JP4175320B2 - Engine ignition timing control device - Google Patents
Engine ignition timing control device Download PDFInfo
- Publication number
- JP4175320B2 JP4175320B2 JP2004337764A JP2004337764A JP4175320B2 JP 4175320 B2 JP4175320 B2 JP 4175320B2 JP 2004337764 A JP2004337764 A JP 2004337764A JP 2004337764 A JP2004337764 A JP 2004337764A JP 4175320 B2 JP4175320 B2 JP 4175320B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- ignition timing
- cylinder
- turbulence intensity
- cylinder turbulence
- engine
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired - Fee Related
Links
Images
Classifications
-
- Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02T—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES RELATED TO TRANSPORTATION
- Y02T10/00—Road transport of goods or passengers
- Y02T10/10—Internal combustion engine [ICE] based vehicles
- Y02T10/12—Improving ICE efficiencies
-
- Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02T—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES RELATED TO TRANSPORTATION
- Y02T10/00—Road transport of goods or passengers
- Y02T10/10—Internal combustion engine [ICE] based vehicles
- Y02T10/40—Engine management systems
Landscapes
- Output Control And Ontrol Of Special Type Engine (AREA)
- Combined Controls Of Internal Combustion Engines (AREA)
- Electrical Control Of Ignition Timing (AREA)
Description
本発明は、エンジン(内燃機関)の点火時期制御装置、特に燃焼室内のガス流動の乱れ強さ(以下「筒内乱れ強さ」という。)に着目したものに関する。 The present invention relates to an ignition timing control device for an engine (internal combustion engine), and particularly to a device that focuses on the turbulence strength of gas flow in a combustion chamber (hereinafter referred to as “in-cylinder turbulence strength”).
筒内乱れ強さは燃焼に大きな影響を及ぼす因子であるため、可変動弁装置を備えるエンジンにおいて、この筒内乱れ強さを、吸気弁の作動角、吸気弁の位相(開弁時期)、吸気管内の圧力及びエンジン回転速度に基づいて推定し、その推定した筒内乱れ強さに基づいてエンジンを制御するものがある(特許文献1参照)。
ところで、筒内乱れ強さが問題になるのは、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さである。基本点火時期における実際の筒内乱れ強さが、基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値と一致するときに最適な燃焼(燃焼速度)が得られるのであるから、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さが基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値より外れ、例えば基本点火時期における実際の筒内乱れ強さが基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値より大きくなると、燃焼速度が速くなって燃焼が促進され過ぎるし、この逆に基本点火時期における実際の筒内乱れ強さが基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値より小さいときには、燃焼速度が遅くなって燃焼が緩慢となり過ぎる。 Incidentally, the in-cylinder turbulence intensity becomes a problem in the actual in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing. Since the optimal in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing matches the target value of the in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing, optimal combustion (combustion speed) can be obtained. If the in-cylinder turbulence intensity deviates from the target value of the in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing, for example, the actual in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing becomes larger than the target value of the in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing, When the combustion speed becomes high and combustion is promoted too much, and conversely, when the actual in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing is smaller than the target value of the in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing, the combustion speed becomes slow. Combustion is too slow.
こう考えると、基本点火時期における筒内乱れ強さが実際にどうなっているのかを知り得る必要がある。 Considering this, it is necessary to know what the in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing actually is.
しかしながら、今まで基本点火時期における筒内乱れ強さが実際にどうなっているのか知り得ていない。 However, until now, it has not been known what the in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing is actually.
そこで、本発明者が実験したところ、吸気弁が閉じてからの実際の筒内乱れ強さは、図2に示したように、基準クランク角での最大値より徐々に減衰していくことが新たに判明した。従って、図2の特性は、基準クランク角からのクランク角θを変数とする関数U(θ)によって近似(設定)できることを新たに見出した。この図2に示す筒内乱れ強さの関数U(θ)に基づけば、基本点火時期(θMBT)における実際の筒内乱れ強さ(UMBT)を知ることができ、この基本点火時期における実際の筒内乱れ強さ(UMBT)に基づけば、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さが基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値と一致するように制御することが可能となる。 Therefore, as a result of experiments conducted by the present inventor, the actual in-cylinder turbulence intensity after the intake valve is closed may be gradually attenuated from the maximum value at the reference crank angle as shown in FIG. Newly found. Therefore, it has been newly found that the characteristics of FIG. 2 can be approximated (set) by a function U (θ) having a crank angle θ from the reference crank angle as a variable. Based on the in-cylinder turbulence intensity function U (θ) shown in FIG. 2, the actual in-cylinder turbulence intensity (UMBT) at the basic ignition timing (θMBT) can be known. Based on the in-cylinder turbulence intensity (UMBT), it is possible to control the actual in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing to coincide with the target value of the in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing.
いま、本発明の技術と上記特許文献1の技術とを比較すれば、上記特許文献1の技術は吸気弁が閉じてからの実際の筒内乱れ強さの変化を無視して、あるクランク角における一つの値で筒内乱れ強さを代表させているものに相当する。この場合に、あるクランク角が基本点火時期における実際の筒内乱れ強さを推定しているとしても、上記特許文献1の技術のように吸気弁の作動角、吸気弁の位相(開弁時期)、吸気管内の圧力及びエンジン回転速度に基づくのでは、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さを精度良く推定することができない。 If the technique of the present invention is compared with the technique of Patent Document 1, the technique of Patent Document 1 ignores a change in the actual in-cylinder turbulence intensity after the intake valve is closed, and a certain crank angle. This value corresponds to the value representing in-cylinder turbulence strength. In this case, even if a certain crank angle estimates the actual in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing, the intake valve operating angle, intake valve phase (opening timing) ) Based on the pressure in the intake pipe and the engine speed, the actual in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing cannot be accurately estimated.
例えば、図2に示す筒内乱れ強さの減衰係数は、後述するように燃焼室の基準クランク角における容積、燃焼室の基準クランク角における温度及び燃焼室の基準クランク角における圧力により定まるのであるから、吸気管内の圧力だけに基づくのでは、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さを精度良く推定することができない。 For example, the damping coefficient of the in-cylinder turbulence intensity shown in FIG. 2 is determined by the volume at the reference crank angle of the combustion chamber, the temperature at the reference crank angle of the combustion chamber, and the pressure at the reference crank angle of the combustion chamber, as will be described later. Therefore, based on only the pressure in the intake pipe, the actual in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing cannot be accurately estimated.
そこで本発明は、この新たに見出した実際の筒内乱れ強さを表す減衰曲線を用いて適切に点火時期制御を行い得る装置を提供することを目的とする。 Accordingly, an object of the present invention is to provide an apparatus capable of appropriately performing ignition timing control using the newly found attenuation curve representing the actual in-cylinder turbulence intensity.
本発明は、吸気弁が閉じてからの実際の筒内乱れ強さを関数によって設定し、運転条件に基づいて基本点火時期(θMBT)を算出し、前記設定された筒内乱れ強さの関数を用いてこの基本点火時期における実際の筒内乱れ強さ(UMBT)を算出し、この基本点火時期における実際の筒内乱れ強さ(UMBT)に基づいて前記基本点火時期(θMBT)を補正し、この補正後の基本点火時期で火花点火を行うように構成する。 In the present invention, the actual in-cylinder turbulence intensity after the intake valve is closed is set as a function, the basic ignition timing (θMBT) is calculated based on the operating conditions, and the set in-cylinder turbulence intensity function Is used to calculate the actual in-cylinder turbulence intensity (UMBT) at the basic ignition timing, and the basic ignition timing (θMBT) is corrected based on the actual in-cylinder turbulence intensity (UMBT) at the basic ignition timing. The spark ignition is performed at the corrected basic ignition timing.
基本点火時期における実際の筒内乱れ強さ(UMBT)が基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値(Um)より外れ、例えば基本点火時期における実際の筒内乱れ強さ(UMBT)が基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値(Um)より大きくなると、燃焼速度が速くなって燃焼が促進され過ぎるし、この逆に基本点火時期における実際の筒内乱れ強さ(UMBT)が基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値(Um)より小さいときには、燃焼速度が遅くなって燃焼が緩慢となり過ぎる。 The actual in-cylinder turbulence intensity (UMBT) at the basic ignition timing deviates from the target value (Um) of the in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing. For example, the actual in-cylinder turbulence intensity (UMBT) at the basic ignition timing is basic. If it exceeds the target value (Um) of the in-cylinder turbulence intensity at the ignition timing, the combustion speed increases and combustion is accelerated too much. On the contrary, the actual in-cylinder turbulence intensity (UMBT) at the basic ignition timing is fundamental. When it is smaller than the target value (Um) of the in-cylinder turbulence intensity at the ignition timing, the combustion speed becomes slow and the combustion becomes too slow.
従って、今まで基本点火時期における筒内乱れ強さ(UMBT)が実際にどうなっているのか知り得なかったのであるが、本発明によれば、今回初めて、吸気弁が閉じてからの実際の筒内乱れ強さを所定の関数(U(θ))によって設定することが可能になった。この筒内乱れ強さの関数(U(θ))に基づけば基本点火時期における実際の筒内乱れ強さ(UMBT)を知ることができ、この知り得た基本点火時期における実際の筒内乱れ強さ(UMBT)に基づいて基本点火時期(θMBT)を補正することで、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さ(UMBT)を、基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値(Um)へと制御することができ、これにより、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さ(UMBT)が環境条件により相違したり運転条件により変化することがあっても、基本点火時期において筒内乱れ強さの目標値(Um)を実現できる。 Therefore, until now, it has not been possible to know what the in-cylinder turbulence intensity (UMBT) actually occurs at the basic ignition timing, but according to the present invention, for the first time, the actual The in-cylinder turbulence intensity can be set by a predetermined function (U (θ)). Based on this in-cylinder turbulence intensity function (U (θ)), the actual in-cylinder turbulence intensity (UMBT) at the basic ignition timing can be known. By correcting the basic ignition timing (θMBT) based on the strength (UMBT), the actual in-cylinder turbulence intensity (UMBT) at the basic ignition timing is changed to the target value (Um Thus, even if the actual in-cylinder turbulence intensity (UMBT) at the basic ignition timing differs depending on the environmental conditions or changes depending on the operating conditions, the in-cylinder at the basic ignition timing The target value (Um) of the turbulence intensity can be realized.
以下、図面に基づき本発明の実施形態について説明する。 Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
図1は、本発明のシステムを説明するための概略図である。 FIG. 1 is a schematic diagram for explaining the system of the present invention.
空気は吸気コレクタ2に蓄えられた後、吸気マニホールド3を介して各気筒の燃焼室5に導入される。燃料は各気筒の吸気ポート4に配置された燃料インジェクタ21より噴射供給される。空気中に噴射された燃料は気化しつつ空気と混合してガス(混合気)を作り、燃焼室5に流入する。この混合気は吸気弁15が閉じることで燃焼室5内に閉じこめられ、ピストン6の上昇によって圧縮される。
The air is stored in the
この圧縮混合気に対して高圧火花により点火を行うため、パワートランジスタ内蔵の点火コイルを各気筒に配した電子配電システムの点火装置11を備える。点火装置11は、バッテリからの電気エネルギーを蓄える点火コイル13と、点火コイル13の一次側への通電、遮断を行うパワートランジスタと、燃焼室5の天井に設けられ点火コイル13の一次電流の遮断によって点火コイル13の二次側に発生する高電圧を受けて、火花放電を行う点火プラグ14とからなっている。
In order to ignite this compressed air-fuel mixture with a high-pressure spark, an
圧縮上死点より少し手前で点火プラグ14により火花が飛ばされ圧縮混合気に着火されると、火炎が広がりやがて爆発的に燃焼し、この燃焼によるガス圧がピストン6を押し下げる仕事を行う。この仕事はクランクシャフト7の回転力として取り出される。燃焼後のガス(排気)は排気弁16が開いたとき排気通路8へと排出される。
When a spark is blown off by the
排気通路8には三元触媒9を備える。三元触媒9は排気の空燃比が理論空燃比を中心とした狭い範囲(ウインドウ)にあるとき、排気に含まれるHC、CO、NOxといった有害三成分を同時に効率よく除去できる。空燃比は吸入空気量と燃料量の比であるので、エンジンの1サイクル(4サイクルエンジンではクランク角で720°区間)当たりに燃焼室5に導入される吸入空気量と、燃料インジェクタ21からの燃料噴射量との比が目標空燃比(例えば理論空燃比)となるように、エンジンコントローラ31ではエアフローメータ32からの吸入空気流量の信号とクランク角センサ(33、34)からの信号に基づいて燃料インジェクタ21からの燃料噴射量を定めると共に、三元触媒9の上流に設けたO2センサ35からの信号に基づいて空燃比をフィードバック制御している。
A three-way catalyst 9 is provided in the
吸気コレクタ2の上流には絞り弁23がスロットルモータ24により駆動される、いわゆる電子制御スロットル22を備える。運転者が要求するトルクはアクセルペダル41の踏み込み量(アクセル開度)に現れるので、エンジンコントローラ31ではアクセルセンサ42からの信号に基づいて目標トルクを定め、この目標トルクを実現するための目標空気量を定め、この目標空気量が得られるようにスロットルモータ24を介して絞り弁23の開度を制御する。
A so-called electronically controlled
吸気弁用カムシャフト25、排気弁用カムシャフト26及びクランクシャフト7の各前部にはそれぞれカムスプロケット、クランクスプロケットが取り付けられ、これらスプロケットにタイミングチェーン(図示しない)を掛け回すことで、カムシャフト25、26がエンジンのクランクシャフト7により駆動されるのであるが、このカムスプロケットと吸気弁用カムシャフト25との間に介在して、作動角一定のまま吸気弁用カムの位相を連続的に制御し得る吸気バルブタイミングコントロール機構(以下、「吸気VTC機構」という。)27と、カムスプロケットと排気弁用カムシャフト26との間に介在して、作動角一定のまま排気弁用カムの位相を連続的に制御し得る排気バルブタイミングコントロール機構(以下、「排気VTC機構」という。)28とを備える。吸気弁15の開閉時期や排気弁16の開閉時期を変えると燃焼室5に残留する不活性ガスの量が変化する。燃焼室5内の不活性ガスの量が増えるほどポンピングロスが減って燃費がよくなるので、運転条件によりどのくらいの不活性ガスが燃焼室5内に残留したらよいかを目標吸気弁閉時期や目標排気弁閉時期にして予め定めており、エンジンコントローラ31ではそのときの運転条件(エンジンの負荷と回転速度)より目標吸気弁閉時期と目標排気弁閉時期を定め、それら目標値が得られるように吸気VTC機構27、排気VTC機構28の各アクチュエータを介して吸気弁閉時期と排気弁閉時期を制御する。
Cam sprockets and crank sprockets are attached to the front portions of the
さらに、吸気弁15の弁リフト量及び作動角を連続的に可変制御する多節リンク状の機構で構成される可変バルブ機構(以下「VEL機構」という。)51を備える。このVEL機構51及び上記吸気VTC機構27の具体的な構成は特開2003−3872号公報により公知であるのでその詳しい説明は省略する。
Furthermore, a variable valve mechanism (hereinafter referred to as “VEL mechanism”) 51 configured by a multi-node link-like mechanism that continuously and variably controls the valve lift amount and the operating angle of the
弁リフト量を小さくすると吸気弁15の周囲を通過して燃焼室5に流入する吸入空気の流速が増大するためこの吸入空気の流速増大で噴射燃料の霧化が改善されることから、エンジンコントローラ31ではエンジンより排出されるHCが増える傾向にある始動直後からしばらくは噴射燃料の霧化を促進してHCを低減するため、VEL機構51のアクチュエータを介しVEL機構51を作動させて吸気弁15の弁リフト量を小さくする。そして、その後はVEL機構51を非作動として吸気弁15の弁リフト量を元に戻し大量の吸入空気を燃焼室5へと流入させる。
If the valve lift is reduced, the flow rate of the intake air that passes through the periphery of the
コレクタ温度センサ43からのコレクタ温度の信号、コレクタ圧力センサ44からのコレクタ圧力の信号、排気温度センサ45からの排気温度の信号、排気圧力センサ46からの排気圧力の信号が、水温センサ37からの冷却水温の信号と共に入力されるエンジンコントローラ31では、パワートランジスタ13を介して点火プラグ14の一次側電流の遮断時期である点火時期を制御する。
A collector temperature signal from the
さて、筒内乱れ強さは基本点火時期における燃焼に大きな影響を及ぼす。今回、吸気弁15を閉した後に実際の筒内乱れ強さがどのように変化するのかが実験により新たに判明した。これについて説明すると、図2は横軸に基準クランク角(例えば吸気弁閉時期IVC)からのクランク角θ[deg]を採ったとき、筒内乱れ強さU[m/s]が実際にどのように変化するのかを示した実験結果である。図示のように実際の筒内乱れ強さUは、基準乱れ強さU0より急激に減衰して、ある値(ゼロでない値)へと収束していることがわかる。このような実際の筒内乱れ強さUの変化をθを変数とする指数関数U(θ)で次のように近似(設定)する。
Now, the in-cylinder turbulence intensity greatly affects the combustion at the basic ignition timing. This time, it has been newly found through experiments how the actual in-cylinder turbulence intensity changes after the
U(θ)=U0−GK×{1−e^(−θ×MU)} …(1)
ただし、U0:基準乱れ強さ、
GK:筒内乱れ強さ減衰幅、
MU:筒内乱れ強さ減衰係数、
上記の筒内乱れ強さの減衰幅GKは、基本的に回転速度NRPMと相関を有し、さらにはスワールコントロールバルブやタンブルコントロールバルブなどの筒内乱れ強さを強化する筒内ガス流動強化装置(図示しない)の有無にも相関するとみなし、回転速度NRPMと相関する項を基本乱れ強さ減衰幅GK0としてこれを回転速度NRPMの関数f1(NRPM)で表し、また筒内ガス流動強化装置の有無と相関する項を筒内ガス流動状態指示値dとして新たに導入し、これらの積で、つまり次式により筒内乱れ強さ減衰幅GKを算出する。
U (θ) = U0−GK × {1−e ^ (− θ × MU)} (1)
However, U0: standard disturbance strength,
GK: In-cylinder turbulence attenuation range,
MU: In-cylinder turbulence attenuation coefficient,
The in-cylinder turbulence attenuation range GK basically has a correlation with the rotational speed NRPM, and further enhances in-cylinder turbulence intensity such as a swirl control valve and a tumble control valve. It is considered that it also correlates with the presence or absence (not shown), and a term correlated with the rotational speed NRPM is expressed as a basic turbulence intensity attenuation width GK0, which is expressed by a function f1 (NRPM) of the rotational speed NRPM. A term that correlates with the presence or absence is newly introduced as the in-cylinder gas flow state instruction value d, and the in-cylinder turbulence intensity attenuation width GK is calculated by the product thereof, that is, the following equation.
GK=GK0×d …(2)
GK0=f1(NRPM) …(3)
ここで、回転速度NRPMが大きくなるほど筒内乱れ強さ減衰幅GKは大きくなるので、基本乱れ強さ減衰幅GK0を、図3に示したように回転速度NRPMに比例させて与える。
GK = GK0 × d (2)
GK0 = f1 (NRPM) (3)
Here, since the in-cylinder turbulence intensity attenuation width GK increases as the rotational speed NRPM increases, the basic turbulence intensity attenuation width GK0 is given in proportion to the rotational speed NRPM as shown in FIG.
筒内ガス流動状態指示値dは、筒内ガス流動強化装置に対する指示値である。筒内ガス流動強化装置を備えるエンジンのほうが、筒内ガス流動強化装置を備えないエンジンよりも筒内乱れ強さの減衰幅GKが大きくなることを確かめているので、筒内ガス流動強化装置が備えられないエンジンである場合に筒内ガス流動状態指示値d=1とし、筒内ガス流動強化装置が備えられるエンジンである場合に筒内ガス流動強化装置の種類に応じて、筒内ガス流動状態指示値dの値を1.0を超える値で定める。最終的には適合によりdの値を定める。 The in-cylinder gas flow state instruction value d is an instruction value for the in-cylinder gas flow enhancement device. It is confirmed that the engine with the in-cylinder gas flow strengthening device has a larger attenuation width GK of the in-cylinder turbulence strength than the engine without the in-cylinder gas flow strengthening device. In-cylinder gas flow state instruction value d = 1 when the engine is not provided, and in-cylinder gas flow according to the type of the in-cylinder gas flow enhancement device when the engine is provided with the in-cylinder gas flow enhancement device. The value of the state instruction value d is set to a value exceeding 1.0. Finally, the value of d is determined by adaptation.
一方、筒内乱れ強さの減衰係数MUは、時定数に相当する値であるので、この値が大きくなるほど図2に示した減衰曲線が緩やかになる。筒内乱れ強さの減衰の程度は、筒内ガスの粘性と相関があるとみなし、筒内ガスの粘性係数νを導入し、これに比例させてつまり次式により筒内乱れ強さの減衰係数MUを算出する。 On the other hand, the damping coefficient MU of the in-cylinder turbulence strength is a value corresponding to the time constant, and therefore, the damping curve shown in FIG. 2 becomes gentler as this value increases. The degree of attenuation of in-cylinder turbulence is considered to be correlated with the viscosity of in-cylinder gas, and the in-cylinder gas viscosity coefficient ν is introduced and proportional to this, that is, the in-cylinder turbulence intensity is attenuated by the following equation: The coefficient MU is calculated.
MU=ν×C …(4)
ただし、C:粘性係数を減衰係数に変換するための定数、
この場合に筒内ガスの粘性と相関するのは、燃焼室5の基準クランク角における温度TIVCと、筒内ガスの密度ρとであるとみなし、燃焼室5の基準クランク角における温度TIVCに相関する項を、燃焼室5の基準クランク角における温度TIVCの関数f2(TIVC)として与え、この関数f2(TIVC)を筒内ガス密度ρで除算した値で、つまり次式により粘性係数νを算出する。
MU = ν × C (4)
Where C: a constant for converting the viscosity coefficient into a damping coefficient,
In this case, it is considered that the temperature TIVC at the reference crank angle of the
ν=f2(TIVC)/ρ …(5)
ここで、燃焼室5の基準クランク角における温度TIVCが高いほど筒内乱れ強さが強くなるので、図4に示したように関数f2(TIVC)を、燃焼室5の基準クランク角における温度TIVCに比例させて与える。
ν = f2 (TIVC) / ρ (5)
Here, since the in-cylinder turbulence intensity increases as the temperature TIVC at the reference crank angle of the
筒内ガスの密度ρは筒内ガスの質量mを、燃焼室5の基準クランク角における容積VIVCで除算した値であるので、次式により算出する。
The in-cylinder gas density ρ is a value obtained by dividing the in-cylinder gas mass m by the volume VIVC at the reference crank angle of the
ρ=m/VIVC …(6)
(6)式の筒内ガスの質量mは、燃焼室5の基準クランク角における容積VIVC、燃焼室5の基準クランク角における圧力PIVC、燃焼室5の基準クランク角における温度TIVCを用いて次式により算出する。
ρ = m / VIVC (6)
The mass m of the in-cylinder gas in equation (6) is expressed by the following equation using the volume VIVC at the reference crank angle of the
m=(PIVC×VIVC)/R×TIVC …(7)
ただし、R:ガス定数、
(7)式は状態方程式であるP・V=m・R・Tを変形したものである。
m = (PIVC × VIVC) / R × TIVC (7)
Where R: gas constant,
Expression (7) is a modification of the equation of state P · V = m · R · T.
このようにして、上記(1)式のように基準クランク角(IVC)からのクランク角θの指数関数として筒内乱れ強さU(θ)を設定し得ると、基本点火時期θMBTを上記(1)式のθに代入することによって、つまり次式により基本点火時期θMBTにおける実際の筒内乱れ強さUMBTを知る(求める)ことができる。 In this way, when the in-cylinder turbulence intensity U (θ) can be set as an exponential function of the crank angle θ from the reference crank angle (IVC) as in the above equation (1), the basic ignition timing θMBT is set to ( By substituting for θ in equation (1), that is, the actual in-cylinder turbulence intensity UMBT at the basic ignition timing θMBT can be obtained (calculated) by the following equation.
UMBT=θ(θMBT) …(8)
ただし、基本点火時期θMBTの単位は後述するように[degBTDC]であり、図2の横軸の基準クランク角からのクランク角[deg]とは単位が異なるので、単位合わせをする必要がある。
UMBT = θ (θMBT) (8)
However, the unit of the basic ignition timing θMBT is [degBTDC] as will be described later, and the unit is different from the crank angle [deg] from the reference crank angle on the horizontal axis in FIG.
こうして、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さUMBTを、コレクタ温度TCOL(大気温度に等しい)といったそのときの環境条件や、コレクタ圧力PCOL及びエンジン回転速度NRPMといったそのときの運転条件に応じて、さらには可変動弁装置(吸気VTC機構27)により制御される基準クランク角としての吸気弁閉時期IVCや筒内ガス流動強化装置の有無に応じても精度良く算出できることになると、これをフィードバック値として用いて、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さUMBTが、基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Um(一定値)と一致するようにフィードバック制御することが可能となる。 Thus, the actual in-cylinder turbulence intensity UMBT at the basic ignition timing depends on the current environmental conditions such as the collector temperature TCOL (equal to the atmospheric temperature) and the current operating conditions such as the collector pressure PCOL and the engine speed NRPM. In addition, if it is possible to calculate with high accuracy according to the intake valve closing timing IVC as the reference crank angle controlled by the variable valve operating device (intake VTC mechanism 27) or the presence or absence of the in-cylinder gas flow strengthening device, this is fed back. By using as a value, it is possible to perform feedback control so that the actual in-cylinder turbulence intensity UMBT at the basic ignition timing matches the target value Um (constant value) of the in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing.
エンジンコントーラ31で実行されるこの制御の内容を図5のブロック図を参照して詳述する。
The contents of this control executed by the
図5は点火時期θADV[degBTDC]を算出するためのブロック図で、一定時間毎(例えば10ms毎)に実行する。 FIG. 5 is a block diagram for calculating the ignition timing θADV [degBTDC], which is executed at regular intervals (for example, every 10 ms).
図5において、充填効率検出部51では、エアフローメータ32出力に基づいて充填効率検出値ITACrを算出する。これについては、コレクタ応答モデルを用いて1吸気当たりのシリンダ空気質量を演算するようにした技術が特開2000−161113号公報に記載されているので、この1吸気当たりのシリンダ空気質量を用いて充填効率を検出する。
In FIG. 5, a filling
図6は充填効率検出部51の詳細ブロック図である。図6において、充填効率検出部51は、電圧→流量算出部81、エアフローメータ誤差補正部82、吸気脈動なまし処理部83、圧力変化量算出部84、1吸気当たりシリンダ吸気質量算出部85、充填効率検出値算出部86を備える。
FIG. 6 is a detailed block diagram of the filling
ホットワイヤ式のエアフローメータ32の出力電圧を受ける電圧→流量算出部81では、このエアフローメータ出力電圧から所定のテーブルを検索することにより空気流量Q0(質量流量)に変換する。エアフローメータ誤差補正部82ではこの空気流量Q0[g/ms]に補正係数を乗算した値を誤差補正後の空気流量Qafm[g/ms]として算出する。ここで、補正係数はエンジン回転速度NRPMと、スロットルセンサ47により検出されるスロットル弁開度とから所定のマップを検索して求められる値である。空気流量Q0の補正は吸気脈動の影響を受けて空気流量Q0が大きくなり過ぎるのを補正するためのものである。
The voltage that receives the output voltage of the hot wire type
吸気脈動なまし処理部83では誤差補正後の空気流量Qafmに対して次式によりなまし処理を実行して単位時間当たりスロットル弁通過空気流量Mt[g/ms]を算出する。
The intake pulsation
Mt=Qafm×加重平均係数+(1−加重平均係数)×Mt(前回値)
…(9)
ただし、Mt(前回値):Mtの前回値、
コレクタ圧力センサ44により検出されるコクレタ2圧力PCOL[kPa]を入力するコレクタ圧力変化量算出部84では、コレクタ圧力変化量ΔP(=PCOL−PCOL(前回値))を算出する。
Mt = Qafm × weighted average coefficient + (1−weighted average coefficient) × Mt (previous value)
... (9)
Where Mt (previous value): previous value of Mt,
The collector pressure change
1吸気当たりシリンダ吸気質量算出部85では、次式により1吸気当たりシリンダ吸気質量Mc[g/cycle]を演算する。
The cylinder intake
Mc0[g/ms]=Mt−ΔP×VCOL/(R・TCOL)
…(10)
Mc[g/cycle]=係数×(Mc0/NRPM)/気筒数 …(11)
ただし、VCOL:コレクタ容積(一定値)、
TCOL:コレクタ温度、
R :ガス定数、
充填効率検出値算出部86では、この1吸気当たりシリンダ吸気質量Mcと標準状態の1吸気当たりシリンダ吸気質量Mcbase[g/cycle](一定値)とを用いて、つまり次式により充填効率検出値ITACr[無名数]を算出する。
Mc0 [g / ms] = Mt−ΔP × VCOL / (R · TCOL)
(10)
Mc [g / cycle] = coefficient × (Mc0 / NRPM) / number of cylinders (11)
However, VCOL: collector volume (constant value),
TCOL: collector temperature,
R: gas constant,
The charging efficiency detection
ITACr=Mc/Mcbase …(12)
図5に戻り、基本点火時期算出部52ではクランク角センサにより検出されるエンジン回転速度NRPM[rpm]と、この充填効率検出値ITACr[無名数]とから図7を内容とするマップを検索することにより、基本点火時期θMBT[degBTDC]を算出する。基本点火時期θMBTとしては、MBT(Minimum Advance for Best Torque)が得られる点火時期とする。基本点火時期θMBTの単位には圧縮上死点を起点として進角側に測った値を採用している。
ITACr = Mc / Mcbase (12)
Returning to FIG. 5, the basic ignition timing
図7のように、回転速度NRPMが一定の条件において、基本点火時期θMBTは充填効率検出値ITACrが大きくなるほど遅角側になる値である。これは、充填効率検出値ITACrが大きくなるほど燃焼速度が大きくなり燃焼が進み過ぎるので、そのぶん点火時期を遅角側にして燃焼の進み過ぎを抑える必要があるためである。また、充填効率検出値ITACrが一定の条件において、基本点火時期θMBTは回転速度NRPMが大きくなるほど進角側の値になる。これは、回転速度NRPMが高くなるほど点火が遅れがちとなるので、点火時期が遅れないようにするためである。 As shown in FIG. 7, under the condition that the rotational speed NRPM is constant, the basic ignition timing θMBT is a value that becomes retarded as the charging efficiency detection value ITACCr increases. This is because as the charging efficiency detection value ITACCr increases, the combustion speed increases and the combustion proceeds too much. Therefore, it is necessary to suppress the combustion too much by setting the ignition timing to the retarded side. Further, under the condition that the charging efficiency detection value ITACr is constant, the basic ignition timing θMBT becomes a value on the advance side as the rotational speed NRPM increases. This is because ignition tends to be delayed as the rotational speed NRPM increases, so that the ignition timing is not delayed.
ここで、クランク角センサはクランクシャフト7のポジションを検出するポジションセンサ33と、吸気用カムシャフト25ポジションを検出するフェーズセンサ34とからなり、これら2つのセンサ33、34からの信号に基づいてエンジン回転速度NRPM[rpm]が算出されている。
Here, the crank angle sensor includes a position sensor 33 for detecting the position of the
基準クランク角検出部53では、吸気弁閉時期IVC[degBTDC]を基準クランク角として検出する。吸気弁閉時期IVCは吸気VTC機構27に与える指令値から既知である。あるいはフェーズセンサ34により実際の吸気弁閉時期を検出してもかまわない。基準クランク角としては、筒内乱れ強さが最も大きな吸気弁閉時期IVCが好ましいが、これに限定されるものでなく、吸気弁閉時期IVCに関連する値でもかまわない。例えば、吸気弁開時期IVOや吸気弁開時期IVOと吸気弁閉時期IVCの平均値とすることなどが考えられる。
The reference crank
基準乱れ強さ算出部54では、回転速度NRPMと、この基準クランク角(IVC)とから図8を内容とするマップを検索することにより、基準クランク角での筒内乱れ強さを基準乱れ強さU0[m/s]として算出する。図8に示すように基準乱れ強さU0は負荷及び回転速度NRPMが一定のとき、基準クランク角(IVC)が吸気下死点より遅れるほど大きくなる値である。これは、吸気下死点BDCを超えて吸気弁15が閉じるとき、上昇してくるピストン6により筒内ガスが上方に押し上げられ筒内乱れ強さが大きくなるためである。なお、図8には吸気下死点BDC前に吸気弁15が閉じるとき、つまり吸気弁閉時期が吸気下死点よりも進角側にあるときも含んでいる。図8の特性はエンジン機種毎に適合する。
The reference turbulence
容積算出部55、温度算出部56、圧力算出部57では、燃焼室5の基準クランク角(IVC)における容積VIVC[m3]、燃焼室5の基準クランク角における温度TIVC[K]、燃焼室5の基準クランク角における圧力PIVC[kPa]をそれぞれ算出する。これらの算出方法としては特開2003−148236公報の技術を用いればよい。
In the
燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける容積VIVCから説明すると、燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCは、ピストン6のストローク位置によって決まる。ピストン6のストローク位置はエンジンのクランク角位置によって決まる。
Explaining from the volume VIVC of the
図9を参照して、エンジンのクランクシャフト71の回転中心72がシリンダの中心軸73からオフセットしている場合を考える。コネクティングロッド74、コネクティングロッド74とクランクシャフト71との結節点75、コネクティングロッド74とピストンをつなぐピストンピン76が図に示す関係にあるとする。このときの、燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCは次式(13)〜(17)で表すことができる。
Referring to FIG. 9, consider the case where the
VIVC=f1(θivc)
=Vc+(π/4)D2・Hivc …(13)
Vc=(π/4)D2・Hx/(ε−1) …(14)
Hivc={(CND+ST2/2)−(CRoff−PISoff)2}1/2
−{(ST/2)・cos(θivc+θoff)}+(CND2−X2)1/2
…(15)
X =(ST/2)・sin(θivc+θoff)−CRoff+PISoff
…(16)
θoff=arcsin{(CRoff−PISoff)/(CND・(ST/2))}
…(17)
ただし、Vc :隙間容積[m3]、
ε :圧縮比、
D :シリンダボア径[m]、
ST :ピストンの全ストローク[m]、
Hivc :吸気弁閉時期におけるピストンピン76のTDCからの
距離[m]、
Hx :ピストンピン76のTDCからの距離の最大値と最小値
の差[m]、
CND :コネクティングロッド74の長さ[m]、
CRoff :結節点75のシリンダ中心軸73からのオフセット距離 [m]、
PISoff:クランクシャフト回転中心72のシリンダ中心軸73から のオフセット距離[m]、
θivc :吸気弁閉時期のクランク角[degATDC]、
θoff :ピストンピン76とクランクシャフト回転中心72と
を結ぶ線がTDCにおいて垂直線となす角度[deg]、
X :結節点75とピストンピン76との水平距離[m]、
吸気弁閉時期のクランク角θivcは前述のように、エンジンコントローラ31から吸気VTC機構27への指令信号によって決まるので、既知である。式(13)〜(17)にこのときのクランク角θivc(=IVC)を代入すれば、燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCを算出することができる。したがって、実用上は燃焼室5の吸気弁閉時期における容積VIVCは吸気弁閉時期IVCをパラメータとするテーブルで設定したものを用いる。吸気VTC機構27を備えないときには定数で与えることができる。
VIVC = f1 (θivc)
= Vc + (π / 4) D 2 · Hivc (13)
Vc = (π / 4) D 2 · Hx / (ε−1) (14)
Hivc = {(CND + ST 2 /2) - (CRoff-PISoff) 2} 1/2
− {(ST / 2) · cos (θivc + θoff)} + (CND 2 −X 2 ) 1/2
... (15)
X = (ST / 2) · sin (θivc + θoff) −CRoff + PISoff
... (16)
θoff = arcsin {(CRoff−PISoff) / (CND · (ST / 2))}
... (17)
Where Vc: gap volume [m 3 ],
ε: compression ratio,
D: cylinder bore diameter [m],
ST: Full piston stroke [m],
Hivc: From the TDC of the
Distance [m],
Hx: Maximum value and minimum value of the distance from the TDC of the
Difference [m],
CND: length of connecting rod 74 [m],
CRoff: offset distance of the
PISoff: offset distance [m] of the
θivc: Intake valve closing timing crank angle [degATDC],
θoff:
The angle [deg] between the line connecting the two and the vertical line in TDC,
X: horizontal distance [m] between the
As described above, the crank angle θivc at the time of closing the intake valve is known because it is determined by the command signal from the
温度算出部56では、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける温度TINI[K]を算出する。燃焼室5に流入するガスの温度は、燃焼室5に流入する新気と燃焼室5に残留する不活性ガスとが混じったガスの温度であり、燃焼室5に流入する新気の温度は吸気コレクタ2内の新気温度TCOL[K]に等しく、また燃焼室5内に残留する不活性ガスの温度は排気ポート部近傍の排気温度TEXH[K]で近似できるので、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける温度TINIは吸気弁閉時期IVCになったタイミングでの、吸気コレクタ2内の新気温度TCOL、排気温度TEXH、燃焼室5内に残留する不活性ガスの割合である内部不活性ガス率MRESFRから次式により求めることができる。
The
TINI=TEXH×MRESFR+TCOL×(1−MRESFR)
…(18)
(18)式のコレクタ温度TCOLはコレクタ温度センサ43により、排気温度TEXHは排気温度センサ45により検出する。内部不活性ガス率MRESFR[%]は燃焼室5内に残留する不活性ガス量を燃焼室内の総ガス量で除した値で、公知の方法を用いて算出する
圧力算出部57では、燃焼室5の吸気弁閉時期IVCにおける圧力PIVC[kPa]を算出する。すなわち、吸気弁閉時期IVCになったタイミングでのコレクタ圧力PCOLを吸気弁閉時期IVCにおける圧力PIVCとして取り込む。
TINI = TEXH × MRESFR + TCOL × (1−MRESFR)
... (18)
The collector temperature TCOL in the equation (18) is detected by the
上記のコレクタ圧力PCOL[Pa]はコレクタ圧力センサ44により検出する。
The collector pressure PCOL [Pa] is detected by the
筒内乱れ強さ減衰係数算出部58では、燃焼室5の基準クランク角における容積VIVC[m3]、燃焼室5の基準クランク角における温度TIVC[K]、燃焼室5の基準クランク角における圧力PIVC[kPa]を用いて上記(7)式により筒内ガス質量m[g]を算出し、この筒内ガス質量mと、燃焼室5の基準クランク角における容積VIVC[m3]を用いて上記(6)式により筒内ガス密度ρ[g/m3]を算出する。一方、燃焼室5の基準クランク角おける温度TIVCから図4を内容とするテーブルを検索することにより、関数f2(TIVC)を求め、この関数f2(TIVC)と筒内ガス密度ρを用いて上記(5)式により粘性係数νを算出し、これに定数Cを乗算してつまり上記(4)式により筒内乱れ強さ減衰係数MUを算出する。
The in-cylinder turbulence strength attenuation
筒内乱れ強さ減衰幅算出部59では、エンジン回転速度NRPMから図3を内容とするテーブルを検索することにより、基本乱れ強さ減衰幅GK0[m/s]を算出し、この基本乱れ強さ減衰幅GK0と筒内ガス流動状態指示値dとを乗算して、つまり上記(2)式により筒内乱れ強さ減衰幅GK[m/s]を算出する。
The in-cylinder turbulence intensity attenuation
筒内乱れ強さ設定部60では、こうして求めた筒内乱れ強さ減衰幅GK[m/s]、上記の筒内乱れ強さ減衰係数MU、基準乱れ強さU0を用いて、基準クランク角からのクランク角θ[deg]の関数、つまり上記(1)式で表される関数U(θ)[m/s]を設定する。
The in-cylinder turbulence
基本点火時期筒内乱れ強さ算出部61では、基本点火時期θMBT[degBTDC]を、筒内乱れ強さ設定部60に設定されている上記関数のθ[deg]に代入することによって、つまり上記(8)式により基本点火時期θMBTにおける実際の筒内乱れ強さUMBT[m/s]を算出する。この場合に、基準点火時期θMBTの単位は[degBTDC]であるので、これを基準クランク角(IVC)からのクランク角へと変換した値[deg]をθ[deg]として代入しなければならないが、基準クランク角(吸気弁閉時期IVC)の単位も[degBTDC]であれば、次式によりθへと算出すればよい。
The basic ignition timing in-cylinder turbulence
θ=基準クランク角−θMBT …(19)
従って、(19)式により得たθを、上記のようにして設定した関数U(θ)[m/s]に代入して、基本点火時期θMBTにおける実際の筒内乱れ強さUMBT[m/s]を算出する。
θ = reference crank angle−θMBT (19)
Accordingly, θ obtained by the equation (19) is substituted into the function U (θ) [m / s] set as described above, and the actual in-cylinder turbulence intensity UMBT [m / s] at the basic ignition timing θMBT. s] is calculated.
点火時期補正量算出部62では、この基本点火時期における実際の筒内乱れ強さUMBTより基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Um(一定値)を差し引いた値から図10を内容とするテーブルを検索することにより、点火時期補正量Uhos[deg]を算出する。
The ignition timing correction
点火時期算出部64では、基本点火時期θMBT[degBTDC]とこの点火時期補正値Uhos[deg]とから次式により点火時期θADV[degBTDC]を算出する。
The ignition
θADV=θMBT−Uhos …(18)
ここで、基本点火時期θMBTの単位は[degBTDC]であるので、点火時期補正量Uhosが正の値のとき基本点火時期θMBTより遅角され、点火時期補正量Uhosが負の値のとき基本点火時期θMBTより進角される。
θADV = θMBT−Uhos (18)
Here, since the unit of the basic ignition timing θMBT is [degBTDC], the ignition timing correction amount Uhos is retarded from the basic ignition timing θMBT when the ignition timing correction amount Uhos is a positive value, and the basic ignition is performed when the ignition timing correction amount Uhos is a negative value. It is advanced from time θMBT.
上記の図10に示すように、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さUMBTが基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Umより大きいときには点火時期補正量Uhosは正の値(つまり遅角量)、この逆に基本点火時期における実際の筒内乱れ強さUMBTが基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Umより小さいときには点火時期補正量Uhosは負の値(つまり進角量)である。基本点火時期における実際の筒内乱れ強さUMBTが基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Umより大きいときに点火時期補正量Uhosを遅角量とするのは、基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Umより実際の筒内乱れ強さUMBTが大きいとそれだけ燃焼速度が速くなり燃焼が促進され過ぎるので、点火時期を遅角して基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Umでの燃焼速度へと戻すためである。この反対に、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さUMBTが基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Umより小さいときに点火時期補正量Uhosを進角量とするのは、基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Umより実際の筒内乱れ強さUMBTが小さいとそれだけ燃焼速度が遅くなり燃焼が緩慢となり過ぎるので、点火時期を進角して基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Umでの燃焼速度へと戻すためである。 As shown in FIG. 10 above, when the actual in-cylinder turbulence intensity UMBT at the basic ignition timing is larger than the target value Um of the in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing, the ignition timing correction amount Uhos is a positive value (that is, the delay is delayed). Conversely, when the actual in-cylinder turbulence intensity UMBT at the basic ignition timing is smaller than the target value Um of the in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing, the ignition timing correction amount Uhos is a negative value (that is, the advance amount). ). When the actual in-cylinder turbulence intensity UMBT at the basic ignition timing is larger than the target value Um of the in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing, the ignition timing correction amount Uhos is set as the retard amount. If the actual in-cylinder turbulence intensity UMBT is larger than the target value Um of the turbulence intensity, the combustion speed becomes higher and the combustion is accelerated too much. Therefore, the ignition timing is retarded and the in-cylinder turbulence intensity target at the basic ignition timing is increased. This is to return the combustion speed to the value Um. On the contrary, when the actual in-cylinder turbulence intensity UMBT at the basic ignition timing is smaller than the target value Um of the in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing, the ignition timing correction amount Uhos is used as the advance amount. If the actual in-cylinder turbulence intensity UMBT is smaller than the target value Um of the in-cylinder turbulence at the timing, the combustion speed becomes slow and the combustion becomes too slow, so the ignition timing is advanced and the in-cylinder turbulence at the basic ignition timing This is for returning to the combustion speed at the target value Um of strength.
点火時期進角リミッタ算出部63では点火時期の進角リミッタθMAX[degBTDC]を算出する。点火時期は進め過ぎると失火したり燃焼騒音がひどくなったりするので、これ以上進めてはいけない限界値が進角リミッタθMAXとして定まる。すなわち、進角リミッタθMAXは失火限界や音振の影響を考慮したリミッタである。
The ignition timing advance
この進角リミッタθMAXの設定の仕方を図11を参照して説明すると、図11(A)は筒内ガス流動強化装置を備えるエンジンである場合の筒内ガス乱れ強さの減衰特性である。この場合には、図示のように基本点火時期θMBTの手前で既に収束値へと落ち着く傾向があるので、基本点火時期θMBTより、この基本点火時期θMBTにおける実際の筒内乱れ強さUMBTを求め、筒内乱れ強さが初めてこの実際の筒内乱れ強さUMBTとなるときのθを進角リミッタθMAXとして求める。具体的には、基本点火時期θMBTより基本点火時期における実際の筒内乱れ強さUMBTを求めたあと(a、b参照)、この実際の筒内乱れ強さUMBを上記(1)の左辺に代入し、その代入した式を逆にθについて解き、その求めたθを進角リミッタθMAXとすればよい(c、d参照)。こうして求めた進角リミッタθMAXは図11上段に示されるように必ず基本点火時期θMBTよりも進角側にくる。 A method of setting the advance angle limiter θMAX will be described with reference to FIG. 11. FIG. 11A shows an attenuation characteristic of the in-cylinder gas turbulence strength in the case of an engine provided with an in-cylinder gas flow strengthening device. In this case, as shown in the figure, since there is a tendency to settle to the convergence value before the basic ignition timing θMBT, the actual in-cylinder turbulence intensity UMBT at the basic ignition timing θMBT is obtained from the basic ignition timing θMBT. The θ when the in-cylinder turbulence intensity becomes the actual in-cylinder turbulence intensity UMBT for the first time is obtained as the advance angle limiter θMAX. Specifically, after obtaining the actual in-cylinder turbulence intensity UMBT at the basic ignition timing from the basic ignition timing θMBT (see a and b), the actual in-cylinder turbulence intensity UMB is set to the left side of the above (1). Substituting and solving the substituted equation for θ, the obtained θ may be used as an advance limiter θMAX (see c and d). The advance limiter θMAX thus obtained is always on the advance side of the basic ignition timing θMBT as shown in the upper part of FIG.
一方、図11(B)は筒内ガス流動強化装置を備えないエンジンである場合の筒内乱れ強さの減衰特性で、この場合には図示のように収束値に落ち着つくことなく徐々に減衰している。従って、このときには進角リミッタθMAXは基本点火時期θMBTと一致する。 On the other hand, FIG. 11B shows the damping characteristic of the in-cylinder turbulence strength in the case of an engine that does not include the in-cylinder gas flow strengthening device. In this case, as shown in FIG. It is decaying. Accordingly, at this time, the advance angle limiter θMAX coincides with the basic ignition timing θMBT.
従って、点火時期進角リミッタ算出部63では筒内ガス流動状態指示値dをみて、dが1.0を超える値であるときには、図11(A)に示したようにして進角リミッタθMAXを算出し、またd=1であるときには基本点火時期θMBTをそのまま進角リミッタθMAXとして算出する。
Accordingly, the ignition timing advance
点火時期算出部64では、上記(18)式により算出した点火時期θADV[degBTDC]とこの進角リミッタθMAX[degBTDC]を比較し、点火時期θADVが進角リミッタθMAXより大きいときには点火時期θADVをこの進角リミッタθMAXに制限する。
The ignition
このようにして算出した点火時期θADVは点火時期指令値として点火レジスタに移され、実際のクランク角がこの点火時期指令値と一致したタイミングでエンジンコントローラ31より一次電流を遮断する点火信号が点火コイル13に出力される。
The ignition timing θADV calculated in this way is transferred to the ignition register as an ignition timing command value, and an ignition signal for cutting off the primary current from the
ここで、本実施形態の作用を説明する。 Here, the operation of the present embodiment will be described.
基本点火時期θMBTにおける実際の筒内乱れ強さUMBTが、基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Umより外れ、例えば基本点火時期における実際の筒内乱れ強さUMBTが、基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Umより大きくなると、燃焼速度が速くなって燃焼が促進され過ぎるし、この逆に基本点火時期における実際の筒内乱れ強さUMBTが基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Umより小さいときには、燃焼速度が遅くなって燃焼が緩慢となり過ぎる。 The actual in-cylinder turbulence intensity UMBT at the basic ignition timing θMBT deviates from the target value Um of the in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing. For example, the actual in-cylinder turbulence intensity UMBT at the basic ignition timing If the in-cylinder turbulence intensity becomes larger than the target value Um, the combustion speed increases and combustion is promoted too much. Conversely, the actual in-cylinder turbulence intensity UMBT at the basic ignition timing becomes in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing. When it is smaller than the target value Um, the combustion speed becomes slow and the combustion becomes too slow.
従って、今まで基本点火時期θMBTにおける筒内乱れ強さUMBTが実際にどうなっているのか知り得なかったのであるが、本実施形態(請求項1に記載の発明)によれば、今回初めて、吸気弁が閉じてからの実際の筒内乱れ強さを、関数U(θ)によって設定することが可能になった。この筒内乱れ強さの関数U(θ)に基づけば基本点火時期θMBTにおける実際の筒内乱れ強さUMBTを知ることができ、この知り得た基本点火時期における実際の筒内乱れ強さUMBTに基づいて基本点火時期θMBTを補正することで、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さUMBTを、基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Umへと制御することができ、これにより、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さUMBTが環境条件により相違したり運転条件により変化することがあっても、基本点火時期において筒内乱れ強さの目標値Umを実現できる。 Therefore, until now, it has not been possible to know what the in-cylinder turbulence intensity UMBT at the basic ignition timing θMBT is actually, but according to this embodiment (the invention described in claim 1), The actual in-cylinder turbulence intensity after the intake valve is closed can be set by the function U (θ). Based on this in-cylinder turbulence intensity function U (θ), the actual in-cylinder turbulence intensity UMBT at the basic ignition timing θMBT can be known, and the actual in-cylinder turbulence intensity UMBT at the obtained basic ignition timing can be obtained. By correcting the basic ignition timing θMBT based on the above, it is possible to control the actual in-cylinder turbulence intensity UMBT at the basic ignition timing to the target value Um of the in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing. Even if the actual in-cylinder turbulence intensity UMBT at the basic ignition timing differs depending on the environmental conditions or changes depending on the operating conditions, the target value Um of the in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing can be realized.
筒内乱れ強さは吸気弁15が閉じたタイミングより減衰することに対応して、本実施形態(請求項2に記載の発明)によれば、基準クランク角を吸気弁閉時期IVCとしているので、筒内乱れ強さの関数U(θ)の設定が容易になる。
Corresponding to the fact that the in-cylinder turbulence intensity attenuates from the timing when the
本実施形態(請求項3に記載の発明)によれば、吸気VTC機構27(可変動弁装置)を備え、吸気弁閉時期は、この吸気VTC機構27により実現される吸気弁閉時期IVCであるので、吸気VTC機構27を備えるエンジンにおいても、筒内乱れ強さの関数U(θ)を容易に設定できる。
According to the present embodiment (the invention described in claim 3 ), the intake VTC mechanism 27 (variable valve operating device) is provided, and the intake valve closing timing is the intake valve closing timing IVC realized by the
本実施形態(請求項1に記載の発明)によれば、筒内乱れ強さを設定する関数U(θ)を、基準乱れ強さU0(基準クランク角での筒内乱れ強さ)と、筒内乱れ強さ減衰幅GKと、筒内乱れ強さ減衰係数MUとに基づいて設定するので、エンジン機種により基準乱れ強さU0、筒内乱れ強さ減衰幅GK、筒内乱れ強さ減衰係数MUが異なることがあっても、筒内乱れ強さを設定する関数U(θ)を適切に与えることができる。 According to the present embodiment (the invention described in claim 1 ), the function U (θ) for setting the in-cylinder turbulence intensity is defined as a reference turbulence intensity U0 (in-cylinder turbulence intensity at a reference crank angle), Since it is set based on the in-cylinder turbulence intensity attenuation width GK and the in-cylinder turbulence intensity attenuation coefficient MU, the standard turbulence intensity U0, the in-cylinder turbulence intensity attenuation width GK, and the in-cylinder turbulence intensity attenuation are set depending on the engine model. Even if the coefficient MU may be different, the function U (θ) for setting the in-cylinder turbulence intensity can be appropriately given.
本実施形態(請求項4に記載の発明)によれば、筒内乱れ強さ減衰係数MUを、燃焼室5の基準クランク角における容積VIVC、燃焼室5の基準クランク角における温度TIVC及び燃焼室5の基準クランク角における圧力PIVCに基づいて算出するので、環境条件により燃焼室5の基準クランク角における温度TIVCが相違することがあっても、また運転条件により燃焼室5の基準クランク角における容積VIVCや燃焼室5の基準クランク角における圧力PIVCが相違することがあっても、筒内乱れ強さ減衰係数MUを正確に算出できる。
According to the present embodiment (the invention described in claim 4 ), the in-cylinder turbulence strength attenuation coefficient MU is determined based on the volume VIVC at the reference crank angle of the
本実施形態(請求項5に記載)の発明によれば、筒内乱れ強さ減衰幅GKを、エンジン回転速度NRPMに基づいて算出するので、エンジン回転速度NRPMが相違しても、筒内乱れ強さ減衰幅GKを適切に与えることができる。 According to the invention of this embodiment (claim 5 ), the in-cylinder turbulence intensity attenuation width GK is calculated based on the engine rotation speed NRPM. Therefore, even if the engine rotation speed NRPM is different, the in-cylinder disturbance The strength attenuation width GK can be appropriately given.
本実施形態(請求項6に記載の発明)によれば、基準乱れ強さU0を、基準クランク角とエンジン回転速度NRPMとに基づいて算出するので、基準クランク角やエンジン回転速度NRPMが相違しても、基準乱れ強さU0を適切に与えることができる。 According to the present embodiment (the invention described in claim 6 ), the reference turbulence intensity U0 is calculated based on the reference crank angle and the engine rotational speed NRPM. Therefore, the reference crank angle and the engine rotational speed NRPM are different. However, the reference disturbance strength U0 can be appropriately given.
本実施形態(請求項8に記載の発明)によれば、点火時期補正手段は、図5に示したように、基本点火時期θMBTにおける実際の筒内乱れ強さUMBTが基本点火時期θMBTにおける筒内乱れ強さの目標値Umと一致するように点火時期補正量Uhosを算出する点火時期補正量算出手段としての点火時期補正量算出部62と、この点火時期補正量Uhosで基本点火時期θMBTを補正する点火時期補正手段としての点火時期算出部64とを備えるので、基本点火時期θMBTにおける実際の筒内乱れ強さUMBTが基本点火時期θMBTにおける筒内乱れ強さの目標値Umから外れることがあっても、速やかに基本点火時期θMBTにおける実際の筒内乱れ強さUMBTが基本点火時期θMBTにおける筒内乱れ強さの目標値Umへと戻されることから、常に変わらない基本点火時期θMBTにおける筒内乱れ強さを実現できる。
According to the present embodiment (the invention described in claim 8 ), as shown in FIG. 5, the ignition timing correction means is configured such that the actual in-cylinder turbulence intensity UMBT at the basic ignition timing θMBT is the cylinder at the basic ignition timing θMBT. An ignition timing correction
スワールコントロールバルブ、タンブルコントロールバルブなどの筒内ガス流動強化装置がエンジンに備えられる場合には、それらが備えられない場合よりも筒内乱れ強さが強化されることに対応し、本実施形態(請求項11に記載の発明)によれば、筒内乱れ強さ減衰幅GKを、筒内ガス流動強化装置による筒内ガス流動強度を表す筒内ガス流動状態指示値dに基づいても算出するので、筒内ガス流動強化装置がエンジンに備えられる場合においても、筒内乱れ強さ減衰幅GKを適切に与えることができる。 In the present embodiment (when the in-cylinder gas flow strengthening device such as the swirl control valve and the tumble control valve is provided in the engine, the in-cylinder turbulence strength is enhanced as compared with the case where they are not provided. According to the eleventh aspect of the present invention, the in-cylinder turbulence intensity attenuation width GK is also calculated based on the in-cylinder gas flow state indication value d representing the in-cylinder gas flow strength by the in-cylinder gas flow strengthening device. Therefore, even when the in-cylinder gas flow strengthening device is provided in the engine, the in-cylinder turbulence intensity attenuation width GK can be appropriately given.
筒内乱れ強さは、基本的に圧縮行程後期になるほど小さくなるが、筒内ガス流動強化装置がエンジンに備えられる場合には基本点火時期よりも進角側で既に収束値へと落ち着く傾向を有することが実験により判明している。その傾向を利用し、本実施形態(請求項12に記載の発明)によれば、筒内ガス流動強化装置による筒内ガス流動強度を表す筒内ガス流動状態指示値dと、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さUMBTと、筒内乱れ強さを設定する関数U(θ)とに基づいて進角リミッタθMAXを算出し、点火時期補正値Uhosによる補正後の基本点火時期である点火時期θADVがこの進角リミッタθMAXを超えて進角するときにはこの進角リミッタθMAXに制限するので、点火時期の進角リミッタθMAXを容易に算出することができる。 The in-cylinder turbulence intensity basically decreases as the latter stage of the compression stroke, but when the in-cylinder gas flow strengthening device is provided in the engine, it tends to settle to the convergence value on the advance side of the basic ignition timing. It has been found through experiments. By utilizing this tendency, according to the present embodiment (the invention described in claim 12 ), the in-cylinder gas flow state indication value d indicating the in-cylinder gas flow strength by the in-cylinder gas flow strengthening device, and the basic ignition timing Based on the actual in-cylinder turbulence intensity UMBT and a function U (θ) for setting the in-cylinder turbulence intensity, the advance angle limiter θMAX is calculated, and the ignition that is the basic ignition timing corrected by the ignition timing correction value Uhos When the timing θADV advances beyond the advance angle limiter θMAX, the advance angle limiter θMAX is limited to the advance angle limiter θMAX, so that the advance timing limiter θMAX of the ignition timing can be easily calculated.
実施形態では、VEL機構51を備える場合で説明したが、VEL機構51を備えない場合にも適用があることはいうまでもない。
In the embodiment, the case where the
実施形態では、充填効率検出値ITACrとエンジン回転速度NRPMとに基づいて基本点火時期θMBTを算出する場合で説明したが、これに限られるものでなく、充填効率検出値ITACrに代えて、エンジン負荷を用いることができる。また、基本点火時期がMBTの得られる点火時期である場合で説明したが、これに限られるものでもない。 In the embodiment, the basic ignition timing θMBT is calculated based on the charging efficiency detection value ITACCr and the engine rotational speed NRPM. However, the present invention is not limited to this, and instead of the charging efficiency detection value ITACCr, the engine load is calculated. Can be used. Moreover, although the case where the basic ignition timing is an ignition timing at which MBT is obtained has been described, the present invention is not limited to this.
請求項1に記載の発明において、筒内乱れ強さ設定手段の機能は図5の筒内乱れ強さ設定部60により、基本点火時期算出手段の機能は図5の基本点火時期算出部52により、基本点火時期筒内乱れ強さ算出手段の機能は図5の基本点火時期筒内乱れ強さ算出部61により、点火時期補正手段の機能は図5の点火時期補正量算出部62及び点火時期算出部64によりそれぞれ果たされている。
In the first aspect of the invention, the function of the in-cylinder turbulence intensity setting means is performed by the in-cylinder turbulence
1 エンジン
5 燃焼室
11 点火装置(火花点火手段)
15 吸気弁
27 吸気VTC機構(可変動弁装置)
31 エンジンコントローラ
1
15
31 Engine controller
Claims (12)
運転条件に基づいて基本点火時期を算出する基本点火時期算出手段と、
前記設定された筒内乱れ強さの関数を用いてこの基本点火時期における実際の筒内乱れ強さを算出する基本点火時期筒内乱れ強さ算出手段と、
この基本点火時期における実際の筒内乱れ強さに基づいて前記基本点火時期を補正する点火時期補正手段と、
この補正後の基本点火時期で火花点火を行う火花点火手段と
を備え、
前記筒内乱れ強さを設定する関数は、基準クランク角からのクランク角を変数とし、
この筒内乱れ強さを設定する関数を、基準クランク角での筒内乱れ強さと、筒内乱れ強さ減衰幅と、筒内乱れ強さ減衰係数とに基づいて設定する
ことを特徴とするエンジンの点火時期制御装置。 In-cylinder turbulence intensity setting means for setting an actual in-cylinder turbulence intensity after the intake valve is closed by a function;
Basic ignition timing calculation means for calculating basic ignition timing based on operating conditions;
A basic ignition timing in-cylinder turbulence intensity calculating means for calculating an actual in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing using the function of the set in-cylinder turbulence intensity;
Ignition timing correction means for correcting the basic ignition timing based on the actual in-cylinder turbulence intensity at the basic ignition timing;
Spark ignition means for performing spark ignition at the corrected basic ignition timing ,
The function for setting the in-cylinder turbulence strength uses the crank angle from the reference crank angle as a variable,
The function for setting the in-cylinder turbulence intensity is set based on the in-cylinder turbulence intensity at the reference crank angle, the in-cylinder turbulence intensity attenuation width, and the in-cylinder turbulence intensity attenuation coefficient. Engine ignition timing control device.
前記MBTの得られる点火時期における実際の筒内乱れ強さが前記MBTの得られる点火時期における筒内乱れ強さの目標値と一致するように点火時期補正量を算出する点火時期補正量算出手段と、
この点火時期補正量で前記MBTの得られる点火時期を補正する点火時期補正手段と
を備えることを特徴とする請求項7に記載のエンジンの点火時期制御装置。 The ignition timing correction means includes
Ignition timing correction amount calculating means for calculating the ignition timing correction amount so that the actual in-cylinder turbulence intensity at the ignition timing at which the MBT is obtained matches the target value of the in-cylinder turbulence intensity at the ignition timing at which the MBT is obtained. When,
Ignition timing correction means for correcting the ignition timing obtained by the MBT with this ignition timing correction amount;
Ignition timing control device for an engine according to claim 7, characterized in that it comprises a.
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2004337764A JP4175320B2 (en) | 2004-11-22 | 2004-11-22 | Engine ignition timing control device |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2004337764A JP4175320B2 (en) | 2004-11-22 | 2004-11-22 | Engine ignition timing control device |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JP2006144695A JP2006144695A (en) | 2006-06-08 |
JP4175320B2 true JP4175320B2 (en) | 2008-11-05 |
Family
ID=36624667
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP2004337764A Expired - Fee Related JP4175320B2 (en) | 2004-11-22 | 2004-11-22 | Engine ignition timing control device |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP4175320B2 (en) |
Families Citing this family (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP5696568B2 (en) * | 2011-04-04 | 2015-04-08 | トヨタ自動車株式会社 | Control device for internal combustion engine |
-
2004
- 2004-11-22 JP JP2004337764A patent/JP4175320B2/en not_active Expired - Fee Related
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
JP2006144695A (en) | 2006-06-08 |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
US8046156B2 (en) | Control apparatus of internal combustion engine | |
JP4823948B2 (en) | Engine control device | |
JP4006015B2 (en) | ENGINE OPERATION CONTROL DEVICE, VEHICLE HAVING THE SAME, METHOD FOR CALCULATION OF COMBUSTION CENTER OF ENGINE IN ENGINE AND ENGINE OPERATION CONTROL | |
JP4779757B2 (en) | Control device and control method for internal combustion engine | |
JP2009013922A (en) | Control device of internal-combustion engine | |
US20130213354A1 (en) | Control apparatus for internal combustion engine | |
JP2005233112A (en) | Ignition timing control device for internal combustion engine | |
CN113015848B (en) | Control device | |
JP2008196409A (en) | Combustion control device for internal combustion engine | |
JP2017223138A (en) | Exhaust temperature estimation device for internal combustion engine | |
JP4761072B2 (en) | Ignition timing control device for internal combustion engine | |
JP4175320B2 (en) | Engine ignition timing control device | |
JP6468212B2 (en) | Control device for internal combustion engine | |
JP4055647B2 (en) | Engine ignition timing control device | |
JP4957594B2 (en) | Noise reduction device for internal combustion engine | |
JP2007239481A (en) | Method for controlling ignition timing of engine and device for controlling ignition timing of engine | |
JP4075862B2 (en) | Engine ignition timing control device | |
JP4055648B2 (en) | Ignition timing control device for internal combustion engine | |
JP2006144696A (en) | Cylinder gas flow inferring device for engine and ignition time controller for engine | |
JP4747763B2 (en) | Engine ignition timing control method and engine ignition timing control device | |
JPH10110638A (en) | Combustion controller for engine | |
JP4366992B2 (en) | Ignition timing control device for internal combustion engine | |
JP5223390B2 (en) | Engine ignition timing control device and engine ignition timing control method | |
JP2008215142A (en) | Knocking detection device for internal combustion engine | |
JP2005233111A (en) | Ignition timing control device for internal combustion engine |
Legal Events
Date | Code | Title | Description |
---|---|---|---|
A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20060224 |
|
A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20080311 |
|
A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20080325 |
|
A521 | Written amendment |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20080521 |
|
TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20080729 |
|
A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 |
|
A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20080811 |
|
FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20110829 Year of fee payment: 3 |
|
R150 | Certificate of patent or registration of utility model |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150 |
|
FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20120829 Year of fee payment: 4 |
|
FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20120829 Year of fee payment: 4 |
|
FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20130829 Year of fee payment: 5 |
|
LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |