JP4337686B2 - Intake valve temperature estimation device for internal combustion engine - Google Patents
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Description
この発明は、内燃機関の吸気弁温度推定装置に係り、特に、ポート噴射式の内燃機関と組み合わせて用いるのに適した吸気弁温度推定装置に関する。 The present invention relates to an intake valve temperature estimation device for an internal combustion engine, and more particularly to an intake valve temperature estimation device suitable for use in combination with a port injection type internal combustion engine.
従来、特開平8−61115号公報に開示されているように、内燃機関の吸気弁の温度を推定するための装置が知られている。上記従来の装置は、内燃機関の始動時に冷却水温を検知し、その温度を吸気弁温度の初期値とする。内燃機関の停止後、十分な時間が経過した後は、吸気弁の温度と冷却水の温度が等しいと見なすことができる。従って、上記の手法によれば、吸気弁温度の初期値を精度良く検知することができる。 Conventionally, as disclosed in JP-A-8-61115, an apparatus for estimating the temperature of an intake valve of an internal combustion engine is known. The conventional apparatus detects the coolant temperature when starting the internal combustion engine, and sets the temperature as the initial value of the intake valve temperature. After a sufficient time has elapsed after the internal combustion engine is stopped, the temperature of the intake valve and the temperature of the cooling water can be considered equal. Therefore, according to the above method, the initial value of the intake valve temperature can be detected with high accuracy.
上述した従来の装置は、内燃機関の始動後は、点火の回数に応じて吸気弁の温度上昇分を推定し、その上昇分を初期値に加えることで吸気弁温度を推定することとしている。内燃機関では、点火が行われる毎に混合気の燃焼が生じ、その燃焼が生ずることにより吸気弁が加熱される。このため、吸気弁の温度上昇分と点火回数との間にはある程度の相関が認められる。従って、上述した従来の装置によれば、内燃機関が始動された後、ある程度の精度で吸気弁の温度を推定することが可能である。 In the above-described conventional device, after the internal combustion engine is started, the temperature rise of the intake valve is estimated according to the number of ignitions, and the intake valve temperature is estimated by adding the increase to the initial value. In an internal combustion engine, combustion of an air-fuel mixture occurs every time ignition is performed, and the intake valve is heated by the combustion. For this reason, a certain degree of correlation is recognized between the temperature rise of the intake valve and the number of ignitions. Therefore, according to the above-described conventional apparatus, the temperature of the intake valve can be estimated with a certain degree of accuracy after the internal combustion engine is started.
しかしながら、吸気弁を取り巻く環境は複雑であるため、点火の回数のみを基礎としたのでは、高精度にその温度を推定することはできない。より具体的には、吸気弁は、燃焼ガスとの間で熱を授受することに加えて、開弁時にその周囲を流動する流動ガス(新気や吹き返しのガス)との間でも熱の授受を行う。 However, since the environment surrounding the intake valve is complicated, the temperature cannot be estimated with high accuracy based only on the number of ignitions. More specifically, in addition to transferring heat to and from the combustion gas, the intake valve transfers heat to and from a flowing gas (fresh air or blown-back gas) that flows around the intake valve when the valve is opened. I do.
そして、吸気弁と流動ガスとの間で授受される熱量は、必ずしも始動後の点火回数に対して相関を示すものではない。このため、上述した従来の手法によっては、既述した通り、吸気弁の温度を正確に推定することができない。 The amount of heat transferred between the intake valve and the flowing gas does not necessarily indicate a correlation with the number of ignitions after starting. For this reason, the temperature of the intake valve cannot be accurately estimated by the conventional method described above, as described above.
この発明は、上述のような課題を解決するためになされたもので、吸気弁の周囲を流れるガスを影響を独立して考慮することにより、内燃機関の始動後における吸気弁温度を精度良く推定することのできる内燃機関の吸気弁温度推定装置を提供することを目的とする。 The present invention has been made to solve the above-described problems, and accurately estimates the intake valve temperature after starting the internal combustion engine by independently considering the influence of the gas flowing around the intake valve. It is an object of the present invention to provide an intake valve temperature estimation device for an internal combustion engine that can be used.
第1の発明は、上記の目的を達成するため、内燃機関の吸気弁温度推定装置であって、
内燃機関の吸気弁が、筒内の燃焼ガスから受ける燃焼ガス受熱量を算出する燃焼ガス受熱量算出手段と、
前記吸気弁が、その周囲を流れる流動ガスから受ける流動ガス受熱量を算出する流動ガス受熱量算出手段と、
前記燃焼ガス受熱量および前記流動ガス受熱量に基づいて、前記吸気弁が受ける総受熱量を算出する総受熱量算出手段と、
前記総受熱量に基づいて前記吸気弁の温度変化量を算出する温度変化量算出手段と、
前記吸気弁の初期温度を推定する初期温度推定手段と、
前記初期温度と、前記温度変化量とに基づいて、前記吸気弁の温度を推定する吸気弁温度推定手段と、
を備えることを特徴とする。
In order to achieve the above object, a first invention is an intake valve temperature estimation device for an internal combustion engine,
A combustion gas heat receiving amount calculating means for calculating the amount of combustion gas received by the intake valve of the internal combustion engine from the combustion gas in the cylinder;
A flowing gas heat receiving amount calculating means for calculating a flowing gas heat receiving amount received from the flowing gas flowing around the intake valve;
A total heat receiving amount calculating means for calculating a total heat receiving amount received by the intake valve based on the combustion gas heat receiving amount and the flowing gas heat receiving amount;
A temperature change amount calculating means for calculating a temperature change amount of the intake valve based on the total heat receiving amount;
An initial temperature estimating means for estimating an initial temperature of the intake valve;
Intake valve temperature estimating means for estimating the temperature of the intake valve based on the initial temperature and the amount of temperature change;
It is characterized by providing.
また、第2の発明は、第1の発明において、
前記吸気弁に付着した燃料が気化する際に、前記吸気弁から持ち去られる気化熱量を算出する気化熱量算出手段を備え、
前記総受熱量算出手段は、前記燃焼ガス受熱量および前記流動ガス受熱量に基づいて算出した受熱量から前記気化熱量を減じた値を前記総受熱量とすることを特徴とする。
The second invention is the first invention, wherein
When the fuel adhering to the intake valve is vaporized, it comprises vaporization heat amount calculating means for calculating the amount of vaporization carried away from the intake valve,
The total heat receiving amount calculation means is characterized in that a value obtained by subtracting the vaporization heat amount from a heat receiving amount calculated based on the combustion gas heat receiving amount and the flowing gas heat receiving amount is used as the total heat receiving amount.
また、第3の発明は、第1または第2の発明において、
前記吸気弁が、弁座からの伝達により受熱する接触面受熱量を算出する接触面受熱量算出手段を備え、
前記総受熱量算出手段は、前記燃焼ガス受熱量および前記流動ガス受熱量に基づいて算出した受熱量に前記接触面受熱量を加えた値を前記総受熱量とすることを特徴とする。
The third invention is the first or second invention, wherein
The intake valve includes a contact surface heat receiving amount calculation means for calculating a contact surface heat receiving amount received by transmission from the valve seat,
The total heat receiving amount calculation means is characterized in that a value obtained by adding the contact surface heat receiving amount to a heat receiving amount calculated based on the combustion gas heat receiving amount and the flowing gas heat receiving amount is used as the total heat receiving amount.
また、第4の発明は、第3の発明において、
前記吸気弁の作用角を可変とする可変動弁機構を備え、
前記接触面受熱量算出手段は、前記作用角を基礎として前記接触面受熱量を算出することを特徴とする。
Moreover, 4th invention is set in 3rd invention,
A variable valve mechanism that makes the working angle of the intake valve variable,
The contact surface heat receiving amount calculating means calculates the contact surface heat receiving amount based on the working angle.
また、第5の発明は、第1乃至第4の発明において、
前記流動ガス受熱量算出手段は、
吸気ポートから筒内へ向かって流れる吸入ガスに起因して生ずる吸入ガス受熱量を算出する吸入ガス受熱量算出手段と、
筒内から吸気ポートに逆流する吹き返しガスに起因して生ずる吹き返し受熱量を算出する吹き返し受熱量算出手段と、
前記吸入ガス受熱量および前記吹き返し受熱量に基づいて前記流動ガス受熱量を算出する最終受熱量算出手段と、
を含むことを特徴とする。
The fifth invention is the first to fourth inventions,
The flowing gas heat receiving amount calculating means includes:
Intake gas heat receiving amount calculating means for calculating an intake gas heat receiving amount generated due to the intake gas flowing from the intake port into the cylinder;
Blow-back heat reception amount calculation means for calculating a blow-back heat reception amount generated due to the blow-back gas flowing backward from the cylinder to the intake port;
A final heat receiving amount calculating means for calculating the flowing gas heat receiving amount based on the intake gas heat receiving amount and the blow back heat receiving amount;
It is characterized by including.
また、第6の発明は、第5の発明において、
前記吸気弁のリフト量を可変とする可変動弁機構と、
前記リフト量が判定値を下回っているか否かを判別するリフト量判別手段とを備え、
前記最終受熱量算出手段は、前記リフト量が前記判定値以上である場合に限り、前記吹き返し受熱量の存在を考慮することを特徴とする。
The sixth invention is the fifth invention, wherein
A variable valve mechanism that makes the lift amount of the intake valve variable;
A lift amount determining means for determining whether or not the lift amount is below a determination value;
The final heat receiving amount calculation means takes into account the presence of the blow back heat receiving amount only when the lift amount is equal to or greater than the determination value.
また、第7の発明は、第1乃至第4の発明において、
前記流動ガス受熱量算出手段は、
吸気ポートから筒内へ向かって流れる吸入ガスに起因する吸入ガス受熱量のみを考慮した通常時受熱量を算出する通常時受熱量算出手段と、
前記吸入ガス受熱量に加えて、前記筒内から吸気ポートに逆流する吹き返しガスに起因する吹き返し受熱量をも考慮して吹き返し時受熱量を算出する吹き返し時受熱量算出手段と、
前記吹き返しガスの流量が判定値より多いか否かを判断する吹き返し量判断手段と、
前記吹き返しガスの流量が前記判定値以下である場合は前記通常時受熱量を前記流動ガス受熱量とし、前記吹き返しガスの流量が前記判定値より多い場合は前記吹き返し時受熱量を前記流動ガス受熱量とする最終受熱量設定手段と、
を含むことを特徴とする。
The seventh invention is the first to fourth inventions,
The flowing gas heat receiving amount calculating means includes:
A normal heat receiving amount calculation means for calculating a normal heat receiving amount considering only the intake gas heat receiving amount caused by the intake gas flowing from the intake port into the cylinder;
In addition to the intake gas heat reception amount, the blowback heat reception amount calculation means for calculating the blowback heat reception amount in consideration of the blowback heat reception amount caused by the blowback gas flowing back from the cylinder to the intake port;
Blowback amount determination means for determining whether or not the flow rate of the blowback gas is greater than a determination value;
When the flow rate of the blowback gas is less than or equal to the determination value, the normal amount of heat received is the flowing gas heat reception amount. A final heat receiving amount setting means as a heat amount;
It is characterized by including.
また、第8の発明は、第7の発明において、
前記吸気弁のリフト量を可変とする可変動弁機構と、
前記リフト量が判定値を下回っているか否かを判別するリフト量判別手段とを備え、
前記最終受熱量設定手段は、前記リフト量が前記判定値を下回っている場合は、前記通常時受熱量を前記流動ガス受熱量とすることを特徴とする。
The eighth invention is the seventh invention, wherein
A variable valve mechanism that makes the lift amount of the intake valve variable;
A lift amount determining means for determining whether or not the lift amount is below a determination value;
The final heat receiving amount setting means is characterized in that, when the lift amount is less than the determination value, the normal heat receiving amount is the flowing gas heat receiving amount.
また、第9の発明は、第1乃至第8の発明において、
前記吸気弁のリフト量を可変とする可変動弁機構を備え、
前記流動ガス受熱量算出手段は、前記リフト量に基づいて前記流動ガス受熱量を算出することを特徴とする。
The ninth invention relates to the first to eighth inventions,
A variable valve mechanism that makes the lift amount of the intake valve variable,
The flowing gas heat receiving amount calculating means calculates the flowing gas heat receiving amount based on the lift amount.
また、第10の発明は、第1乃至第9の発明において、
内燃機関における燃料カットを検知する燃料カット検知手段を備え、
前記燃焼ガス受熱量算出手段は、燃料カットの実行中は、筒内で燃焼が生じないことを前提として設定した規則に従って前記燃焼ガス受熱量を算出することを特徴とする。
The tenth invention is the first to ninth inventions,
A fuel cut detecting means for detecting a fuel cut in the internal combustion engine;
The combustion gas heat receiving amount calculation means calculates the combustion gas heat receiving amount according to a rule set on the assumption that combustion does not occur in a cylinder during fuel cut.
また、第11の発明は、第1乃至第10の発明において、
内燃機関の停止時間を計数する停止時間計数手段と、
内燃機関の冷却水温を検出する冷却水温検出手段と、
前記停止時間が判定値を超えた場合に、吸気弁の温度を、その時点における冷却水温にリセットする吸気弁温度リセット手段と、
を備えることを特徴とする。
The eleventh invention is the first to tenth invention,
Stop time counting means for counting the stop time of the internal combustion engine;
Cooling water temperature detecting means for detecting the cooling water temperature of the internal combustion engine;
An intake valve temperature resetting means for resetting the temperature of the intake valve to the coolant temperature at that time when the stop time exceeds a determination value;
It is characterized by providing.
第1の発明によれば、吸気弁が、筒内の燃焼ガスから受ける燃焼ガス受熱量と、その周囲を流れる流動ガスから受ける流動ガス受熱量とを別個独立に算出したうえで、それらに基づいて総受熱量を算出することができる。このため、本発明によれば、流動ガスの影響を正確に吸気弁温度に反映させることができ、その温度を精度良く推定することができる。 According to the first aspect of the present invention, the intake valve receives the combustion gas heat reception amount received from the combustion gas in the cylinder and the flowing gas heat reception amount received from the flowing gas flowing around the intake valve separately, and based on them. The total amount of heat received can be calculated. Therefore, according to the present invention, the influence of the flowing gas can be accurately reflected in the intake valve temperature, and the temperature can be estimated with high accuracy.
第2の発明によれば、吸気弁に付着した燃料が気化する際に生ずる気化熱量の影響をも吸気弁の温度に反映させることができる。 According to the second aspect of the invention, the effect of the amount of heat generated when the fuel adhering to the intake valve is vaporized can be reflected in the temperature of the intake valve.
第3の発明によれば、吸気弁が、弁座から受ける接触面受熱量の影響をも吸気弁の温度に反映させることができる。 According to the third aspect of the invention, the influence of the contact surface heat received by the intake valve from the valve seat can also be reflected in the temperature of the intake valve.
第4の発明によれば、吸気弁の作用角を変化させることができる。ところで、吸気弁の作用角が変化すると、吸気弁が弁座と接している時間が変化し、その結果、接触面受熱量にも変化が生ずる。本発明によれば、その変化を正確に捕らえて、吸気弁の温度に精度良く反映させることができる。 According to the fourth aspect of the invention, the operating angle of the intake valve can be changed. By the way, when the working angle of the intake valve changes, the time during which the intake valve is in contact with the valve seat changes, and as a result, the amount of heat received by the contact surface also changes. According to the present invention, the change can be accurately captured and accurately reflected in the temperature of the intake valve.
第5の発明によれば、吸気ポートから筒内へ向かって流れる吸入ガスに起因する吸入ガス受熱量と、筒内からの吹き返しに起因する吹き返し受熱量とを区別して算出し、それらに基づいて流動ガス受熱量を算出することができる。このため、本発明によれば、流動ガス受熱量を精度良く算出することができ、その結果、吸気弁の温度を精度良く推定することができる。 According to the fifth invention, the intake gas heat receiving amount caused by the intake gas flowing from the intake port into the cylinder and the blow back heat receiving amount caused by the blow back from the cylinder are separately calculated, A flowing gas heat receiving amount can be calculated. Therefore, according to the present invention, the amount of heat received by the flowing gas can be calculated with high accuracy, and as a result, the temperature of the intake valve can be estimated with high accuracy.
第6の発明によれば、吸気弁のリフト量を変化させることができる。ところで、吸気弁のリフト量が大きい場合は、吸気の流速が比較的小さくなることから筒内から吸気ポートへの吹き返しが発生し易くなる。これに対して、リフト量が小さい場合には、吸気の流速が十分に早くなることから、筒内からの吹き返しは生じ難い。本発明によれば、リフト量が判定値以上である場合に限り、吹き返し受熱量の存在が考慮される。このため、本発明によれば、吹き返しの影響を、効率的に、かつ適正に吸気弁の温度に反映させることができる。 According to the sixth aspect, the lift amount of the intake valve can be changed. By the way, when the lift amount of the intake valve is large, the flow rate of the intake air becomes relatively small, so that the blowback from the cylinder to the intake port is likely to occur. On the other hand, when the lift amount is small, the flow rate of the intake air is sufficiently high, so that the blow-back from the cylinder is unlikely to occur. According to the present invention, only when the lift amount is equal to or greater than the determination value, the presence of the blow back heat receiving amount is considered. For this reason, according to the present invention, the effect of blowback can be reflected efficiently and appropriately on the temperature of the intake valve.
第7の発明によれば、筒内へ流入する吸入ガスの影響のみを考慮した通常時受熱量と、その影響に加えて吹き返しの影響をも考慮した吹き返し時受熱量とを区別して算出することができる。そして、吹き返しガスの流量が判定値より多いか否かに応じて、それらの何れかを流動ガス受熱量とすることができる。このため、本発明によれば、流動ガス受熱量を精度良く算出することができ、その結果、吸気弁の温度を精度良く推定することができる。 According to the seventh aspect, the normal amount of heat received considering only the influence of the intake gas flowing into the cylinder and the amount of heat received during reflow considering the effect of blowback in addition to the influence are calculated separately. Can do. Then, depending on whether or not the flow rate of the blown-back gas is higher than the determination value, any of them can be set as the flowing gas heat receiving amount. Therefore, according to the present invention, the amount of heat received by the flowing gas can be calculated with high accuracy, and as a result, the temperature of the intake valve can be estimated with high accuracy.
第8の発明によれば、吹き返しの生じ難い小リフト時には、吹き返しの多少を判断するまでもなく、通常時受熱量を流動ガス受熱量とすることができる。このため、本発明によれば、吹き返しの影響を、効率的に、かつ適正に吸気弁の温度に反映させることができる。 According to the eighth aspect of the present invention, at the time of a small lift in which blow-back does not easily occur, it is not necessary to determine the amount of blow-back, and the normal-time heat reception amount can be made the flowing gas heat reception amount. For this reason, according to the present invention, the effect of blowback can be reflected efficiently and appropriately on the temperature of the intake valve.
第9の発明によれば、吸気弁のリフト量を変化させることができる。ところで、吸気弁の周囲を流れるガスの流速は、リフト量の大小に応じて変化する。そして、ガスの流速が変化すれば、流動ガス受熱量にも変化が生ずる。本発明によれば、その変化を正確に流動ガス受熱量に反映させることができ、その結果、吸気弁の温度を十分に高い精度で推定することができる。 According to the ninth aspect, the lift amount of the intake valve can be changed. By the way, the flow velocity of the gas flowing around the intake valve varies depending on the amount of lift. And if the flow velocity of gas changes, a change will also arise in flowing gas heat receiving amount. According to the present invention, the change can be accurately reflected in the amount of heat received by the flowing gas, and as a result, the temperature of the intake valve can be estimated with sufficiently high accuracy.
第10の発明によれば、燃料カット時には、筒内で燃焼が生じないことを前提として設定した規則に従って燃焼ガス受熱量を算出することができる。このため、本発明によれば、燃料カットの有無に影響されることなく、吸気弁の温度を常に精度良く推定することができる。 According to the tenth aspect, when the fuel is cut, the amount of heat received by the combustion gas can be calculated according to a rule set on the assumption that combustion does not occur in the cylinder. Therefore, according to the present invention, the temperature of the intake valve can always be accurately estimated without being affected by the presence or absence of fuel cut.
第11の発明によれば、内燃機関が長期間停止して、吸気弁が十分に冷却されたような場合には、吸気弁の温度が冷却水温と等しくなったものと見なして、その温度をリセットすることができる。このため、本発明によれば、例えばハイブリッド車両など、内燃機関が頻繁に停止するような車両においても、吸気弁の温度を常に高い精度で推定することが可能である。 According to the eleventh aspect of the invention, when the internal combustion engine has been stopped for a long time and the intake valve is sufficiently cooled, it is assumed that the temperature of the intake valve is equal to the cooling water temperature, and the temperature is Can be reset. Therefore, according to the present invention, the temperature of the intake valve can always be estimated with high accuracy even in a vehicle such as a hybrid vehicle in which the internal combustion engine frequently stops.
実施の形態1.
[実施の形態1の構成]
図1は、本発明の実施の形態1の構成を説明するための図である。図1に示すように、本発明の実施の形態1のシステムは、内燃機関10を備えている。内燃機関10には、吸気通路12および排気通路14が連通している。
Embodiment 1 FIG.
[Configuration of Embodiment 1]
FIG. 1 is a diagram for explaining the configuration of the first embodiment of the present invention. As shown in FIG. 1, the system according to the first embodiment of the present invention includes an
吸気通路14には、吸入空気量Gaを検出するためのエアフロメータ16が配置されている。エアフロメータ16の下流には、スロットルバルブ18が配置されている。また、スロットルバルブ18の更に下流には、吸気ポート内に燃料を噴射するためのインジェクタ20が配置されている。
An
内燃機関10は、吸気通路12と筒内22との導通状態を制御するための吸気弁24を備えている。吸気弁24には、その駆動源として、可変動弁機構26が連結されている。可変動弁機構26は、開弁タイミング、作用角、およびリフト量を適当に変化させつつ吸気弁24を開閉動作させることができる。
The
筒内22と排気通路14との間には、排気弁28が配置されている。排気弁28には、その駆動源として可変動弁機構30が連結されている。可変動弁機構30は、開弁タイミング、作用角、およびリフト量を適当に変化させつつ排気弁28を開閉動作させることができる。
An
本実施形態のシステムは、上記の如く、吸気弁24および排気弁28を、それぞれ可変動弁機構30で駆動することとしているが、それらを駆動する機構は、これに限定されるものではない。すなわち、本実施形態のシステムにおいては、吸気弁24および排気弁28は、通常のカム機構により駆動されるものであってもよい。
In the system of this embodiment, as described above, the
内燃機関10には、機関回転数Neを検出するための回転角センサ32や、冷却水温Twを検出するための水温センサ34が装着されている。本実施形態のシステムは、ECU(Electronic Control Unit)40を備えている。ECU40には、エアフロメータ16や回転角センサ32などを含む各種センサの出力が供給されている。ECU40は、それらのセンサ出力を基礎として、インジェクタ20や可変動弁機構26,30を含む各種アクチュエータを制御することができる。
The
[実施の形態1における吸気弁温度の推定手法]
内燃機関10の運転中は、インジェクタ20によって吸気ポート内に燃料が噴射される。吸気ポート20に噴射された燃料は、その一部が吸気弁24に付着する。内燃機関10の暖機が十分に進んでおり、吸気弁24が高温となっている状況下では、付着した燃料が短時間で気化するため、その付着の影響が筒内に吸入される燃料量に大きく及ぶことはない。
[Intake Valve Temperature Estimation Method in Embodiment 1]
During operation of the
しかしながら、吸気弁24の温度が十分に上昇していない状況下では、そこに付着した燃料が開弁期間中に完全には気化しない事態が生ずる。この場合、筒内に流入する燃料量を正確に把握するためには、吸気弁24に付着した燃料のうち、気化する燃料の割合を精度良く推定することが必要である。そして、その推定を精度良く推定するためには、内燃機関10の暖機過程において、吸気弁24の温度を精度良く推定することが必要である。そこで、本実施形態のシステムは、内燃機関10が始動された後、以下に説明する手法で吸気弁24の温度推定を行うこととした。
However, under the situation where the temperature of the
図2(A)および図2(B)は、本実施形態のシステムが吸気弁24の温度Tvを算出する原理を説明するための図である。より具体的には、図2(A)は、閉弁中における吸気弁24の熱環境を説明するための図である。また、図2(B)は、開弁中における吸気弁の熱環境を説明するための図である。
2A and 2B are diagrams for explaining the principle by which the system of the present embodiment calculates the temperature Tv of the
図2(A)中に示す符号Qb、QsおよびQfは、それぞれ、燃焼ガス受熱量、接触面受熱量、および燃料気化熱量を示している。燃焼ガス受熱量Qbは、筒内22の燃焼ガスから吸気弁24に与えられる熱量である。接触面受熱量Qsは、弁座との機械的な接触面から吸気弁24に伝達される熱量である。また、燃料気化熱量Qfは、吸気弁24に付着した燃料が気化する際に持ち去られる熱量である。図2(A)に示すように、吸気弁24の閉弁中には、主として上述した3種類の熱量が吸気弁24とその周囲との間で授受される。
Symbols Qb, Qs, and Qf shown in FIG. 2A indicate the combustion gas heat reception amount, the contact surface heat reception amount, and the fuel vaporization heat amount, respectively. The combustion gas heat reception amount Qb is the amount of heat given from the combustion gas in the
図2(B)中に示す符号QginおよびQgbackは、それぞれ、吸気弁24の開弁に伴って生ずる吸入ガス受熱量、および吹き返し受熱量を示している。吸入ガス受熱量Qginは、吸気ポートから筒内22へ流入する新気と吸気弁24との間で授受される熱量である。一方、吹き返し受熱量Qgbackは、吸気弁24の開弁中に筒内22から吸気ポートに逆流する吹き返しガスに起因して生ずる受熱量である。図2(B)に示すように、吸気弁24の開弁中は、主として、それら2種類の熱量が吸気弁24とその周囲との間で授受される。以下、それらの受熱量を総称して、「流動ガス受熱量」と称す。
Symbols Qgin and Qgback shown in FIG. 2B indicate the intake gas heat reception amount and the blowback heat reception amount that are generated when the
吸気弁24の温度は、周囲の環境から熱を吸収することにより上昇し、周囲の環境に熱を放出することにより下降する。このため、吸気弁24の初期温度が判れば、その後の総受熱量を検知することにより吸気弁24の温度を推定することが可能である。そして、その推定を精度良く行うためには、上述した5種類の熱量を精度良く検知することが有効である。特に、図2(B)に示す流動ガス受熱量Qgin,Qgbackは、内燃機関10の運転状態に応じて大きく変化するため、吸気弁温度Tvを高い精度で推定するためには、その値を正確に求めることが重要である。
The temperature of the
そこで、本実施形態では、内燃機関10の運転状態に基づいて、図2(A)に示す3種類の受熱量Qb,Qs,Qfと、図2(B)に示す流動ガス受熱量Qgin,Qgbackとを、それぞれ別個独立に推定し、それらを統合することにより吸気弁24が受ける総受熱量を精度良く算出することとした。そして、このようにして算出された総受熱量に基づいて、吸気弁温度Tvを精度良く推定することとした。
Therefore, in the present embodiment, based on the operating state of the
[実施の形態1における具体的処理]
図3は、上記の機能を実現するために、本実施形態において実行されるルーチンのフローチャートである。図3に示すルーチンは、内燃機関10の始動開始と共に起動されるものとする。ここでは、先ず、その時点における冷却水温Twが吸気弁温度Tvの初期値として設定される(ステップ101)。内燃機関10が十分に長い時間停止すると、吸気弁温度Tvは、内燃機関10の温度、つまり、冷却水温Twに収束する。このため、内燃機関10の始動時には、本ステップ101の処理を行うことで、吸気弁温度Tvを精度良く推定することができる。
[Specific Processing in Embodiment 1]
FIG. 3 is a flowchart of a routine executed in the present embodiment in order to realize the above function. The routine shown in FIG. 3 is started when the
次に、現在の内燃機関10の状態を表す各種のパラメータが計測される(ステップ102)。ここでは、具体的には、吸入空気量Gaや機関回転数Neに加えて、可変動弁機構26の状態、つまり、吸気弁24の開弁タイミングVT、リフト量VL、および作用角Vθなどが検知される。
Next, various parameters representing the current state of the
次に、吸気弁24の開弁に伴って生ずる吹き返し量が判定値αより多量であるか否かが判別される(ステップ103)。吹き返し量は、内燃機関10の状態に基づいて、具体的には、例えば、内燃機関10の負荷KL、バルブオーバーラップ量VOL、および機関回転数NE等に基づいて推定することが可能である。
Next, it is determined whether or not the amount of blowback that occurs when the
図4(A)〜図4(C)は、吹き返し量と、負荷KL、バルブオーバーラップVOL、機関回転数NEとの関係を示した図である。本実施形態において、ECU40には、これらの関係に対応するマップが記憶されている。上記ステップ103においては、そのマップを参照することにより、現在の状況下で生ずると予測される吹き返し量が推定され、更に、その推定値が既定の判定値αより大きいかが判別される。
4 (A) to 4 (C) are diagrams showing the relationship between the blowback amount, the load KL, the valve overlap VOL, and the engine speed NE. In the present embodiment, the
判定値αは、流動ガス受熱量を求めるうえで、吹き返し受熱量Qgbackを考慮する必要があるか否かを判断するための値である。つまり、吹き返し受熱量Qgbackを考慮する必要がある程度に多量の吹き返しが発生しているかを判断するための値である。従って、吹き返し量>αの不成立が認められる場合、つまり、吹き返し量が判定値α以下である場合は、流動ガス受熱量を推定するにあたり、吹き返しの影響を考慮する必要がないと判断できる。この場合は、吸入ガス受熱量Qginを算出したうえで、その値がそのまま流動ガス受熱量とされる(ステップ104)。以下、ここで得られる流動ガス受熱量を、符号「Qg」を付して表すこととする。 The determination value α is a value for determining whether or not it is necessary to consider the blow back heat reception amount Qgback when obtaining the flowing gas heat reception amount. That is, it is a value for judging whether or not a large amount of blowback has occurred, and it is necessary to consider the blowback heat reception amount Qgback. Therefore, when it is recognized that the blowback amount> α is not satisfied, that is, when the blowback amount is equal to or less than the determination value α, it can be determined that it is not necessary to consider the influence of the blowback when estimating the flowing gas heat receiving amount. In this case, after calculating the intake gas heat receiving amount Qgin, the value is directly used as the flowing gas heat receiving amount (step 104). Hereinafter, the flowing gas heat receiving amount obtained here will be represented by the sign “Qg”.
一方、上記ステップ103において、吹き返し量>αの成立が認められた場合は、流動ガス受熱量を求める際に、吹き返しの影響を考慮する必要があると判断できる。この場合は、吸入ガス受熱量Qginと、吹き返し受熱量Qgbackとをそれぞれ算出したうえで、それらの和が流動ガス受熱量とされる(ステップ105)。以下、ここで得られる流動ガス流熱量については、符号「Qg'」を付して表すこととする。
On the other hand, if it is determined in
(吸入ガス受熱量Qginの算出手法の例)
上述した吸入ガス受熱量Qginは、例えば、以下に示す演算式により算出することが可能である。
Qgin=hgin・(Tin−Tv)・dtin
hgin=0.0404・(kg/Dv)・Revin0.868・(Dv/liftv)0.275
Revin=(ρg・Ug・Dv)/μg ・・・(1)
(Example of calculation method for intake gas heat reception Qgin)
The intake gas heat receiving amount Qgin described above can be calculated by, for example, the following arithmetic expression.
Qgin = hgin ・ (Tin−Tv) ・ dtin
hgin = 0.0404 ・ (kg / Dv) ・ Revin 0.868・ (Dv / liftv) 0.275
Revin = (ρg ・ Ug ・ Dv) / μg (1)
但し、上段の式中、hginは熱伝達率であり、中段の式により求めることができる。また、Tinは吸入ガスの温度であり、Tvは吸気弁温度であり、dtinは吸気弁24の周囲を吸入ガスが流通している時間である。Tinは吸入空気温度で代用することが可能である。Tvは、現時点での吸気弁温度の推定値を用いることができる。また、dtinは、機関回転数Neに基づいて求めるものとする。
However, in the upper equation, hgin is a heat transfer coefficient and can be obtained by the intermediate equation. Further, Tin is the temperature of the intake gas, Tv is the intake valve temperature, and dtin is the time during which the intake gas is circulating around the
中段の式において、kgは吸入ガスの熱伝達率であり、Dvは吸気弁24の径である。これらは何れも既知の値である。また、liftvは吸気弁24のリフト量であり、本実施形態では、可変動弁機構26の状態より検知することができる。そして、Revinは、下段の式により定義される値である。
In the middle equation, kg is the heat transfer coefficient of the intake gas, and Dv is the diameter of the
下段の式において、ρgは吸気ポートのガス密度であり、Ugは吸気ポートのガス流量である。ρgおよびUgは、吸気ポートの温度、吸入空気量Ga、吸気管圧力PMなどに基づいて公知の手法で算出することができる。また、μgは吸入ガスの粘性係数であり、既知の値である。このため、吸入ガス受熱量Qginは、上記(1)式を用いることにより、演算により求めることが可能である。 In the lower equation, ρg is the gas density of the intake port, and Ug is the gas flow rate of the intake port. ρg and Ug can be calculated by a known method based on the temperature of the intake port, the intake air amount Ga, the intake pipe pressure PM, and the like. Further, μg is a viscosity coefficient of inhaled gas, which is a known value. Therefore, the intake gas heat receiving amount Qgin can be obtained by calculation using the above equation (1).
(吹き返し受熱量Qgbackの算出手法の例)
吹き返し受熱量Qgbackは、例えば、以下に示す演算式により算出することが可能である。
Qgback=hgback・(Tback−Tv)・dtback
hgback=1.2・(kg/liftv)・Revback0.38・(2・liftv/Dv)0.62
Revback=(ρg・Ug・liftv)/μg ・・・(2)
(Example of calculation method for blowback heat reception Qgback)
The blow back heat receiving amount Qgback can be calculated by, for example, the following arithmetic expression.
Qgback = hgback ・ (Tback−Tv) ・ dtback
hgback = 1.2 · (kg / liftv) · Revback 0.38 · (2 · liftv / Dv) 0.62
Revback = (ρg ・ Ug ・ liftv) / μg (2)
但し、上段の式中、hgbackは熱伝達率であり、中段の式により求めることができる。また、Tbackは吹き返しガスの温度であり、dtbackは吸気弁24の周囲に吹き返しが生じている時間である。Tbackは、公知の手法で検知可能な筒内ガスの温度で代用することが可能である。また、dtは、機関回転数Neに基づいて求めるものとする。
However, in the upper equation, hgback is a heat transfer coefficient and can be obtained by the intermediate equation. Tback is the temperature of the blowback gas, and dtback is the time during which blowback occurs around the
中段の式において、kgは吹き返しガスの熱伝達率であり、Dvは吸気弁24の径である。これらは何れも既知の値である。また、liftvは吸気弁24のリフト量であり、本実施形態では、可変動弁機構26の状態より検知することができる。そして、Revbackは、下段の式により定義される値である。
In the middle equation, kg is the heat transfer coefficient of the blown-back gas, and Dv is the diameter of the
下段の式において、ρgは吸気ポートのガス密度であり、Ugは吸気ポートのガス流量である。ρgおよびUgは、吸気ポートの温度、吸入空気量Ga、吸気管圧力PMなどに基づいて公知の手法で算出することができる。また、μgは吸入ガスの粘性係数であり、既知の値である。このため、吹き返し受熱量Qgbackは、上記(2)式を用いることにより、演算により求めることが可能である。 In the lower equation, ρg is the gas density of the intake port, and Ug is the gas flow rate of the intake port. ρg and Ug can be calculated by a known method based on the temperature of the intake port, the intake air amount Ga, the intake pipe pressure PM, and the like. Further, μg is a viscosity coefficient of inhaled gas, which is a known value. For this reason, the blow back heat receiving amount Qgback can be obtained by calculation using the above equation (2).
上記ステップ104において求めるべき流動ガス受熱量Qgは、上記(1)式を用いることにより算出することできる。また、上記ステップ105において求めるべき流動ガス受熱量Qg'は、上記(1)式の算出結果と上記(2)式の算出結果とを加算することにより求めることが可能である。このように、流動ガス受熱量は、吹き返しの影響を考慮しない場合(Qg)も、その影響を考慮する場合(Qg')も演算により算出することが可能である。
The flowing gas heat receiving amount Qg to be obtained in
(流動ガス受熱量Qg、Qg'の他の算出手法の例)
但し、流動ガス受熱量Qg、Qg'を求める手法は、上述したように演算式を用いる手法に限定されるものではない。つまり、吹き返しの影響を考慮しない流動ガス受熱量Qgは、機関回転数Ne、機関負荷KL、および吸気弁24の開弁タイミングVTなどをパラメータとして予めマップ化しておくことが可能である。同様に、吹き返しの影響を考慮した流動ガス受熱量Qg'についても予めマップ化しておくことが可能である。このため、それらのマップを予めECU40に記憶させたうえで、ステップ104および105では、それらのマップを参照することにより、流動ガス受熱量Qg或いはQg'を求めることとしてもよい。
(Examples of other calculation methods for fluid gas heat received Qg, Qg ')
However, the method for obtaining the flowing gas heat receiving amounts Qg and Qg ′ is not limited to the method using the arithmetic expression as described above. That is, the flowing gas heat receiving amount Qg that does not consider the influence of blowback can be mapped in advance using the engine speed Ne, the engine load KL, the valve opening timing VT of the
(接触面受熱量Qsの算出)
図3に示すルーチンでは、次に、接触面受熱量Qsが算出される(ステップ106)。接触面受熱量Qsは、例えば、以下に示す演算式により算出することが可能である。
Qs=hs・(Tvs−Tv)・dts
hs=4130・(Pm/50000)0.6 ・・・(3)
(Calculation of contact surface heat reception Qs)
In the routine shown in FIG. 3, the contact surface heat receiving amount Qs is then calculated (step 106). The contact surface heat receiving amount Qs can be calculated by, for example, an arithmetic expression shown below.
Qs = hs ・ (Tvs−Tv) ・ dts
hs = 4130 · (Pm / 50000) 0.6 (3)
但し、上段の式中、hsは熱伝達率であり、下段の式により求めることができる。Tvsは弁座の温度であり、冷却水温Twで代用することができる。また、dtsは吸気弁24が弁座に着座している時間であり、ここでは、機関回転数Neに基づいて算出することができる。そして、下段の式におけるPmは、吸気管圧力である。
However, in the upper equation, hs is a heat transfer coefficient and can be obtained by the lower equation. Tvs is the temperature of the valve seat, and can be substituted by the cooling water temperature Tw. Dts is the time during which the
接触面受熱量Qsは、上記(3)式を用いることにより、内燃機関10の状態をパラメータとして演算により求めることが可能である。このため、上記ステップ106では、接触面受熱量Qsを正確に求めることができる。
The contact surface heat receiving amount Qs can be obtained by calculation using the state of the
但し、接触面受熱量Qsを求める手法は、上述したように演算式を用いる手法に限定されるものではない。つまり、吸気弁24が弁座から受ける単位時間当たりの熱量は、弁座の温度と吸気弁温度Tvとの差ΔTに対してほぼ一義的に決まる値である。そして、吸気弁24が弁座に着座している時間は、機関回転数Neの関数である。このため、接触面受熱量Qsは、上記温度差ΔTと機関回転数Neとをパラメータとして、予めマップ化しておくことが可能である。このため、ステップ106では、そのマップに基づいて接触面受熱量Qsを求めることとしてもよい。
However, the method for obtaining the contact surface heat receiving amount Qs is not limited to the method using the arithmetic expression as described above. That is, the amount of heat per unit time that the
(燃料気化熱量Qfの算出)
図3に示すルーチンでは、次に、燃料気化熱量Qfが算出される(ステップ107)。燃料気化熱量Qfは、例えば、以下に示す演算式により算出することが可能である。
Qf=mf・{(Tv−Tf)・Cpf+Hf}・dtf ・・・(4)
(Calculation of fuel vaporization heat quantity Qf)
Next, in the routine shown in FIG. 3, the fuel vaporization heat quantity Qf is calculated (step 107). The fuel vaporization heat quantity Qf can be calculated by, for example, an arithmetic expression shown below.
Qf = mf · {(Tv−Tf) · Cpf + Hf} · dtf (4)
上記(4)式中、mfは燃料蒸発量である。燃料蒸発量mfは、吸気弁24に向かって噴射される燃料の量、吸気弁温度Tv、更には吸気管圧力Pm等に基づいて求めることができる。Tfは燃料温度であり、その値は、例えば、始動時冷却水温に対応する固定値で近似することができる。また、Cpfは燃料比熱、Hfは燃料気化潜熱である。これらは何れも既定値として扱うことができる。そして、dtfは、燃料の気化期間として考慮すべき時間であり、ここでは、機関回転数Neの関数として設定することができる。
In the above equation (4), mf is the fuel evaporation amount. The fuel evaporation amount mf can be obtained based on the amount of fuel injected toward the
燃料気化熱量Qfは、上記(4)式を用いることにより、内燃機関10の状態をパラメータとして演算により求めることが可能である。このため、上記ステップ107では、燃料気化熱量Qfを正確に求めることができる。
The fuel vaporization heat quantity Qf can be obtained by calculation using the state of the
但し、燃料気化熱量Qfを求める手法は、上述したように演算式を用いる手法に限定されるものではない。つまり、燃料気化熱量Qfは、燃料噴射量と吸気弁温度Tvとをパラメータとして、予めマップ化しておくことが可能である。このため、ステップ107では、そのマップを参照して燃料気化熱量Qfを求めることとしてもよい。
However, the method for obtaining the fuel vaporization heat quantity Qf is not limited to the method using the arithmetic expression as described above. That is, the fuel vaporization heat quantity Qf can be mapped in advance using the fuel injection quantity and the intake valve temperature Tv as parameters. Therefore, in
(燃焼ガス受熱量Qbの算出)
図3に示すルーチンでは、次に、燃焼ガス受熱量Qbが算出される(ステップ108)。燃焼ガス受熱量Qbは、例えば、以下に示す演算式により算出することが可能である。
Qb=hb・(Tc−Tv)・dtb
hb=0.013・Dc−0.2・Pc0.8・Uc0.8・Tc−0.53 ・・・(5)
(Calculation of combustion gas heat received Qb)
In the routine shown in FIG. 3, next, the combustion gas heat receiving amount Qb is calculated (step 108). The combustion gas heat receiving amount Qb can be calculated by, for example, an arithmetic expression shown below.
Qb = hb ・ (Tc−Tv) ・ dtb
hb = 0.013 · Dc −0.2 · Pc 0.8 · Uc 0.8 · Tc −0.53 (5)
但し、上段の式中、hbは熱伝達率であり、下段の式により求めることができる。Tcは筒内22のガス温度であり、例えば、内燃機関10の運転状態に基づいて、公知の手法により推定することができる。また、dtbは、燃焼ガスの温度が吸気弁24に作用する時間であり、ここでは、機関回転数Neに基づいて算出することができる。
However, in the upper equation, hb is a heat transfer coefficient and can be obtained by the lower equation. Tc is the gas temperature in the
下段の式において、Dcはシリンダ径であり、既定の値として取り扱うことができる。Pcは筒内圧力であり、例えば、筒内圧センサにより実測することができる。また、UcおよびTcは、それぞれ、筒内22のガス流速およびガス温度である。これらは、内燃機関10の運転状態に基づいて公知の手法で推定することができる。
In the lower equation, Dc is the cylinder diameter and can be treated as a predetermined value. Pc is the in-cylinder pressure, and can be measured by, for example, an in-cylinder pressure sensor. Uc and Tc are the gas flow velocity and gas temperature in the
燃焼ガス受熱量Qbは、上記(5)式を用いることにより、内燃機関10の状態をパラメータとして演算により求めることが可能である。このため、上記ステップ108では、燃焼ガス受熱量Qbを正確に求めることができる。
The combustion gas heat receiving amount Qb can be obtained by calculation using the state of the
但し、燃焼ガス受熱量Qbを求める手法は、上述したように演算式を用いる手法に限定されるものではない。つまり、燃焼ガス受熱量Qbは、機関回転数Ne、機関負荷KL、吸気弁24の開弁タイミング、更には、燃料噴射量などをパラメータとすることで、予めマップ化しておくことが可能である。このため、ステップ108では、そのマップを参照して燃焼ガス受熱量Qbを求めることとしてもよい。
However, the method for obtaining the combustion gas heat receiving amount Qb is not limited to the method using the arithmetic expression as described above. That is, the combustion gas heat receiving amount Qb can be mapped in advance by using the engine speed Ne, the engine load KL, the opening timing of the
(吸気弁温度Tvの更新)
上記の処理が終わると、次に、吸気弁温度Tvの更新処理が行われる(ステップ109)。ここでは、具体的には、先ず、今回の処理サイクルで得られた全ての受熱量に基づいて吸気弁24の総受熱量(QgまたはQg'+Qs−Qf+Qb)が算出される。次に、総受熱量を吸気弁24の比熱(既知であるものとする)で除することにより、今回の処理サイクルの間に生じた温度変化分ΔTvが算出される。最後に、現時点の吸気弁温度TvにΔTvを加えることにより、吸気弁温度Tvが最新値に更新される。
(Renewal of intake valve temperature Tv)
When the above process is completed, an update process for the intake valve temperature Tv is then performed (step 109). Specifically, first, the total heat receiving amount (Qg or Qg ′ + Qs−Qf + Qb) of the
以上説明した通り、図3に示すルーチンによれば、吸気弁温度Tvに影響を与える受熱量を、流動ガス受熱量QgまたはQg'、接触面受熱量Qs、燃料気化熱量Qf、および燃焼ガス受熱量Qbに分けて、それぞれ個別に推定することができる。特に、流動ガス受熱量QgまたはQg'については、吹き返しの影響を考慮すべき場合と考慮する必要が内場合とを更に区別して推定することができる。そして、最終的には、それらの受熱量を統合して吸気弁温度Tvを更新することができる。 As described above, according to the routine shown in FIG. 3, the amount of heat received that affects the intake valve temperature Tv includes the flow gas received amount Qg or Qg ′, the contact surface received heat amount Qs, the fuel vaporized heat amount Qf, and the combustion gas received amount. It can be divided into heat quantity Qb and estimated individually. In particular, the flowing gas heat receiving amount Qg or Qg ′ can be estimated by further distinguishing between the case where the influence of blowback should be considered and the case where it is necessary to consider it. Finally, the intake valve temperature Tv can be updated by integrating the amounts of heat received.
このような更新の手法によれば、内燃機関10において生ずる様々な現象を、きめ細かく吸気弁温度Tvに反映させることができ、その推定精度を十分に高めることができる。このため、本実施形態のシステムによれば、吸気弁温度Tvを極めて高い精度で推定することが可能である。
According to such an updating method, various phenomena occurring in the
ところで、上述した実施の形態1においては、吸気弁温度Tvを推定するにあたって、流動ガス受熱量QgまたはQg'、および燃焼ガス受熱量Qbに加えて、接触面受熱量Qsおよび燃料気化熱量Qfをも考慮することとしているが、その推定の手法はこれに限定されるものではない。すなわち、接触面受熱量Qsおよび燃料気化熱量Qfが吸気弁温度Tvに与える影響は、流動ガス受熱量QgまたはQg'や、燃焼ガス受熱量Qbによる影響に比して小さいため、吸気弁温度Tvは、接触面受熱量Qsや燃料気化熱量Qfを考慮せずに推定することとしてもよい。 By the way, in the first embodiment described above, in estimating the intake valve temperature Tv, in addition to the flowing gas heat reception amount Qg or Qg ′ and the combustion gas heat reception amount Qb, the contact surface heat reception amount Qs and the fuel vaporization heat amount Qf are calculated. However, the estimation method is not limited to this. That is, the influence of the contact surface heat reception amount Qs and the fuel vaporization heat amount Qf on the intake valve temperature Tv is smaller than the influence of the flowing gas heat reception amount Qg or Qg ′ and the combustion gas heat reception amount Qb. May be estimated without considering the contact surface heat reception amount Qs and the fuel vaporization heat amount Qf.
尚、上述した実施の形態1においては、ECU40が、ステップ108の処理を実行することにより前記第1の発明における「燃焼ガス受熱量算出手段」が、ステップ104または105の処理を実行することにより前記第1の発明における「流動ガス受熱量算出手段」が、ステップ101の処理を実行することにより前記第1の発明における「初期温度推定手段」が、上記ステップ109の処理を実行することにより前記第1の発明における「総受熱量算出手段」、「温度変化量算出手段」および「吸気弁温度推定手段」が、それぞれ実現されている。
In the first embodiment described above, the
また、上述した実施の形態1においては、ECU40が、ステップ107の処理を実行することにより前記第2の発明における「気化熱量算出手段」が実現されている。更に、ここでは、ECU40が、ステップ106の処理を実行することにより前記第3の発明における「接触面受熱量算出手段」が実現されている。
Further, in the first embodiment described above, the “vaporization heat amount calculating means” in the second aspect of the present invention is realized by the
また、上述した実施の形態1においては、ECU40が、ステップ104において吸入ガス受熱量Qginを算出することにより前記第5の発明における「吸入ガス受熱量算出手段」が、ステップ105において吹き返し受熱量Qgbackを算出することにより前記第5の発明における「吹き返し受熱量算出手段」が、ステップ104または105において、流動ガス受熱量QgまたはQg'を算出することにより前記第5の発明における「最終受熱量算出手段が、それぞれ実現されている。
In the first embodiment described above, the
また、上述した実施の形態1においては、ECU40が、流動ガス受熱量Qgを算出することにより前記第7の発明における「通常時受熱量算出手段」が、流動ガス受熱量Qg'を算出することにより前記第7の発明のける「吹き返し時受熱量算出手段」が、それぞれ実現されていると共に、ECU40が、ステップ103の処理を実行することにより前記第7の発明における「吹き返し量判断手段」が、ステップ103の判断に従ってステップ104または105の処理を実行することにより前記第7の発明における「最終受熱量設定手段」が、それぞれ実現されている。
Further, in the first embodiment described above, the
実施の形態2.
[実施の形態2の特徴]
次に、図5および図6を参照して、本発明の実施の形態2について説明する。本実施形態のシステムは、図1に示すシステムにおいて、ECU40に、後述する図6に示すルーチンを実行させることにより実現することができる。但し、本実施形態において、吸気弁24の駆動源である可変動弁機構26は、リフト量VLと作用角Vθとを、所定の規則に従って同時に変化させる機構、より具体的には、リフト量VLの増減に合わせて作用角Vθを増減させる機構であるものとする。
Embodiment 2. FIG.
[Features of Embodiment 2]
Next, a second embodiment of the present invention will be described with reference to FIG. 5 and FIG. The system of the present embodiment can be realized by causing the
図5は、吸気弁24のリフト量VLと吸気流速の関係を説明するための図である。より具体的には、図5(A)は、リフト量VLが小さい状況下で生ずる現象を説明するための図であり、一方、図5(B)は、リフト量VLが大きい状況下で生ずる現象を説明するための図である。
FIG. 5 is a diagram for explaining the relationship between the lift amount VL of the
吸気弁24のリフト量VLが小さい場合は、筒内22に流入する吸入ガスが狭い開口部分に集中する。その結果、リフト量VLが小さい場合は、リフト量VLが大きい場合に比して、吸気弁24の周囲に早い流速が生ずる。そして、吸気弁24が吸入ガスから受け取る熱量は、そのガスの流速が変わることにより変化する。このため、吸気弁24の総受熱量を精度良く算出するためには、リフト量VLが大きい状況下で生ずる通常の吸入ガス受熱量Qgin(図5(B)参照)と、リフト量VLが小さい状況下で生ずる吸入ガス受熱量QginS(図5(A)参照)とは、区別して捕らえることが適切である。
When the lift amount VL of the
また、本実施形態では、既述した通り、吸気弁24のリフト量VLと作用角Vθとが連動して変化する。その結果、リフト量VLが小さい状況下では、作用角Vθも小さなものとなる。ところで、吸気弁24が弁座から受ける受熱量、つまり、接触面受熱量Qsは、吸気弁24が弁座の着座している時間dtsの関数である。そして、その着座時間dtsは、作用角Vθに対してリニアが関係を示す。このため、吸気弁24の総受熱量を正確に検知するためには、接触面受熱量Qsについても、作用角Vθが大きい状況下で生ずる値Qsと、作用角Vθが小さい状況下で生ずる値QsSとを区別することが適切である。
In the present embodiment, as described above, the lift amount VL of the
そこで、本実施形態のシステムは、吸気弁24のリフト量VL(つまり作用角Vθ)が小さい場合と大きい場合とを区別して、それぞれの状況下で、適宜適切な手法で吸入ガス受熱量Qginおよび接触面受熱量Qsを算出することとした。以下、図6を参照して、その機能を実現するための処理内容を具体的に説明する。
Therefore, the system of the present embodiment distinguishes between the case where the lift amount VL (that is, the operating angle Vθ) of the
[実施の形態2における具体的処理]
図6は、本実施形態においてECU40が実行するルーチンのフローチャートである。図6に示すルーチンは、ステップ103および105が、ステップ110〜112に置き換えられている点を除き、図3に示すルーチンと同様である。以下、図6に示すステップのうち、図3に示すステップと同一のものについては、同一の符号を付してその説明を省略または簡略する。
[Specific Processing in Second Embodiment]
FIG. 6 is a flowchart of a routine executed by the
図6に示すルーチンでは、ステップ102において各種のパラメータが計測された後、吸気弁24のリフト量VLが判定値βより小さいか否かが判別される(ステップ110)。判定値βは、リフト量VLが通常の値とみなせる下限の値である。従って、リフト量VLが判定値βを下回っていないと判別された場合は、リフト量VLが通常値として扱えると判断できる。この場合は、以後、実施の形態1の場合と同様に、ステップ104〜109の処理が順次実行される。
In the routine shown in FIG. 6, after various parameters are measured in
一方、上記ステップ110において、リフト量VLが判定値βを下回っていると判別された場合は、リフト量VLが、通常値として扱えない程度に小さな値であると判断できる。この場合は、リフト量VLが小さいことを前提とした手法で流動ガス受熱量Qg''が算出され(ステップ111)、次いで、作用角Vθが小さいことを前提とした手法で接触面受熱量Qs'が算出される(ステップ112)。その後、実施の形態1の場合と同様に、ステップ107〜109の処理が実行される。
On the other hand, if it is determined in
図6に示すルーチンによれば、リフト量VLが通常値と見なせる場合(判定値βを下回っていない場合)は、ステップ104において、上記(1)式に従って算出された吸入ガス受熱量Qginが流動ガス受熱量Qgとされる。また、この場合は、ステップ106において、上記(3)式に従って接触面受熱量Qsが算出される。
According to the routine shown in FIG. 6, when the lift amount VL can be regarded as a normal value (when the lift amount VL is not less than the determination value β), the intake gas heat reception amount Qgin calculated according to the above equation (1) flows in
上記(1)式は、リフト量VLが通常値と見なせる場合に、各種のパラメータと吸入ガス受熱量Qginとの間に成立する関係を精度良く表すものである。同様に、上記(3)式は、作用角Vθが通常の値である場合に各種パラメータと接触面受熱量Qsとの間に成立する関係を精度良く表すものである。このため、通常値と見なせるリフト量VLが生じている状況下では、それらの演算式を用いることで、現実に即した流動ガス受熱量Qgおよび接触面受熱量Qsを算出することができる。 The above equation (1) accurately represents the relationship established between various parameters and the intake gas heat reception amount Qgin when the lift amount VL can be regarded as a normal value. Similarly, the above equation (3) accurately represents the relationship established between the various parameters and the contact surface heat receiving amount Qs when the operating angle Vθ is a normal value. For this reason, under conditions where a lift amount VL that can be regarded as a normal value is generated, the flowing gas heat receiving amount Qg and the contact surface heat receiving amount Qs can be calculated by using these arithmetic expressions.
上記(1)式には、吸気弁24のリフト量VL(liftv)がパラメータの一つとして含まれている。このため、通常値と見なせる範囲内でリフト量VLが変動する限りは、(1)式により、精度良く吸入ガス受熱量Qgin(つまり、ここでは流動ガス受熱量Qg)を算出することができる。ところが、リフト量VLが十分に小さい領域では、(1)式により算出される吸入ガス受熱量Qginと現実の吸入ガス受熱量Qginとの間に無視できない乖離が生ずることがある。
The above equation (1) includes the lift amount VL (liftv) of the
ECU40は、リフト量VLが十分に小さい領域で、現実の値に即した吸入ガス受熱量Qginを算出し得る演算式(例えば、(1)式の係数を変えたもの)を、(1)式と共に記憶している。ステップ111では、その演算式に従って算出された流入ガス受熱量Qginが流動ガス受熱量Qg''とされる。このため、ステップ111の処理によれば、VL<βが成立する状況下で、現実の値に即した流動ガス受熱量Qg''を算出することができる。
The
上記(3)式には、吸気弁24の着座時間dtsがパラメータとして含まれている。ECU40は、ステップ106において、作用角Vθと機関回転数Neとに基づいて着座時間dtsを算出し、そのdtsを(3)式に代入する。このため、通常値と見なせる範囲内でリフト量VL(作用角Vθ)が変動する限りは、ステップ106の処理により精度良く接触面受熱量Qsを算出することができる。しかしながら、接触面受熱量Qsについても、リフト量VLが十分に小さい領域では、つまり、作用角Vθが十分に小さい領域では、(3)式による算出値が現実の値から大きく乖離することがある。
The above equation (3) includes the seating time dts of the
ECU40は、リフト量VLが十分に小さい領域で、現実の値に即した接触面受熱量Qsを算出し得る演算式(例えば、(3)式の係数を変えたもの)を、(3)式と共に記憶している。ステップ112では、その演算式に従って接触面受熱量Qsが算出される。このため、ステップ112の処理によれば、VL<βが成立する状況下で、現実の値に即した接触面受熱量Qs'を精度良く算出することができる。
The
以上説明した通り、図6に示すルーチンによれば、リフト量VLが通常値と見なせる場合と、リフト量VLが通常値に達しない場合とで、演算式を切り換えて用いることにより、何れの場合にも、流動ガス受熱量QgまたはQg''および接触面受熱量QsまたはQs'を精度良く算出することができる。このため、本実施形態のシステムによれば、リフト量VLの大小によらず、常に正確に吸気弁温度Tvを推定することができる。 As described above, according to the routine shown in FIG. 6, the calculation formula is switched between the case where the lift amount VL can be regarded as a normal value and the case where the lift amount VL does not reach the normal value. In addition, the flowing gas heat receiving amount Qg or Qg ″ and the contact surface heat receiving amount Qs or Qs ′ can be accurately calculated. Therefore, according to the system of the present embodiment, the intake valve temperature Tv can always be accurately estimated regardless of the lift amount VL.
ところで、上述した実施の形態2においては、流動ガス受熱量QgまたはQg''および接触面受熱量QsまたはQs'を、演算により算出することとしているが、それらは、マップを参照して算出することとしてもよい。すなわち、リフト量VLが大きい場合に適用すべきマップと、リフト量VLが小さい場合に適用すべきマップとを予め準備しておき、VL<βの成否に応じて参照するマップを切り換えて、流動ガス受熱量QgまたはQg''、並びに接触面受熱量QsまたはQs'を算出することとしてもよい。 In the second embodiment described above, the flowing gas heat receiving amount Qg or Qg ″ and the contact surface heat receiving amount Qs or Qs ′ are calculated by calculation. They are calculated with reference to a map. It is good as well. In other words, a map to be applied when the lift amount VL is large and a map to be applied when the lift amount VL is small are prepared in advance, and the map to be referred to is switched according to the success or failure of VL <β. The gas heat receiving amount Qg or Qg ″ and the contact surface heat receiving amount Qs or Qs ′ may be calculated.
また、上述した実施の形態2においては、(1)式および(3)式が、十分にリフト量VLの小さい領域では、現実の状況に合致しないことを前提としているが、本発明はこのような前提に捕らわれるものではない。すなわち、(1)式および(3)式は、リフト量VLが十分に小さい領域でも精度良く流動ガス受熱量Qgや接触面受熱量Qsを算出し得るものであってもよい。この場合、ステップ104において(1)式に現実のliftvを代入することにより常に正確な流動ガス受熱量Qgを得ることができる。また、ステップ106において(3)式に作用角Vθに対応する着座時間dtsを代入することにより常に正確な接触面受熱量Qsを得ることができる。従って、この場合は、図6に示すルーチンからステップ110〜112を削除することができる。
Further, in the above-described second embodiment, it is assumed that Equations (1) and (3) do not match the actual situation in a region where the lift amount VL is sufficiently small. We are not caught by any premise. That is, the equations (1) and (3) may be capable of accurately calculating the flowing gas heat receiving amount Qg and the contact surface heat receiving amount Qs even in a region where the lift amount VL is sufficiently small. In this case, by substituting the actual liftv into equation (1) in
また、上述した実施の形態2においては、吸気弁24のリフト量VLと作用角Vθが連動することを前提としているが、本発明はこれに限定されるものではなく、可変動弁機構26は、吸気弁24のリフト量VLと作用角Vθを、別個独立に変化させ得るものであってもよい。そして、この場合は、リフト量VLの大小判断とは別に、作用角Vθの大小判断を行うことで、接触面受熱量Qsをステップ106で算出するか、或いはステップ112で算出するかを決定すればよい。
Further, in the second embodiment described above, it is assumed that the lift amount VL of the
尚、上述した実施の形態2においては、ECU40が、ステップ106および112において、作用角Vθに基づいて着座時間dtsを算出し、そのdtsを基礎として接触面受熱量QsまたはQs'を算出することにより、前記第4の発明における「接触面受熱量算出手段」が実現されている。
In the second embodiment described above, the
また、上述した実施の形態2においては、ECU40が、ステップ104および111において、吸気弁24のリフト量liftvを基礎として流動ガス受熱量QgまたはQg''を算出することにより、前記第9の発明における「流動ガス受熱量算出手段」が実現されている。
In the second embodiment described above, the
実施の形態3.
[実施の形態3の特徴]
次に、図7を参照して、本発明の実施の形態3について説明する。本実施形態のシステムは、図1に示すシステムにおいて、ECU40に、図7に示すルーチンを実行させることにより実現することができる。但し、本実施形態において、吸気弁24の駆動源である可変動弁機構26は、実施の形態2の場合と同様に、リフト量VLと作用角Vθを連動して変化させる機構であるものとする。
Embodiment 3 FIG.
[Features of Embodiment 3]
Next, a third embodiment of the present invention will be described with reference to FIG. The system of the present embodiment can be realized by causing the
上述した実施の形態2のシステムは、吸入ガスの流速がリフト量VLに応じて変化することを考慮して、VLの大小に応じて流動ガス受熱量の算出手法を切り換えることとしている。ところで、流動ガス受熱量は、実施の形態1において説明したように、吹き返しの有無に応じて大きく変化する物理量である。従って、吸気弁温度Tvを高い精度で推定するためには、流動ガス受熱量を算出するにあたって、リフト量VLの影響と共に、吹き返しの影響をも考慮することが適切である。 In the system of the second embodiment described above, the flow gas heat receiving amount calculation method is switched according to the magnitude of VL in consideration of the fact that the flow velocity of the intake gas changes according to the lift amount VL. By the way, the flowing gas heat receiving amount is a physical quantity that varies greatly depending on the presence or absence of blow-back as described in the first embodiment. Therefore, in order to estimate the intake valve temperature Tv with high accuracy, it is appropriate to consider the effect of blowback as well as the effect of the lift amount VL when calculating the flowing gas heat receiving amount.
内燃機関10において、筒内22から吸気ポートに向かう吹き返しは、吸気ポートと筒内の圧力差が大きいほど、つまり、吸気ポートの圧力が低いほど生じ易い。また、その吹き返しは、吸気ポートと筒内22とをつなぐ開口面積が大きいほど生じ易い。吸気弁24が大きくリフトする状況下では、吸気ポート内の空気が筒内22に多量に吸入されるため、吸気ポートの内圧が負圧化され易い。また、この場合は、筒内22と吸気ポートとを連通する開口部の面積も大きくなる。
In the
このため、筒内22から吸気ポートへ向かう吹き返しは、吸気弁24のリフト量VLが大きくなるに従って生じ易くなる。換言すると、吸気弁24のリフト量VLが十分に小さい領域は、実質的には吹き返しが生じない領域として捕らえることができる。そこで、本実施形態のシステムは、吸気弁24のリフト量VLが十分に小さい領域では、吹き返しの影響を考慮することなく、吸入ガス受熱量Qginをそのまま流動ガス受熱量とし、リフト量VLが大きい領域でのみ、吹き返しの影響を考慮して流動ガス受熱量を算出することとした。
For this reason, the blowback from the
[実施の形態3における具体的処理]
図7は、上記の機能を実現するために本実施形態においてECU40が実行するルーチンのフローチャートである。図7に示すルーチンは、ステップ110〜112の処理が追加されている点を除き、図3に示すルーチンと同様である。また、このルーチンは、ステップ110に続くステップが、ステップ104からステップ103〜105に変更されている点を除き、図6に示すルーチンと同様である。
[Specific Processing in Embodiment 3]
FIG. 7 is a flowchart of a routine executed by the
図7に示すルーチンによれば、ステップ102において各種のパラメータが計測された後、ステップ110において、吸気弁24のリフト量VLが判定値βより小さいか否かが判別される。その結果、VL<βが成立すると判別された場合、つまり、リフト量VLが通常値に満たないと判別された場合は、実施の形態2の場合と同様に、ステップ111において吸気ガス受熱量Qg''が算出され、次いで、ステップ112において接触面受熱量Qs'が算出される。
According to the routine shown in FIG. 7, after various parameters are measured in
ステップ111の処理によれば、リフト量VLが小さいことを前提として設定した演算式(例えば(1)式と係数を変えた式)を用いて吸入ガス受熱量Qginが算出される。そして、その算出値Qginがそのまま流動ガス受熱量Qg''とされる。つまり、ここでは、吹き返しの影響を考慮することなく、リフト量VLの小さい状態で生ずる吸入ガスに起因する受熱量を、流動ガス受熱量Qg''として算出することができる。
According to the processing of
図7に示すルーチンによれば、ステップ110においてVL<βの不成立が判別されると、つまり、吸気弁VLのリフト量VLが通常値に達していると判別されると、次に、ステップ103の処理により、判定値αを超える吹き返しの発生が予想されるか否かが判別される。その結果、吹き返し量>αが成立しないと判別された場合は、吹き返しの影響を考慮する必要がないと判断され、ステップ104の処理により吸気ガス受熱量Qgが算出される。一方、吹き返し量>αが成立すると判別された場合は、吹き返しの影響を考慮する必要があると判断され、ステップ105の処理により吸気ガス受熱量Qg'が算出される。
According to the routine shown in FIG. 7, if it is determined in
ステップ104の処理によれば、上記(1)式に従って算出される吸入ガス受熱量Qginがそのまま流動ガス受熱量Qgとされる。また、ステップ105の処理によれば、上記(1)式に従って算出される吸入ガス受熱量Qginと上記(2)式により算出される吹き返し受熱量Qgbackの和が流動ガス受熱量Qg'とされる。これらの処理によれば、通常値と見なせるリフト量VLが生じている状況下で、現実の吹き返し発生状況に応じて、流動ガス受熱量QgまたはQg'を適正に算出することができる。
According to the processing of
以上説明した通り、図7に示すルーチンによれば、吸気弁24のリフト量VLの大小、および吹き返し量の大小の双方を考慮したうえで、それぞれ適切な手法により流動ガス受熱量Qg、Qg'またはQg''を算出することができる。このため、本実施形態のシステムによれば、実施の形態1または2の場合に比して、吸気弁温度Tvの推定精度を更に高めることができる。
As described above, according to the routine shown in FIG. 7, the flow gas heat receiving amounts Qg and Qg ′ are respectively determined by appropriate methods in consideration of both the lift amount VL of the
尚、上述した実施の形態3においては、ECU40が、図7に示すステップ110の処理を実行することにより前記第6または第8の発明における「リフト量判別手段」が、図7に示すステップ104,105および111の処理を実行することにより前記第6の発明における「最終受熱量算出手段」が、図7に示すステップ111の処理を実行することにより前記第8の発明における「最終受熱量設定手段」が、それぞれ実現されている。
In the above-described third embodiment, the
実施の形態4.
[実施の形態4の特徴]
次に、図8を参照して、本発明の実施の形態4について説明する。本実施形態のシステムは、図1に示すシステムにおいて、ECU40に、図8に示すルーチンを実行させることにより実現することができる。
Embodiment 4 FIG.
[Features of Embodiment 4]
Next, a fourth embodiment of the present invention will be described with reference to FIG. The system of the present embodiment can be realized by causing the
内燃機関10においては、高回転領域でアクセルペダルが開放された場合などに燃料カットの処理が行われることがある。上述した実施の形態1乃至3においては、筒内22で混合気の燃焼が生ずることを前提として、上記(5)式に従って燃料ガス受熱量Qbを算出することとしている。
In the
しかしながら、燃料カットの実行中は、吸気通路12から排気通路14に空気が吹き抜けるだけで、筒内22で混合気の燃焼は生じない。上記(5)式は、筒内22で燃焼が生ずることを前提として設定された演算式であるから、燃料カット中は、(5)式による演算値と、筒内ガスと吸気弁24との間で現実に授受される熱量との間に乖離が生ずることがある。そこで、本実施形態のシステムでは、燃料が噴射されている場合と、燃料カットの実行中とを区別して、それぞれ異なる手法で燃焼ガス受熱量Qbを算出することとした。
However, during the fuel cut, only air blows from the
[実施の形態4における具体的処理]
図8は、上記の機能を実現するために本実施形態においてECU40が実行するルーチンのフローチャートである。図8に示すルーチンは、ステップ107に続くステップが、ステップ108からステップ113,108および114に変更されている点を除き、図3に示すルーチンと同様である。
[Specific Processing in Embodiment 4]
FIG. 8 is a flowchart of a routine executed by the
すなわち、図8に示すルーチンにおいては、ステップ107の処理が終わると、次に、燃料カット(F/C)が実行中であるか否かが判別される(ステップ113)。その結果、燃料カットが実行されていないと判別された場合は、実施の形態1の場合と同様に、ステップ108において燃焼ガス受熱量Qbが算出される。つまり、ここでは、上記(5)式に従って燃焼ガス受熱量Qbが算出される。
That is, in the routine shown in FIG. 8, when the processing of
上記(5)式は、筒内22で燃焼が生ずることを前提として設定された演算式である。図8に示すルーチンによれば、ステップ107は、常に筒内22で燃焼が生ずる状況下でのみ実行される。このため、上記ステップ107の処理によれば、燃料カットの非実行中において、燃焼ガス受熱量Qbを精度良く算出することができる。
The above equation (5) is an arithmetic equation set on the assumption that combustion occurs in the
図8に示すルーチン中、上記ステップ113において燃料カットが実行中であると判別された場合は、次に、筒内22を空気が吹き抜けることを前提とした手法で燃焼ガス受熱量Qb'が算出される(ステップ114)。つまり、ここでは、燃料カットの実行中に、筒内ガスと吸気弁22との間で授受される熱量を精度良く算出し得る演算式に従って、燃焼ガス受熱量Qb'が算出される。
In the routine shown in FIG. 8, if it is determined in
上記ステップ114の処理によれば、燃料カットの実行中に、筒内ガスと吸気弁24との間で現実に授受される熱量に即した値を、燃焼ガス受熱量Qb'として算出することができる。このため、図8に示すルーチンによれば、燃料カットの実行状況に影響されることなく、常に燃焼ガス受熱量QbまたはQb'を精度良く算出することができる。その結果、本実施形態のシステムによれば、実施の形態1乃至3の場合に比して、吸気弁温度Tvの推定精度を更に高めることができる。
According to the process of
ところで、上述した実施の形態4においては、燃料カット中の燃焼ガス受熱量Qb'を算出するための演算式を予め求めておき、ステップ114では、その演算式に従って燃焼ガス受熱量Qb'を算出することとしているが、本発明はこれに限定されるものではない。すなわち、燃料カット中は、演算を行うことなく、燃焼ガス受熱量Qb'をゼロ或いは負の固定値などに設定することとしてもよい。
By the way, in Embodiment 4 described above, an arithmetic expression for calculating the combustion gas heat reception amount Qb ′ during fuel cut is obtained in advance, and in
また、上述した実施の形態4においては、燃料カット中もステップ107の処理により燃料気化熱量Qfを算出することとしているが、本発明はこれに限定されるものではない。すなわち、ステップ107の処理によれば、上記(4)式により燃料気化熱量Qfが算出される。燃料カットの実行中にmfをゼロとすれば、(4)式によっても燃料カット中の燃料気化熱量Qfを適正に算出することができる。しかしながら、このような演算を行うまでもなく、燃料カットの実行中は、燃料気化熱量Qfをゼロとすることとしてもよい。
In the above-described fourth embodiment, the fuel vaporization heat quantity Qf is calculated by the process of
また、上述した実施の形態4においては、燃料カットが実行中であるか否かを区別せずに流動ガス受熱量Qg'を算出することとしているが(ステップ105参照)、流動ガス受熱量Qg'の演算手法は、燃料カットが実行されているか否かに応じて切り換えることとしてもよい。すなわち、実施の形態4において実行されるステップ105では、吹き返しの影響を考慮した流動ガス受熱量Qg'が算出される。
In the fourth embodiment described above, the flowing gas heat receiving amount Qg ′ is calculated without distinguishing whether or not the fuel cut is being executed (see step 105), but the flowing gas heat receiving amount Qg is calculated. The calculation method of 'may be switched according to whether or not a fuel cut is being performed. That is, in
ここで、流動ガス受熱量Qg'の基礎とされる吹き返し受熱量Qgbackは、上記(2)式により算出される。そして、その(2)式は、筒内22で混合気が燃焼することを前提として設定された演算式である。このため、筒内22で燃焼が生じない燃料カット中においては、(2)式による演算値が、必ずしも精度良く現実の吹き返し受熱量Qgbackの合致しない。
Here, the blow back heat receiving amount Qgback which is the basis of the flowing gas heat receiving amount Qg ′ is calculated by the above equation (2). The equation (2) is an arithmetic expression set on the assumption that the air-fuel mixture burns in the
そこで、筒内22に空気のみが吸入される状況下で、現実に即した吹き返し受熱量Qgbackを算出し得る演算式を予め設定しておき、燃料カットの実行中は、その演算式を用いて流動ガス受熱量Qg'を算出することとしてもよい。このような算出手法を用いることとすれば、実施の形態4の場合に比して、吸気弁温度Tvの推定精度を更に高めることが可能である。
Therefore, in a situation where only air is sucked into the
尚、上述した実施の形態4においては、ECU40が、ステップ113の処理を実行することにより前記第10の発明における「燃料カット検知手段」が、ステップ114の処理を実行することにより前記第10の発明における「燃焼ガス受熱量算出手段」が、それぞれ実現されている。
In the fourth embodiment described above, the
実施の形態5.
[実施の形態5の特徴]
次に、図9を参照して、本発明の実施の形態5について説明する。本実施形態のシステムは、図1に示すシステムにおいて、ECU40に、図9に示すルーチンを実行させることにより実現することができる。また、本実施形態において、内燃機関10は、特定の気筒を停止状態に維持する気筒停止運転を実現し得るものとする。
Embodiment 5 FIG.
[Features of Embodiment 5]
Next, a fifth embodiment of the present invention will be described with reference to FIG. The system of the present embodiment can be realized by causing the
気筒停止運転の実行中は、停止気筒として選択された気筒の吸気弁24および排気弁28が閉弁状態に維持されると共に、その気筒に対する燃料の噴射が停止される。このため、停止気筒においては、吸気弁温度Tvを推定するにあたって、吸気弁24が開弁しないこと、筒内22で燃焼が生じないこと、および吸気弁24が常時弁座から熱を受け続けることなどを前提とする必要がある。
During execution of the cylinder stop operation, the
上述した実施の形態1において、流動ガス受熱量QgまたはQg'の算出手法は、吸気弁24の周囲を吸入ガスや吹き返しガスが流通することを前提として設定されている。このため、その手法によっては、停止気筒における流動ガス受熱量Qg'''を精度良く算出することはできない。
In the first embodiment described above, the calculation method of the flowing gas heat receiving amount Qg or Qg ′ is set on the assumption that the suction gas or the blowback gas flows around the
また、上述した実施の形態1において、接触面受熱量Qsの算出手法は、吸気弁24が断続的に弁座に着座することを前提として設定されている。このため、その手法による算出値と、停止気筒における接触面受熱量Qs’の現実値との間には、ある程度の乖離が生ずることがある。
In the first embodiment described above, the calculation method of the contact surface heat receiving amount Qs is set on the assumption that the
更に、上述した実施の形態1で用いられる手法によっては、燃料カット中の燃焼ガス受熱量Qb'が精度良く算出できないのと同じ理由(実施の形態4参照)で、停止気筒における燃焼ガス受熱量Qb''を精度良く算出することはできない。そこで、本実施形態のシステムは、運転中の気筒と停止中の気筒とを区別し、停止気筒においては、吸気弁24の停止等を前提とした特殊な手法で流動ガス受熱量Qg'''等を算出することとした。
Further, depending on the method used in the first embodiment described above, the combustion gas heat reception amount in the stopped cylinder is the same reason that the combustion gas heat reception amount Qb ′ during fuel cut cannot be accurately calculated (see the fourth embodiment). Qb '' cannot be calculated accurately. Therefore, the system of the present embodiment distinguishes between the operating cylinder and the stopped cylinder, and in the stopped cylinder, the flow gas heat receiving amount Qg ′ ″ is obtained by a special method on the premise that the
[実施の形態5における具体的処理]
図9は、上記の機能を実現するために本実施形態において実行されるルーチンのフローチャートである。図9に示すルーチン中、ステップ101〜102、ステップ104〜109は、それぞれ図3中に共通する符号を付して示したステップと同一である。これらについては、説明の重複を避けるため、その詳細な説明を省略し、ここでは、主として図9に示すルーチンに特有のステップにつき説明を行う。尚、図9に示すルーチンは、内燃機関10が備える複数の気筒のそれぞれにつき実行されるものとする。
[Specific Processing in Embodiment 5]
FIG. 9 is a flowchart of a routine executed in the present embodiment in order to realize the above function. In the routine shown in FIG. 9,
図9に示すルーチンによれば、ステップ102の処理が終了した後、当該気筒において、吸気弁24のリフト量VLがゼロとされているか、つまり、当該気筒が停止気筒であるかが判別される(ステップ122)。その結果、VL=0が成立しないと判別された場合は、以後、実施の形態1の場合と同様に、ステップ104およびステップ106〜109の処理が順次実行される。
According to the routine shown in FIG. 9, after the process of
一方、当該気筒についてVL=0が成立すると判別された場合は、吸気弁24が閉弁状態に維持されることを前提として、流動ガス受熱量Qg'''が算出される(ステップ123)。本実施形態において、ECU40は、上記の前提の下で現実に即した流動ガス受熱量Qg'''を算出し得る演算式を記憶している(例えば、(1)式と係数が異なる式)。ここでは、その演算式に従って流動ガス受熱量Qg'''が算出される。
On the other hand, when it is determined that VL = 0 is established for the cylinder, the flowing gas heat receiving amount Qg ′ ″ is calculated on the assumption that the
図9に示すルーチンでは、次に、吸気弁24が常時弁座に着座していることを前提として、接触面受熱量Qs'が算出される(ステップ124)。本実施形態において、ECU40は、上記の前提の下で現実に即した接触面受熱量Qs'を算出し得る演算式を記憶している(例えば、(3)式と係数が異なる式)。ここでは、その演算式に従って接触面受熱量Qs'が算出される。
In the routine shown in FIG. 9, the contact surface heat receiving amount Qs ′ is then calculated on the assumption that the
ECU40は、次に、筒内22で燃焼が起こらないことを前提として燃焼ガス受熱量Qb''を算出する(ステップ125)。ECU40は、上記の前提の下で現実に即した燃焼ガス受熱量Qb''を算出し得る演算式を記憶している(例えば、(5)式と係数が異なる式)。ここでは、その演算式に従って燃焼ガス受熱量Qb''が算出される。
Next, the
以上説明した通り、図9に示すルーチンによれば、当該気筒が運転中であるか停止中であるかを区別して、それぞれの場合に、適宜適当な手法で流動ガス受熱量、接触面受熱量、および燃焼ガス受熱量を算出することができる。このため、本実施形態のシステムによれば、内燃機関10において気筒停止運転が実行されている場合においても、全ての気筒において、吸気弁温度Tvを精度良く推定することが可能である。
As described above, according to the routine shown in FIG. 9, it is distinguished whether the cylinder is operating or stopped, and in each case, the flowing gas heat receiving amount and the contact surface heat receiving amount are appropriately determined by appropriate methods. , And the amount of heat received from the combustion gas can be calculated. Therefore, according to the system of the present embodiment, it is possible to accurately estimate the intake valve temperature Tv in all the cylinders even when the cylinder stop operation is being performed in the
ところで、上述した実施の形態5においては、停止気筒の流動ガス受熱量Qg'''、接触面受熱量Qs'、および燃焼ガス受熱量Qb''を、それぞれ演算式を用いて算出することとしているが、それらを設定する手法はこれに限定されるものではない。すなわち、停止気筒においては、流動ガス受熱量Qg'''、接触面受熱量Qs'、および燃焼ガス受熱量Qb''を、それぞれ予め設定しておいた固定値に設定することとしてもよい。 By the way, in the fifth embodiment described above, the flow gas heat reception amount Qg ′ ″, the contact surface heat reception amount Qs ′, and the combustion gas heat reception amount Qb ″ of the stopped cylinder are calculated using respective arithmetic expressions. However, the method of setting them is not limited to this. That is, in the stopped cylinder, the flowing gas heat reception amount Qg ′ ″, the contact surface heat reception amount Qs ′, and the combustion gas heat reception amount Qb ″ may be set to preset fixed values, respectively.
実施の形態6.
[実施の形態6の特徴]
次に、図10を参照して、本発明の実施の形態6について説明する。本実施形態のシステムは、図1に示すシステムにおいて、ECU40に、図10に示すルーチンを実行させることにより実現することができる。
Embodiment 6 FIG.
[Features of Embodiment 6]
Next, a sixth embodiment of the present invention will be described with reference to FIG. The system of the present embodiment can be realized by causing the
本実施形態のシステムは、ハイブリッド車両やエコラン車両と組み合わせて用いる場合に特に有効なシステムである。すなわち、ハイブリッド車両やエコラン車両においては、車両システムの作動中に内燃機関10に対して頻繁に停止および始動が要求される。このため、このような車両においては、吸気弁温度Tvの上昇と下降が頻繁に繰り返される。このような状況下では、吸気弁24の総受熱量に基づいて精度良くその温度Tvを推定し続けることが困難である。そこで、本実施形態のシステムは、内燃機関10の停止が認められた後、十分な時間が経過した場合には、その時点で、吸気弁温度Tvが冷却水温度Twと等しくなったものと見なして、推定誤差のリセットを図ることとした。
The system of this embodiment is a particularly effective system when used in combination with a hybrid vehicle or an eco-run vehicle. That is, in the hybrid vehicle and the eco-run vehicle, the
[実施の形態6における具体的処理]
図10は、上記の機能を実現するために本実施形態においてECU40が実行するルーチンのフローチャートである。図10に示すルーチンは、ステップ109の後にステップ120および122が追加されている点を除き、図3に示すルーチンと同様である。以下、主として図10に特有のステップにつき、説明を行う。
[Specific Processing in Embodiment 6]
FIG. 10 is a flowchart of a routine executed by the
すなわち、図10に示すルーチンによれば、ステップ109において吸気弁温度Tvが更新された後、内燃機関10の停止時間F/Ctimeが更新される(ステップ120)。停止時間F/Ctimeは、内燃機関10の停止中にインクリメントされる時間であり、内燃機関10の運転中はゼロにリセットされる。
That is, according to the routine shown in FIG. 10, after the intake valve temperature Tv is updated in
次に、内燃機関10の停止時間F/Ctimeが判定値t0を超えているか否かが判別される(ステップ121)。判定値t0は、内燃機関10が停止した後、吸気弁温度Tvが冷却水温Twに収束するのに要する時間である。従って、F/Ctime>0が成立しないと判別された場合は、吸気弁温度Tvと冷却水温Twとは等しく無いと判断できる。この場合は、以後、演算によるTvの推定を繰り返すべく、ステップ102以降の処理が再び実行される。
Next, it is determined whether or not the stop time F / Ctime of the
一方、上記ステップ121において、F/Ctime>t0の成立が認められた場合は、内燃機関10が長期に渡って停止した結果、吸気弁温度Tvが冷却水温Twに収束したと判断できる。この場合、ECU40は、吸気弁温度Tvに重畳している誤差をリセットするべく、ステップ101の処理を実行して、現在の吸気弁温度Tvを現在の冷却水温Twとする。
On the other hand, if the establishment of F / Ctime> t0 is recognized in
以上の処理によれば、ハイブリッド車両やエコラン車両において、内燃機関10が長期に渡って停止状態とされる毎に、吸気弁温度Tvの誤差をリセットすることができる。また、内燃機関10の停止後、さほど時間が経過していない間は、演算によるTvの更新を続けることにより、その推定を持続しておくことができる。このため、本実施形態のシステムによれば、内燃機関10の始動と停止が繰り返されるような状況下で、常に高い精度で吸気弁温度Tvの推定を継続することができる。
According to the above process, every time the
尚、上述した実施の形態6においては、ECU40が、ステップ101の処理を実行することにより前記第11の発明における「冷却水温検出手段」が、ステップ121の処理を実行することにより前記第11の発明における「吸気弁温度リセット手段」が、それぞれ実現されている。
In the sixth embodiment described above, the
10 内燃機関
12 吸気通路
14 排気通路
24 吸気弁
26,30 可変動弁機構
28 排気弁
40 ECU(Electronic Control Unit)
DESCRIPTION OF
Claims (11)
前記吸気弁が、その周囲を流れる流動ガスから受ける流動ガス受熱量を算出する流動ガス受熱量算出手段と、
前記燃焼ガス受熱量および前記流動ガス受熱量に基づいて、前記吸気弁が受ける総受熱量を算出する総受熱量算出手段と、
前記総受熱量に基づいて前記吸気弁の温度変化量を算出する温度変化量算出手段と、
前記吸気弁の初期温度を推定する初期温度推定手段と、
前記初期温度と、前記温度変化量とに基づいて、前記吸気弁の温度を推定する吸気弁温度推定手段と、
を備えることを特徴とする内燃機関の吸気弁温度推定装置。 A combustion gas heat receiving amount calculating means for calculating the amount of combustion gas received by the intake valve of the internal combustion engine from the combustion gas in the cylinder;
A flowing gas heat receiving amount calculating means for calculating a flowing gas heat receiving amount received from the flowing gas flowing around the intake valve;
A total heat receiving amount calculating means for calculating a total heat receiving amount received by the intake valve based on the combustion gas heat receiving amount and the flowing gas heat receiving amount;
A temperature change amount calculating means for calculating a temperature change amount of the intake valve based on the total heat receiving amount;
An initial temperature estimating means for estimating an initial temperature of the intake valve;
Intake valve temperature estimating means for estimating the temperature of the intake valve based on the initial temperature and the amount of temperature change;
An intake valve temperature estimation device for an internal combustion engine, comprising:
前記総受熱量算出手段は、前記燃焼ガス受熱量および前記流動ガス受熱量に基づいて算出した受熱量から前記気化熱量を減じた値を前記総受熱量とすることを特徴とする請求項1記載の内燃機関の吸気弁温度推定装置。 When the fuel adhering to the intake valve is vaporized, it comprises vaporization heat amount calculating means for calculating the amount of vaporization carried away from the intake valve,
2. The total heat receiving amount calculating means, wherein the total heat receiving amount is a value obtained by subtracting the heat of vaporization from a heat receiving amount calculated based on the combustion gas heat receiving amount and the flowing gas heat receiving amount. Intake valve temperature estimation device for internal combustion engine.
前記総受熱量算出手段は、前記燃焼ガス受熱量および前記流動ガス受熱量に基づいて算出した受熱量に前記接触面受熱量を加えた値を前記総受熱量とすることを特徴とする請求項1または2記載の内燃機関の吸気弁温度推定装置。 The intake valve includes a contact surface heat receiving amount calculation means for calculating a contact surface heat receiving amount received by transmission from the valve seat,
The total heat receiving amount calculation means uses the value obtained by adding the contact surface heat receiving amount to the heat receiving amount calculated based on the combustion gas heat receiving amount and the flowing gas heat receiving amount as the total heat receiving amount. 3. An intake valve temperature estimation device for an internal combustion engine according to 1 or 2.
前記接触面受熱量算出手段は、前記作用角を基礎として前記接触面受熱量を算出することを特徴とする請求項3記載の内燃機関の吸気弁温度推定装置。 A variable valve mechanism that makes the working angle of the intake valve variable,
The intake valve temperature estimation device for an internal combustion engine according to claim 3, wherein the contact surface heat receiving amount calculation means calculates the contact surface heat receiving amount based on the operating angle.
吸気ポートから筒内へ向かって流れる吸入ガスに起因して生ずる吸入ガス受熱量を算出する吸入ガス受熱量算出手段と、
筒内から吸気ポートに逆流する吹き返しガスに起因して生ずる吹き返し受熱量を算出する吹き返し受熱量算出手段と、
前記吸入ガス受熱量および前記吹き返し受熱量に基づいて前記流動ガス受熱量を算出する最終受熱量算出手段と、
を含むことを特徴とする請求項1乃至4の何れか1項記載の内燃機関の吸気弁温度推定装置。 The flowing gas heat receiving amount calculating means includes:
Intake gas heat receiving amount calculating means for calculating an intake gas heat receiving amount generated due to the intake gas flowing from the intake port into the cylinder;
Blow-back heat reception amount calculation means for calculating a blow-back heat reception amount generated due to the blow-back gas flowing backward from the cylinder to the intake port;
A final heat receiving amount calculating means for calculating the flowing gas heat receiving amount based on the intake gas heat receiving amount and the blow back heat receiving amount;
The intake valve temperature estimation device for an internal combustion engine according to any one of claims 1 to 4, characterized by comprising:
前記リフト量が判定値を下回っているか否かを判別するリフト量判別手段とを備え、
前記最終受熱量算出手段は、前記リフト量が前記判定値以上である場合に限り、前記吹き返し受熱量の存在を考慮することを特徴とする請求項5記載の内燃機関の吸気弁温度推定装置。 A variable valve mechanism that makes the lift amount of the intake valve variable;
A lift amount determining means for determining whether or not the lift amount is below a determination value;
6. The intake valve temperature estimation device for an internal combustion engine according to claim 5, wherein the final heat receiving amount calculation means considers the presence of the blow back heat receiving amount only when the lift amount is equal to or greater than the determination value.
吸気ポートから筒内へ向かって流れる吸入ガスに起因する吸入ガス受熱量のみを考慮した通常時受熱量を算出する通常時受熱量算出手段と、
前記吸入ガス受熱量に加えて、前記筒内から吸気ポートに逆流する吹き返しガスに起因する吹き返し受熱量をも考慮して吹き返し時受熱量を算出する吹き返し時受熱量算出手段と、
前記吹き返しガスの流量が判定値より多いか否かを判断する吹き返し量判断手段と、
前記吹き返しガスの流量が前記判定値以下である場合は前記通常時受熱量を前記流動ガス受熱量とし、前記吹き返しガスの流量が前記判定値より多い場合は前記吹き返し時受熱量を前記流動ガス受熱量とする最終受熱量設定手段と、
を含むことを特徴とする請求項1乃至4の何れか1項記載の内燃機関の吸気弁温度推定装置。 The flowing gas heat receiving amount calculating means includes:
A normal heat receiving amount calculation means for calculating a normal heat receiving amount considering only the intake gas heat receiving amount caused by the intake gas flowing from the intake port into the cylinder;
In addition to the intake gas heat reception amount, the blowback heat reception amount calculation means for calculating the blowback heat reception amount in consideration of the blowback heat reception amount caused by the blowback gas flowing back from the cylinder to the intake port;
Blowback amount determination means for determining whether or not the flow rate of the blowback gas is greater than a determination value;
When the flow rate of the blowback gas is less than or equal to the determination value, the normal amount of heat received is the flowing gas heat reception amount. A final heat receiving amount setting means as a heat amount;
The intake valve temperature estimation device for an internal combustion engine according to any one of claims 1 to 4, characterized by comprising:
前記リフト量が判定値を下回っているか否かを判別するリフト量判別手段とを備え、
前記最終受熱量設定手段は、前記リフト量が前記判定値を下回っている場合は、前記通常時受熱量を前記流動ガス受熱量とすることを特徴とする請求項7記載の内燃機関の吸気弁温度推定装置。 A variable valve mechanism that makes the lift amount of the intake valve variable;
A lift amount determining means for determining whether or not the lift amount is below a determination value;
8. The intake valve for an internal combustion engine according to claim 7, wherein the final heat reception amount setting means sets the normal-time heat reception amount as the flowing gas heat reception amount when the lift amount is less than the determination value. Temperature estimation device.
前記流動ガス受熱量算出手段は、前記リフト量に基づいて前記流動ガス受熱量を算出することを特徴とする請求項1乃至8の何れか1項記載の内燃機関の吸気弁温度推定装置。 A variable valve mechanism that makes the lift amount of the intake valve variable,
The intake valve temperature estimation device for an internal combustion engine according to any one of claims 1 to 8, wherein the flowing gas heat receiving amount calculation means calculates the flowing gas heat receiving amount based on the lift amount.
前記燃焼ガス受熱量算出手段は、燃料カットの実行中は、筒内で燃焼が生じないことを前提として設定した規則に従って前記燃焼ガス受熱量を算出することを特徴とする請求項1乃至9の何れか1項記載の内燃機関の吸気弁温度推定装置。 A fuel cut detecting means for detecting a fuel cut in the internal combustion engine;
10. The combustion gas heat reception amount calculation means calculates the combustion gas heat reception amount according to a rule set on the assumption that combustion does not occur in a cylinder during fuel cut. The intake valve temperature estimation device for an internal combustion engine according to any one of the preceding claims.
内燃機関の冷却水温を検出する冷却水温検出手段と、
前記停止時間が判定値を超えた場合に、吸気弁の温度を、その時点における冷却水温にリセットする吸気弁温度リセット手段と、
を備えることを特徴とする請求項1乃至10の何れか1項記載の内燃機関の吸気弁温度推定装置。 Stop time counting means for counting the stop time of the internal combustion engine;
Cooling water temperature detecting means for detecting the cooling water temperature of the internal combustion engine;
An intake valve temperature resetting means for resetting the temperature of the intake valve to the coolant temperature at that time when the stop time exceeds a determination value;
The intake valve temperature estimation device for an internal combustion engine according to any one of claims 1 to 10, further comprising:
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