態であると判定するという処理
を行っている。 【００４６】以上説明してきたように、本発明によれ
ば、エアフローメータを始めとする信号から吸気圧を演
算することにより、コストアップを招くことなく耐久
性, 過渡応答性を補償する圧力推定が可能となり、ＥＧ
Ｒ制御等の制御精度が向上する。
制御等に必要な吸気系の圧力を推定する技術に関する。 【０００２】 【従来の技術】従来の内燃機関の吸気系や排気系の圧力
検出方式としては、これら圧力を直接検出するセンサを
設けることが一般的である。また、特願平７−９２６３
１号に開示されるように、エアフローメータの出力等か
ら推定する技術もある。 【０００３】 【発明が解決しようとする課題】しかしながら、上記の
ようにセンサを設ける場合は、コストが高くつくことは
勿論、耐久性も確保する必要がある。また、耐久性を確
保できるようにすると、センサの時定数が非常に大きく
なり、過渡時には正確な値を表示できなくなり、制御へ
の反映は困難であることが判明した。 【０００４】 【課題を解決するための手段】このため、請求項１に係
る発明は図１に示すように、排気を吸気系へ還流するた
めのＥＧＲ通路を備えた内燃機関の吸気系圧力推定装置
において、機関に吸入される空気流量を検出する吸入空
気流量検出手段と、機関の回転速度を検出する回転速度
検出手段と、検出された機関の吸入空気流量と回転速度
とを含む要素に基づいて吸気系圧力を推定する吸気系圧
力推定手段と、を含んで構成され、前記吸気系圧力推定
手段は、検出された吸入空気流量と機関回転速度とに基
づいてシリンダ当たり吸入空気量を演算し、該シリンダ
吸入空気量と機関回転速度とに基づいて、シリンダ吸入
空気量が大きくなるほど大きくなりかつ機関回転速度が
大きくなるほど小さくなる基本体積効率相当値を演算
し、該基本体積効率相当値を前記吸入空気温度で補正し
て体積効率相当値を演算し、これらシリンダ当り吸入空
気量と、体積効率相当値と、各定数とに基づいて次式に
より吸気系圧力を推定することを特徴とする。Ｐｍ＝Ｑａｃ／Ｋｉｎ×ＴＡ×ＲＡ×ＶＣＹＬ 但し、Ｐｍ：吸気圧 Ｑａｃ：シリンダ当りの質量吸入空気量 Ｋｉｎ：体積効率相当値 ＴＡ：標準状態温度 ＲＡ：空気ガス定数 ＶＣＹＬ：シリンダ容積 【０００５】(作用・効果) 吸入空気流量と機関回転速度とに基づいてシリンダへの
１吸気行程当りの (質量) 空気量が求められ、該シリン
ダ吸入空気量と機関回転速度とに基づいて温度条件一定
とした場合の基本体積効率相当値が求められるので、こ
の基本体積効率相当値を吸入空気温度で補正して吸入空
気温度に対応した体積効率相当値が求められる。 【０００６】そして、これらシリンダ当り吸入空気量
と、体積効率相当値と、各定数とに基づいて、上記状態
方程式から吸気系の圧力を推定することができる。 【０００７】 【０００８】 【発明の実施の形態】以下に本発明の実施形態を図に基
づいて説明する。一実施形態の全体構成を示す図２にお
いて、過給機１は、エアフィルタ２でダストを除去され
て吸気通路３に吸入された空気を吸気コンプレッサ１Ａ
により圧縮過給して下流側の吸気マニホールド４へ送り
込む。 【０００９】一方、機関 (ディーゼル機関) ５の燃焼室
に装着された燃料噴射ノズル６には、噴射ポンプ７から
各気筒に分配して燃料が圧送供給され、該燃料噴射ノズ
ル６から燃焼室に向けて燃料が噴射され、該噴射された
燃料は圧縮行程末期に着火して燃焼される。また、排気
マニホールド８と吸気マニホールド４とを結んでＥＧＲ
制御弁９を介装したＥＧＲ通路１０が接続されると共
に、前記吸気通路３の吸気コンプレッサ１Ａの上流側に
ＥＧＲ制御時に吸気を絞って排気圧と吸気圧との差圧を
拡大してＥＧＲしやすくするためのスロットル弁３１が
介装され、主としてアイドル時や低負荷時に排気改善，
騒音対策のために前記スロットル弁３１を絞ると同時に
ＥＧＲ制御弁９の開度を制御してＥＧＲ制御を行う。具
体的には、バキュームポンプ１１からの負圧を電磁弁３
２を介してダイアフラム装置３３に導いて前記絞り弁３
１を絞ると同時に、前記負圧をデューティ制御される電
磁弁１２で大気との希釈割合を制御することによって前
記ＥＧＲ制御弁９の圧力室に導かれる圧力を制御し、も
って開度を制御することによりＥＧＲ率を制御してい
る。これらＥＧＲ率や燃料噴射制御は、コントロールユ
ニット１３により行われる。 【００１０】前記ＥＧＲ制御弁９には、弁体のリフト量
を検出するリフトセンサ３４が設置されている。燃焼後
の排気は、排気マニホールド８より前記過給機１の排気
タービン１Ｂを回転駆動させた後、排気中に含まれるパ
ーティキュレート (排気微粒子) 等がフィルタ１４で捕
集され、マフラー１５で消音された後に大気中に放出さ
れる。 【００１１】前記過給機１の吸気コンプレッサ１Ａ上流
の吸気通路３には、吸入空気流量を検出するエアフロー
メータ１６が設けられ、また、機関回転速度Ｎｅを検出
する回転速度センサ１７、前記燃料噴射ポンプ７のコン
トロールレバー開度 (アクセル開度) を検出するレバー
開度センサ１８、水温を検出する水温センサ１９等が設
けられ、これらの検出値に基づいて吸気系圧力，排気系
圧力を検出しつつシリンダ吸入空気量に見合った燃料の
許容最大噴射量が後述するようにして設定される。 【００１２】以下、コントロールユニット１３による各
種演算について説明する。図３は、吸入空気流量Ｑａｓ
０の演算のフローに示す。ステップ (図ではＳと記す。
以下同様) １では、前記エアフローメータ１６の出力電
圧Ｕｓを読み込み、ステップ２で図４に示すような特性
テーブル (電圧−吸入空気流量変換テーブル) を用いて
吸入空気流量Ｑａｓ０ｄに変換し、ステップ３で平均化
処理を行い、Ｑａｓ０として処理を終了する。 【００１３】図５は、シリンダへ吸入される１吸気行程
当りの吸入空気量の演算フローであり、機関回転に同期
したタイミングで演算する。ステップ11では、機関回転
速度Ｎｅを読み込み、ステップ12では、図示する式によ
り前記図３で処理された吸入空気流量Ｑａｓ０から１吸
気行程当りの吸入空気量Ｑａｃ０を演算する。 【００１４】ステップ13では、所定回数前に演算された
吸入空気量Ｑａｃ０をＱａｃｎとして処理を終了する。
この所定回前のＱａｃ０をＱａｃｎとするのは、エアフ
ローメータ１６の測定位置からコレクタ入口までの輸送
遅れが存在するためである。ステップ14では、図示する
ような一次遅れ処理を行って、シリンダ吸入空気量Ｑａ
ｃを演算して処理を終了する。 【００１５】図６は、シリンダへ吸入、供給されてから
排出されるまでサイクル遅れ (デッドタイム処理) を行
うフローであり、シリンダ吸入空気量Ｑａｃ，実噴射時
期ｌｔｉｓｔ，燃料噴射量Ｑｓｏｌ，吸気温度Ｔｎに対
して各々所定サイクル分のデッドタイム処理を行う。こ
れは、求めようとする排気圧の元となるシリンダ吸入前
のデータを得るため行われる。 【００１６】図７は、以上のようにして求められた各値
を用いて、排気圧を演算するフローである。ステップ31
では、前記図６で処理された燃料噴射量サイクル処理値
Ｑｓｏｌｄから、図９に示すテーブルから基本排気温度
Ｔｅｈｉを検索する。なお、燃料噴射量の増大に伴い燃
焼熱量が増大するから基本排気温度Ｔｅｘｈｉも比例的
に増大する特性としている。 【００１７】ステップ32では、吸気温度サイクル処理値
Ｔｎｅにより、図９に示すテーブルから吸気温度による
排温補正係数Ｋｔｍｐｎを検索する。なお、吸気温度が
高いときは、排気温度も高くなるから、吸気温度の増大
に伴い排温補正係数Ｋｔｍｐｎも増大する特性としてい
る。ステップ33では、前回演算の排気圧Ｐｅｘｈｎ−１
により、図10に示すテーブルから排気圧力による排温補
正係数Ｋｋｍｐｐを演算する。なお、排気圧が高いとき
ほど排気温度も増大するので、排温補正係数Ｋｔｍｐｐ
もそのような特性としてある。 【００１８】ステップ34では、実噴射時期サイクル処理
値ｌｔｉｓｔｄにより、図11に示すテーブルから噴射時
期による排温補正係数Ｋｔｍｐｉを演算する。なお、噴
射時期が遅くなるほど、燃焼終了が遅れる等の理由で排
気温度は高くなるから、排温補正係数Ｋｔｍｐｉもその
特性に合わせて設定してある。ステップ35では、前記ス
テップ31で求めた基本排気温度Ｔｅｘｈｉを、ステップ
32，33，34で求めた各排温補正係数Ｋｔｍｐｎ，Ｋｔｍ
ｐｐ，Ｋｔｍｐｉを用いて、次式で補正することによ
り、シリンダ排出温度Ｔｅｘｈｃを演算する。 【００１９】Ｔｅｘｈｃ＝Ｔｅｘｈｉ×Ｋｔｍｐｎ×Ｋ
ｔｍｐｐ×Ｋｔｍｐｉ ステップ36では、前記シリンダ排出温度Ｔｅｘｈｉに、
次式に示す一次遅れ処理を行って排気温度Ｔｅｘｈとす
る。 Ｔｅｘｈ＝Ｔｅｘｈn-1 × (１−ＫＯ) ＋Ｔｅｘｈｃ×
ＫＯ ＫＯは定数 ステップ37では、シリンダ当りの排出空気量Ｑｅｘｈ，
機関回転速度Ｎｅ，排気温度Ｔｅｘｈと定数ＫＰＥＸ
Ｈ，ＯＰＥＸＨ (標準状態における大気圧に相当する
値) を用いて、次式により排気圧基本値Ｐｅｈｂを演算
する。 【００２０】Ｐｅｈｂ＝(Ｑｅｘｈ×Ｎｅ／ＫＣ)2×Ｔ
ｅｘｈ×ＫＰＥＸＨ＋ＯＰＥＸＨ ステップ38では、前記排気圧基本値Ｐｅｘｈｂに、次式
に示す一次遅れ処理を施して排気圧Ｐｅｘｈとする。 Ｐｅｘｈ＝Ｐｅｘｈn-1×(１−ＫＰ)＋Ｐｅｘｈｂ×Ｋ
Ｐ ＫＰは定数 次に、排気圧推定の別の実施形態について説明する。こ
のものでは、図12に示すように、吸気マニホールド４の
各気筒の吸気ポート部分に、低速時に吸気スワールを強
化して燃焼性を高めるためのスワール制御弁21が介装さ
れており、該スワール制御弁21の開度がコントロールユ
ニット13により機関の運転状態に応じて制御されるよう
になっている。そして、本実施形態では、該スワール制
御弁21の開度に応じて排気圧を補正して推定する。 【００２１】図１〜図10については、第１の実施形態と
共通に用いる。図13は、図６と同様に行われるサイクル
遅れ (デッドタイム処理) を行うフローであり、シリン
ダ吸入空気量Ｑａｃ，スワール制御弁開度Ｒｉｓｃｖ，
燃料噴射量Ｑｓｏｌｄ，吸気温度Ｔｎｅに対して各々所
定サイクル分のデッドタイム処理を行う。図14は、排気
圧を演算するフローである。 【００２２】ステップ41〜ステップ43は、前記ステップ
31〜ステップ33までと同様であるので説明を省略する。
ステップ44では、前記図13でのスワール制御弁開度サイ
クル処理値Ｒｉｓｃｖｄと機関回転速度Ｎｅとから、図
15に示すテーブルからスワール制御弁開度による排温補
正係数Ｋｔｍｐｓｃを検索する。なお、スワール制御弁
21が全開のとき(実質的にスワール制御弁を備えない場
合に相当) は、排温補正係数Ｋｔｍｐｓｃ＝１で固定
(実質的に補正を行わない) とし、スワール制御弁21の
開度が小さいときは、機関が低速のときは適切なスワー
ル強さとなって燃焼性が改善される結果、排気温度は低
下するが、機関の高速時はスワールが過大となって燃焼
性が悪化し、また、絞り作用によりシリンダ吸入空気量
が減少する等の理由によって、排気温度は上昇するの
で、その特性に合わせて排温補正係数Ｋｔｍｐｓｃを設
定してある。 【００２３】ステップ45では、前記基本排気温度Ｔｅｘ
ｈｉを、ステップ42，43，44で求めた各排温補正係数Ｋ
ｔｍｐｎ，Ｋｔｍｐｐ，Ｋｔｍｐｓｃを用いて、次式で
補正することにより、シリンダ排出温度Ｔｅｘｈｃを演
算する。 Ｔｅｘｈｃ＝Ｔｅｘｈｉ×Ｋｔｍｐｎ×Ｋｔｍｐｐ×Ｋ
ｔｍｐｓｃ 以下、ステップ46〜ステップ48については、前記図７の
ステップ36〜ステップ38と同様であり、ステップ46で、
前記シリンダ排出温度Ｔｅｘｈｉに一次遅れ処理を行っ
て排気温度Ｔｅｘｈとし、ステップ47で、図示の式によ
り排気圧基本値Ｐｅｈｂを演算し、ステップ48では、前
記排気圧基本値Ｐｅｘｈｂに一次遅れ処理を施して排気
圧Ｐｅｘｈとする。 【００２４】前記実施形態では、スワール制御弁の開度
と機関回転速度とから、３次元テーブルからの検索によ
って排温補正係数Ｋｔｍｐｓｃを設定したが、シリンダ
吸入空気量Ｑａｃ，機関回転速度Ｎｅ，スワール弁開度
Ｒａｓｃｖからスワール弁開度に対する吸入空気流量の
割合、つまり、スワールの流速に相当する値Ｖｓｃを算
出し、該流速相当値Ｖｓｃに応じて排温補正係数Ｋｔｍ
ｐｓｃを設定するようにしてもよい。 【００２５】以下に、上記の実施形態を示す。図１〜図
10については、第１の実施形態と共通に用いる。図16
は、前記各実施形態と同様に行われるサイクル遅れ (デ
ッドタイム処理)を行うフローであり、シリンダ吸入空
気量Ｑａｃ，スワール流速Ｖｓｃ，燃料噴射量Ｑｓｏｌ
ｄ，吸気温度Ｔｎｅに対して各々所定サイクル分のデッ
ドタイム処理を行う。 【００２６】ここで、スワール流速Ｖｓｃは、図示の式
のようにシリンダ部分の吸入空気流量Ｑａｃ×Ｎｅをス
ワール制御弁の開度Ｒａｓｃｖで除算して求められる。
図17は、排気圧を演算するフローである。ステップ51〜
ステップ53は、前記ステップ31〜ステップ33までと同様
であるので説明を省略する。 【００２７】ステップ54では、前記図16でのスワール流
速相当値のサイクル処理値Ｖｓｃから、図18に示すテー
ブルからスワール制御弁開度による排温補正係数Ｋｔｍ
ｐｓｃを検索する。これは、スワール流速相当値Ｖｓｃ
がある値のときに燃焼状態が最もよくなって排気温度が
下がり、そのＶｓｃからどちらにずれても排気温度は上
昇するという特性に合わせて排温補正係数Ｋｔｍｐｓｃ
を設定してある。 【００２８】ステップ55では、前記基本排気温度Ｔｅｘ
ｈｉを、ステップ52，53，54で求めた各排温補正係数Ｋ
ｔｍｐｎ，Ｋｔｍｐｐ，Ｋｔｍｐｓｃを用いて図示の式
で補正することにより、シリンダ排出温度Ｔｅｘｈｉを
演算する。以下、ステップ56〜ステップ58については、
前記図７のステップ36〜ステップ38と同様であり、ステ
ップ56で、前記シリンダ排出温度Ｔｅｘｈｉに一次遅れ
処理を行って排気温度Ｔｅｘｈとし、ステップ57で、図
示の式により排気圧基本値Ｐｅｈｂを演算し、ステップ
58では、前記排気圧基本値Ｐｅｘｈｂに一次遅れ処理を
施して排気圧Ｐｅｘｈとする。 【００２９】次に、本発明に係る吸気圧推定の実施形態
について、説明する。図19は、吸気圧を演算するフロー
である。ステップ61では、シリンダ吸入空気量Ｑａｃと
機関回転速度Ｎｅより、図20に示すテーブルから体積効
率相当値基本値Ｋｉｎｂを検索する。ステップ62では、
体積効率相当値Ｋｉｎを、吸気温度Ｔｉｎｔを用いて図
示の式 (Ｋｉｎ＝Ｋｉｎｂ×ＴＡ／Ｔｉｎｔ) で演算す
る。 【００３０】ステップ63では、シリンダ吸入空気量Ｑａ
ｃ，体積効率相当値Ｋｉｎを変数として、図示の式 (Ｐ
ｍ＝Ｑａｃ／Ｋｉｎ×ＴＡ×Ｒａ／ＶＣＹＬ) で吸気圧
Ｐｍを演算して処理を終了する。なお、このフローで出
てくる定数ＴＡ，ＲＡ，ＶＣＹＬは各々標準状態温度，
空気ガス定数，シリンダ容積である。図21は、基本燃料
噴射量Ｑｓｏｌ１を演算するフローである。 【００３１】ステップ71では、機関回転速度Ｎｅ、ステ
ップ72でアクセル開度 (コントロールレバー開度) ＣＬ
を読み込む。ステップ73では、機関回転速度Ｎｅとアク
セル開度ＣＬとから、図22に示すテーブルから基本燃料
噴射量Ｍｑｄｒｖを検索する。ステップ74では、前記基
本燃料噴射量Ｍｑｄｒｖを水温等の各種補正係数によっ
て補正して基本燃料噴射量Ｑｓｏｌ１を求める。 【００３２】図23は、最大燃料噴射量Ｑｆｕｌを演算す
るフローで、回転に同期したタイミングで処理される。
ステップ81では、機関回転速度Ｎｅを読み込み、ステッ
プ82では、機関回転速度Ｎｅから図26に示すスモークリ
ミット相当の値が設定されたテーブルから、限界空気過
剰率相当値Ｋｌａｍｂを検索する。 【００３３】ステップ83では、シリンダ吸入空気量Ｑａ
ｃを読み込み、ステップ84で図示の式 (Ｑｆｕｌ＝Ｑａ
ｃ／Ｋｌａｍｂ／14.7) で最大燃料噴射量Ｑｆｕｌを演
算して、処理を終了する。図25は、燃料噴射量を最終的
に設定するフローであり、機関回転同期で実行される。 【００３４】ステップ91では、前記基本燃料噴射量Ｑｓ
ｏｌ１と最大燃料噴射量Ｑｆｕｌとを比較し、前者が大
のときはステップ92へ進み、燃料噴射量Ｑｓｏｌに最大
燃料噴射量Ｑｆｕｌを用い、前者が小のときはステップ
93へ進んで燃料噴射量Ｑｓｏｌに基本燃料噴射量Ｑｓｏ
ｌ１を設定して処理を終了する。以下では、既述のよう
に推定した排気圧と、本発明により推定した吸気圧とを
用いて行われるＥＧＲ制御について説明する。 【００３５】図26は、ＥＧＲ弁の開口面積を演算するフ
ローである。ステップ101 では、目標のＥＧＲ量を演算
する。この方法については、後述する。ステップ102 で
は、前記推定した吸気圧Ｐｍを読み込み、ステップ103
では同じく推定した排気圧Ｐｅｘｈを読み込む。 【００３６】ステップ104 では、図示の式［Ｃｑｅ＝
｛Ｋ (Ｐｅｘｈ−Ｐｍ) ｝1/2 ；Ｋは定数］で、前記Ｅ
ＧＲ流速相当値Ｃｑｅを演算し、ステップ105 で、要求
ＥＧＲ量Ｔｑｅｋと前記ＥＧＲ流速相当値Ｃｑｅを用
い、図示の式 (Ａｅｖ＝Ｔｑｅｋ／Ｃｑｅ) でＥＧＲ弁
の開口面積Ａｅｖを演算する。ステップ106 では、前記
ＥＧＲ流速相当値Ｃｑｅにより、図27に示すテーブルか
ら、後述するＥＧＲ弁開口面積を加重平均処理する際の
重み定数Ｎｌｋを検索する。なお、ＥＧＲ流速相当値Ｃ
ｑｅが小さいときに重み定数Ｎｌｋを大きく、ＥＧＲ流
速相当値Ｃｑｅが大きいときに重み定数Ｎｌｋを小さく
設定している。これは、流速が小さいときは微小な流速
変化でも要求の開口面積は大きく変化させる必要があ
り、安定しづらくなるため加重平均を多く(重く)してい
る。また、流速が大きいときは逆の現象となり、一般的
に過渡時は流速が大きくなる (吸気圧と排気圧の差圧が
大きくなる) ため、過渡の追従性から加重平均はなるべ
く行わない方が望ましいため、加重平均定数は小さくな
るように設定している。なお、反比例のような特性とし
たのは、ステップ104 で図示した式に示されるように、
差圧に対して流速は平方根の特性を持ち、加重平均定数
の要求は、その逆数になるためである。 【００３７】ステップ107 では、前記ステップ106 で検
索した重み定数Ｎｌｋを用いて、次式によりステップ10
5 で求められた開口面積Ａｅｖに加重平均を行い、その
結果を目標のＥＧＲ弁開口面積Ａｅｖｆとして、処理を
終了する。Ａｅｖｆ＝Ａｅｖ／２Nlk＋(１−１／２Nlk)
×Ａｅｖｆn-1なお、ステップ104,ステップ105 の式は
理論状態である。実際のＥＧＲ弁駆動装置には、目標開
口面積Ａｅｖｆを、図28に示すアクチュエータ特性で変
換して指令値となる。 【００３８】図29は、目標のＥＧＲ量を演算するフロー
であり、機関回転又はそれ相当に同期したタイミングで
演算する。ステップ111 では、シリンダ吸入空気量Ｑａ
ｃを読み込む。ステップ112 では、目標のＥＧＲ率Ｍｅ
ｇｒを演算する。ステップ113 では、図示の式 (Ｍｑｅ
ｃ＝Ｑａｃ×Ｍｅｇｒ) で１吸気当りの目標のＥＧＲ量
Ｍｑｅｃを演算する。 【００３９】ステップ114 では、中間変数Ｒｑｅｃを次
式により演算する。 Ｒｑｅｃ＝Ｍｑｅｃ×ＫＩＮ×ＫＶＯｌ＋Ｒｑｅｃ
n-1(１−ＫＩＮ×ＫＶＯｌ) 但し、ＫＩＮは体積効率相当値,ＫＶＯｌ＝ＶＥ／ＮＣ
／ＶＭであり、ＶＥは排気量，ＮＣは気筒数，ＶＭは吸
気系容積である。ステップ115 では、次式により進み補
正処理を行い、その結果をＴｑｅｃとする。この式は、
通常の進み処理を簡易化したものである。 【００４０】Ｔｑｅｃ＝ＧＫＱＥＣ×Ｍｑｅｃ−(ＧＫ
ＱＥＣ−１)×Ｒｑｅｃn-1 ステップ116では、前記進み処理後の目標ＥＧＲ量Ｔｑ
ｅｃを、次式により単位時間当りの目標ＥＧＲ量Ｔｑｅ
ｋに変換して処理を終了する。 Ｔｑｅｋ＝Ｔｑｅｃ×Ｎｅ／ＫＣＯＮ 図30は、目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒを演算するフローで、機
関回転に同期したタイミングで実行される。 【００４１】ステップ121では、機関回転速度Ｎｅ,燃料
噴射量Ｑｓｏｌ,機関冷却水温度Ｔｗを読み込む。ステ
ップ122では、機関回転速度Ｎｅと燃料噴射量Ｑｓｏｌ
とにより、図31に示すテーブルから、基本目標ＥＧＲ率
Ｍｅｇｒを演算する。ステップ123では、機関冷却水温
度Ｔｗにより、図32に示すテーブルから目標ＥＧＲ率Ｍ
ｅｇｒを補正するための補正係数Ｋｅｇｒ＿ｔｗとす
る。 【００４２】ステップ124 では、図示の式 (Ｍｅｇｒ＝
Ｍｅｇｒｂ×Ｋｅｇｒ＿ｔｗ) により、目標ＥＧＲ率Ｍ
ｅｇｒを演算する。ステップ125 では、機関の状態が完
爆状態か否かを判定する。この方法は、後述する。ステ
ップ126 で完爆と判定されたときは、そのまま処理を終
了し、完爆と判定されない場合は、ステップ127 へ進
み、目標ＥＧＲ率Ｍｅｇｒを０として処理を終了する。
この場合、同時にスロットル弁31は全開に制御される。 【００４３】図33は、機関の完爆を判定するフローで、
10ｍｓｅｃ等の時間に同期したタイミングで実行され
る。ステップ131 では、機関回転速度Ｎｅを読み込み、
ステップ132 では、完爆判定スライスレベルＮＲＰＭＫ
と比較し、機関回転速度Ｎｅの方が大きいときには、ス
テップ133 へ進む。 【００４４】ステップ133 では、機関回転速度Ｎｅによ
る完爆判定後のカウンタの値Ｔｍｒｋｂと所定時間ＴＭ
ＲＫＢＰとを比較し、Ｔｍｒｋｂの方が大きいときはス
テップ134 へ進み、完爆状態であるとして処理を終了す
る。ステップ132 で機関回転速度Ｎｅの方が小さいと判
定されたときは、ステップ136 へ進んでＴｍｒｋｂをク
リアし、ステップ137 で完爆状態でないとして処理を終
了する。 【００４５】ステップ133 でＴｍｒｋｂの方が小さいと
判定されたときは、ステップ135 へ進んでＴｍｒｋｂを
インクリメントした後ステップ137 へ進み、完爆状態で
ないとして処理を終了する。当処理では、機関回転速度
Ｎｅが所定以上 (例えば400 回転以上) となり、所定時
間経過したときに完爆状態であると判定するという処理
を行っている。 【００４６】以上説明してきたように、本発明によれ
ば、エアフローメータを始めとする信号から吸気圧を演
算することにより、コストアップを招くことなく耐久
性, 過渡応答性を補償する圧力推定が可能となり、ＥＧ
Ｒ制御等の制御精度が向上する。
【図面の簡単な説明】
【図１】請求項１に係る発明の構成・機能を示すブロッ
ク図。 【図２】本発明の一実施形態のシステム構成を示す図。 【図３】吸入空気流量を演算するルーチンのフローチャ
ート。 【図４】エアフローメータ出力電圧と吸入空気流量との
関係を示す線図。 【図５】同じくシリンダ吸入空気量を演算するルーチン
のフローチャート。 【図６】同じくシリンダサイクル遅れ処理を示すフロー
チャート。 【図７】同じく排気系圧力を演算するルーチンのフロー
チャート。 【図８】同じく燃料噴射量による排温補正係数を設定し
たテーブル。 【図９】同じく吸入空気温度による排温補正係数を設定
したテーブル。 【図10】同じく前回の排気圧推定値による排温補正係数
を設定したテーブル。 【図11】同じく燃料噴射時期による排温補正係数を設定
したテーブル。 【図12】本発明の第２の実施形態のシステム構成を示す
図。 【図13】同じくシリンダサイクル遅れ処理を示すフロー
チャート。 【図14】同じく排気系圧力を演算するルーチンのフロー
チャート。 【図15】同じくスワール制御状態による排温補正係数を
設定したテーブル。 【図16】同じくシリンダサイクル遅れ処理を示すフロー
チャート。 【図17】別の実施形態における排気系圧力を演算するル
ーチンのフローチャート。 【図18】同じくスワール制御状態による排温補正係数を
設定したテーブル。 【図19】本発明の実施形態に係る吸気圧力を演算するル
ーチンのフローチャート。 【図20】同じく体積効率相当値基本値を設定したテーブ
ル。 【図21】同じく基本燃料噴射量を演算するルーチンのフ
ローチャート。 【図22】同じく基本燃料噴射量を設定したテーブル。 【図23】同じく最大燃料噴射量を演算するルーチンのフ
ローチャート。 【図24】同じく限界空気過剰率を設定したテーブル。 【図25】同じく燃料噴射量を設定するルーチンのフロー
チャート。 【図26】同じくＥＧＲ弁開口面積を演算するルーチンの
フローチャート。 【図27】同じくＥＧＲ弁開口面積を加重平均演算するた
めの重み定数を設定したテーブル。 【図28】同じく目標開口面積とステップモータのステッ
プ数の関係を示すテーブル。 【図29】同じく目標ＥＧＲ量を設定するルーチンのフロ
ーチャート。 【図30】同じく目標ＥＧＲ率を設定するルーチンのフロ
ーチャート。 【図31】同じく目標ＥＧＲ率を設定したテーブル。 【図32】同じく目標ＥＧＲ率の水温補正係数を設定した
テーブル。 【図33】同じく完爆判定ルーチンを示すフローチャー
ト。 【符号の説明】 ５ ディーゼル機関 ６ 燃料噴射ノズル ７ 燃料噴射ポンプ １１ バキュームポンプ １３ コントロールユニット １６ エアフローメータ １７ 回転速度センサ １８ レバー開度センサ １９ 水温センサ ２１ スワール制御弁 ３１ スロットル弁 ３４ リフトセンサ
ク図。 【図２】本発明の一実施形態のシステム構成を示す図。 【図３】吸入空気流量を演算するルーチンのフローチャ
ート。 【図４】エアフローメータ出力電圧と吸入空気流量との
関係を示す線図。 【図５】同じくシリンダ吸入空気量を演算するルーチン
のフローチャート。 【図６】同じくシリンダサイクル遅れ処理を示すフロー
チャート。 【図７】同じく排気系圧力を演算するルーチンのフロー
チャート。 【図８】同じく燃料噴射量による排温補正係数を設定し
たテーブル。 【図９】同じく吸入空気温度による排温補正係数を設定
したテーブル。 【図10】同じく前回の排気圧推定値による排温補正係数
を設定したテーブル。 【図11】同じく燃料噴射時期による排温補正係数を設定
したテーブル。 【図12】本発明の第２の実施形態のシステム構成を示す
図。 【図13】同じくシリンダサイクル遅れ処理を示すフロー
チャート。 【図14】同じく排気系圧力を演算するルーチンのフロー
チャート。 【図15】同じくスワール制御状態による排温補正係数を
設定したテーブル。 【図16】同じくシリンダサイクル遅れ処理を示すフロー
チャート。 【図17】別の実施形態における排気系圧力を演算するル
ーチンのフローチャート。 【図18】同じくスワール制御状態による排温補正係数を
設定したテーブル。 【図19】本発明の実施形態に係る吸気圧力を演算するル
ーチンのフローチャート。 【図20】同じく体積効率相当値基本値を設定したテーブ
ル。 【図21】同じく基本燃料噴射量を演算するルーチンのフ
ローチャート。 【図22】同じく基本燃料噴射量を設定したテーブル。 【図23】同じく最大燃料噴射量を演算するルーチンのフ
ローチャート。 【図24】同じく限界空気過剰率を設定したテーブル。 【図25】同じく燃料噴射量を設定するルーチンのフロー
チャート。 【図26】同じくＥＧＲ弁開口面積を演算するルーチンの
フローチャート。 【図27】同じくＥＧＲ弁開口面積を加重平均演算するた
めの重み定数を設定したテーブル。 【図28】同じく目標開口面積とステップモータのステッ
プ数の関係を示すテーブル。 【図29】同じく目標ＥＧＲ量を設定するルーチンのフロ
ーチャート。 【図30】同じく目標ＥＧＲ率を設定するルーチンのフロ
ーチャート。 【図31】同じく目標ＥＧＲ率を設定したテーブル。 【図32】同じく目標ＥＧＲ率の水温補正係数を設定した
テーブル。 【図33】同じく完爆判定ルーチンを示すフローチャー
ト。 【符号の説明】 ５ ディーゼル機関 ６ 燃料噴射ノズル ７ 燃料噴射ポンプ １１ バキュームポンプ １３ コントロールユニット １６ エアフローメータ １７ 回転速度センサ １８ レバー開度センサ １９ 水温センサ ２１ スワール制御弁 ３１ スロットル弁 ３４ リフトセンサ
─────────────────────────────────────────────────────
フロントページの続き
(56)参考文献 特開 昭64−53032（ＪＰ，Ａ)
特開 平９−170480（ＪＰ，Ａ)
特開 平８−284735（ＪＰ，Ａ)
特開 平８−121233（ＪＰ，Ａ)
特開 平８−100695（ＪＰ，Ａ)
特開 平７−332139（ＪＰ，Ａ)
特開 平７−158479（ＪＰ，Ａ)
特開 平６−229324（ＪＰ，Ａ)
特開 平５−180057（ＪＰ，Ａ)
特開 平４−153547（ＪＰ，Ａ)
特開 平２−157438（ＪＰ，Ａ)
特開 平１−315635（ＪＰ，Ａ)
特開 平１−271643（ＪＰ，Ａ)
特公 平７−13454（ＪＰ，Ｂ２)
(58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名)
F02D 17/00 - 17/04
F02D 29/00 - 29/06
F02D 41/00 - 45/00
Claims (1)
- (57)【特許請求の範囲】 【請求項１】排気を吸気系へ還流するためのＥＧＲ通路
を備えた内燃機関の吸気系圧力推定装置において、 機関に吸入される空気流量を検出する吸入空気流量検出
手段と、 機関の回転速度を検出する回転速度検出手段と、 検出された機関の吸入空気流量と回転速度とを含む要素
に基づいて吸気系圧力を推定する吸気系圧力推定手段
と、 を含んで構成され、 前記吸気系圧力推定手段は、 検出された吸入空気流量と機関回転速度とに基づいてシ
リンダ当たり吸入空気量を演算し、 該シリンダ吸入空気量と機関回転速度とに基づいて、シ
リンダ吸入空気量が大きくなるほど大きくなりかつ機関
回転速度が大きくなるほど小さくなる基本体積効率相当
値を演算し、該基本体積効率相当値を前記吸入空気温度で補正して体
積効率相当値を演算し、これらシリンダ当り吸入空気量
と、体積効率相当値と、各定数とに基づいて次式により
吸気系圧力を推定することを特徴とする 内燃機関の吸気
系圧力推定装置。Ｐｍ＝Ｑａｃ／Ｋｉｎ×ＴＡ×ＲＡ×ＶＣＹＬ 但し、Ｐｍ：吸気圧 Ｑａｃ：シリンダ当りの質量吸入空気量 Ｋｉｎ：体積効率相当値 ＴＡ：標準状態温度 ＲＡ：空気ガス定数 ＶＣＹＬ：シリンダ容積
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| JP17891996A Division JP3358449B2 (ja) | 1996-06-03 | 1996-07-09 | 内燃機関の排気系圧力推定装置 |
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| JP5023042B2 (ja) * | 2008-11-07 | 2012-09-12 | 本田技研工業株式会社 | 内燃機関の燃料噴射制御装置 |
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- 2002-04-26 JP JP2002127146A patent/JP3395782B2/ja not_active Expired - Fee Related
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