JP4424257B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

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Description

本発明は内燃機関の制御装置に関する。
スロットル弁から吸気弁までの吸気通路部分を吸気管と称し、吸気管内の圧力を吸気管圧力と称すると、従来より、筒内に充填された空気の流量である筒内充填空気量を、吸気弁閉弁時における吸気管圧力である吸気弁閉弁時吸気管圧力の一次関数を用いて算出できることが理論的及び経験的に知られている。
そこで、例えば機関運転状態に基づいて吸気弁閉弁時吸気管圧力の一次関数式を決定し、この一次関数式を用いて筒内充填空気量を算出するようにした内燃機関が公知である(特許文献1参照)。
ところで、燃焼の後に排気行程が行われても、筒内のすべての既燃ガスが排気通路内に排出されるわけではなく、既燃ガスの一部は残留ガスとして筒内に残留する。この残留ガスは吸気弁が開弁するといったん吸気管内に逆流し、次いで空気と共に筒内に流入する。従って、吸気管から筒内へは空気ばかりでなく残留ガスも吸入され、筒内には空気及び残留ガスが充填されることになる。
上述の特許文献1では、このようにな残留ガス量を考慮した一次関数式を用いて筒内充填空気量が算出されている。
特開2004−197617号公報 特開2001−41095号公報
上述した一次関数式を特定するパラメータは例えば機関を定常運転させながら実験して決定することができる。ところが、このようにして特定された一次関数式を用いる場合、定常運転時には筒内充填空気量を正確に算出できるけれども、過渡運転時には筒内充填空気量を正確に算出することができないおそれがある。
詳しく説明すると、吸気管内に逆流する残留ガスの量は残留ガスが吸気管内に逆流し始める時点即ち例えば排気弁閉弁時における吸気管圧力である排気弁閉弁時吸気管圧力に依存し、従って筒内に充填される残留ガス量も排気弁閉弁時吸気管圧力に依存することになる。ところが、例えば加速運転時と定常運転時とを比較すると、吸気弁閉弁時吸気管圧力が同じ場合であっても、加速運転時における排気弁閉弁時吸気管圧力が定常運転時におけるよりも低くなっており、このため加速運転時に吸気通路内に逆流する残留ガス量は定常運転時におけるよりも一定量だけ多くなる。
従って、定常運転を行って特定された上述の一次関数式を用い加速運転時における筒内充填空気量を算出すると、この算出された筒内充填空気量は実際の筒内充填空気量よりも上述の一定量だけ多くなるということになる。
そこで本発明は、機関運転状態にかかわらず筒内充填空気量を正確に算出できるようにする内燃機関の制御装置を提供することを目的とする。
前記課題を解決するために1番目の発明によれば、現在の機関運転状態が予め定められた基準状態であると仮定したときの筒内充填空気量である基準時筒内充填空気量を現在の機関運転状態に基づいて算出する基準時空気量算出手段と、現在の機関運転状態が該基準状態であると仮定したときの残留ガス量と現在の機関運転状態における残留ガス量との差に応じて定まる補正係数を算出する補正係数算出手段と、基準時筒内充填空気量を該補正係数でもって補正することにより、現在の機関運転状態における筒内充填空気量を算出する実空気量手段と、該筒内充填空気量に基づいて機関制御を行う制御手段と、を具備した内燃機関の制御装置が提供される。
また、2番目の発明によれば1番目の発明において、前記基準状態が定常状態であり、前記基準時空気量算出手段は、吸気弁閉弁時における吸気管圧力の一次関数式を用いて基準時筒内充填空気量を算出する。
また、3番目の発明によれば1番目の発明において、前記補正係数算出手段は、筒内から吸気通路への残留ガスが逆流する逆流期間の初期における吸気管圧力と、吸気弁閉弁時における吸気管圧力とに基づいて前記補正係数を算出する。
また、4番目の発明によれば3番目の発明において、前記補正係数算出手段は、逆流期間の初期における吸気管圧力及び残留ガスの温度と、吸気弁閉弁時における吸気管圧力及び残留ガスの温度とに基づいて前記補正係数を算出する。
機関運転状態にかかわらず筒内充填空気量を正確に算出することができる。
図1は本発明を火花点火式内燃機関に適用した場合を示している。しかしながら、本発明を圧縮着火式内燃機関に適用することもできる。
図1を参照すると、1は例えば4つの気筒を備えた機関本体、2はシリンダブロック、3はシリンダヘッド、4はピストン、5は燃焼室、6は吸気弁、7は吸気ポート、8は排気弁、9は排気ポート、10は点火栓をそれぞれ示す。吸気ポート7は対応する吸気枝管11を介してサージタンク12に連結され、サージタンク12は吸気ダクト13を介してエアクリーナ14に連結される。各吸気枝管11内には燃料噴射弁15が配置され、吸気ダクト13内にはステップモータ16により駆動されるスロットル弁17が配置される。なお、本明細書では、スロットル弁17下流の吸気ダクト13、サージタンク12、吸気枝管11、及び吸気ポート7からなる吸気通路部分を吸気管IMと称している。
一方、排気ポート9は排気マニホルド18及び排気管19を介して触媒コンバータ20に連結され、この触媒コンバータ20は図示しないマフラを介して大気に連通される。
各気筒の吸気弁6は吸気弁駆動装置21により開閉弁駆動される。この吸気弁駆動装置21は例えばカムシャフトと、クランク角に対するカムシャフト回転角の位相を連続的に変更するための位相変更機構とを具備する。図1に示される内燃機関では、図2に示されるように、吸気弁6の開弁時期IVOが遅角側のIVOrと進角側のIVOaとの間で変更され、吸気弁6の閉弁時期が遅角側のIVCrと進角側のIVCaとの間で変更される。この場合、遅角側のIVOaに対する、吸気弁6の開弁時期IVOの進角量VVTが例えば機関回転数及び機関負荷率(後述する)のような機関運転状態に基づいて制御される。このように吸気弁進角量VVTが変更されると、吸気弁6と排気弁8との両方が開弁しているオーバラップ期間VOWが変更される。なお、図2において、EVO,EVCは排気弁8の開弁時期及び閉弁時期をそれぞれ示している。
図2に示される例では、吸気弁6のリフト量及び作用角(開弁期間)が維持されつつ開弁時期(位相)が変更される。しかしながら、吸気弁6のリフト量又は作用角が変更される場合にも本発明を適用できる。
電子制御ユニット30はデジタルコンピュータからなり、双方向性バス31によって互いに接続されたROM(リードオンリメモリ)32、RAM(ランダムアクセスメモリ)33、CPU(マイクロプロセッサ)34、入力ポート35及び出力ポート36を具備する。図1と共に図3を参照すると、スロットル弁17上流の吸気ダクト13にはスロットル弁17を通過する空気流量であるスロットル弁通過空気流量mt(g/sec)を検出するためのエアフローメータ39と、大気圧Pa(kPa)を検出するための大気圧センサ40とが取り付けられる。このエアフローメータ39には大気温度Ta(K)を検出するための大気温度センサが内蔵されている。また、サージタンク12には吸気管IM内のガス温度である吸気管温度Tm(K)を検出するための吸気温度センサ41が取り付けられる。更に、アクセルペダル42にはアクセルペダル42の踏み込み量ACCを検出するための負荷センサ43が接続される。これらセンサ39,40,41,43の出力信号はそれぞれ対応するAD変換器37を介して入力ポート35に入力される。更に入力ポート35にはクランクシャフトが例えば30°回転する毎に出力パルスを発生するクランク角センサ44が接続される。CPU34ではクランク角センサ44の出力パルスに基づいて機関回転数Neが算出される。一方、出力ポート36は対応する駆動回路38を介して点火栓10、燃料噴射弁15、ステップモータ16、及び吸気弁駆動装置21にそれぞれ接続され、これらは電子制御ユニット30からの出力信号に基づいて制御される。
図1に示される内燃機関では、燃料噴射量QFは例えば次式(1)に基づいて算出される。
QF=kAF・KL (1)
ここで、kAFは空燃比設定係数を、KLは機関負荷率(%)をそれぞれ示している。
空燃比設定係数kAFは目標空燃比を表す係数であり、目標空燃比が大きくなると即ちリーンになると小さくなり、目標空燃比が小さくなると即ちリッチになると大きくなる。この空燃比設定係数kAFは機関運転状態例えば要求負荷及び機関回転数Neの関数として予めROM32内に記憶されている。
機関負荷率KLは各気筒の筒内に充填された空気の量を表すものであり、例えば次式(2)により定義される。
Figure 0004424257
この式(2)において、Mcは吸気弁6が閉弁したときに各気筒内に充填されている空気の量である筒内充填空気量(g)を、DSPは機関の排気量(リットル)を、NCYLは気筒数を、ρastdは標準状態(1気圧、25℃)における空気の密度(約1.2g/リットル)を、それぞれ示している。
この筒内充填空気量Mcは本発明による第1実施例では次式(3)により算出される。
Mc=McS+Cegr (3)
ここで、McSは現在の機関運転状態が予め定められた基準状態例えば定常状態であると仮定したときの筒内吸入空気流量mcである定常時筒内充填空気量を、Cegrは後述する補正係数を、それぞれ表している。
吸気管IMから筒内CYLに吸入される空気の流量を筒内吸入空気流量mc(g/sec)、現在の機関運転状態が定常状態であると仮定したときの筒内吸入空気流量mcを定常時筒内吸入空気流量mcSと称すると、定常時筒内充填空気量McSは次式(4)から算出される。
McS=mcS・tiv (4)
ここで、tivは各気筒において吸気行程1回に要する時間(sec)を表している。
本発明による第1実施例では、定常時筒内吸入空気流量mcSを算出し、次いで式(4)により定常時筒内充填空気量McSを算出すると共に補正係数Cegrを算出し、次いで式(3)により筒内充填空気量Mcを算出すると共に機関負荷率KLを算出し、次いで式(1)により燃料噴射量QFを算出するようにしている。次に、本発明による第1実施例の定常時筒内吸入空気流量mcSの算出方法を説明する。
吸気管IM内の圧力を吸気管圧力Pm(kPa)と称し、吸気弁6が閉弁した時点での吸気管圧力Pmを吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVCと称すると、式(4)の定常時筒内吸入空気流量mcSは例えば次式(5)に基づいて算出される。
Figure 0004424257
ここで、ka,kbは機関運転状態に応じて定まるパラメータを表している。なお、特にオーバラップ期間が大きい場合には、定常時筒内吸入空気流量mcSを2つ又はそれ以上の一次関数により、例えば低負荷運転時用の一次関数と高負荷運転時用の一次関数とにより、表すこともできる。
パラメータka,kbは機関を予め定められた基準状態例えば定常状態で運転させながら実験して得られたものであって、機関運転状態例えば機関回転数Ne及び吸気弁進角量VVTの関数として図4に示されるマップの形でROM32内に予め記憶されている。
パラメータka,kbがこのようにして定められる場合、定常運転時であれば、式(5)の算出結果は定常運転時における筒内吸入空気流量を正確に表している。
式(5)について詳しく説明すると、式(5)の右辺第1項((Ta/Tm)ka・PmIVC)は吸気弁閉弁時に筒内に充填された筒内充填ガス即ち空気及び残留ガスの総量を表し、式(5)の右辺第2項(−(Ta/Tm)kb)はこの筒内充填ガスのうち残留ガスの量を表すことが経験的、理論的に確認されている。
即ち、定常運転時には図5(A)に示されるように、残留ガスが逆流する逆流期間の初期に残留ガス部分Xだけ吸気管IM内に逆流すると考えると、式(5)は筒内充填ガスからこのガス部分Xを控除して筒内充填空気量を算出しているということになる。
ところが、過渡運転時の場合は式(5)をそのまま適用することができない。吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVCが同じであっても、逆流期間の初期における吸気管圧力が定常運転時と過渡運転時とで異なるからである。
即ち、例えば加速運転時には逆流期間初期における吸気管圧力は定常運転時におけるよりも低く、このため図5(B)に示されるように逆流期間初期に吸気管IM内には残留ガス部分Xのみならず残留ガス部分Yも逆流する。にもかかわらず、式(5)は残留ガス部分Xだけを控除して筒内充填空気量を算出するので、式(5)の算出結果は実際の値よりも残留ガス部分Yの分だけ多くなり、この場合の式(4)の算出結果も実際の値よりも残留ガス部分Yの分だけ多くなるのである。
そこで、本発明による第1実施例では、この残留ガス部分Yを表す補正係数Cegrを算出し、式(4)の算出結果をこの補正係数Cegrにより補正するようにしている。これが本発明の基本的な考え方である。当然、式(5)の算出結果を補正するようにしてもよい。
なお、図5(A),(B)はパラメータka,kb及び吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVCがほぼ同じ2つの運転状態の、逆流期間初期における残留ガスの状態を概略的に表しており、図5(A)は定常運転時を、図5(B)は加速運転時を、それぞれ示している。
一般的に言うと、過渡運転時における機関回転数Ne及び吸気弁進角量VVTから決定されたパラメータka,kb並びに吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVCを用いて得られる式(4)ないし式(5)の算出結果は、現在の機関運転状態が基準状態ないし定常状態であると仮定したときの筒内充填空気流量ないし筒内吸入空気流量を表していると考えることができる。また、上述の補正係数Cegrは、現在の機関運転状態が基準状態ないし定常状態であると仮定したときの残留ガス量と現在の機関運転状態における残留ガス量との差に応じて定められると考えることができる。
上述した逆流期間の初期は概ね吸気弁開弁時から排気弁閉弁時までである。以下では、逆流期間初期における吸気管圧力として、排気弁閉弁時における吸気管圧力である排気弁閉弁時吸気管圧力PmEVCを例にとって説明する。
吸気管圧力Pmは排気弁閉弁時から吸気弁閉弁時までの期間にPmEVCからPmIVCまで変化し、一方、この期間に残留ガスが吸気管IM内に逆流している。そうすると、吸気管IM内に逆流した残留ガスの量は排気弁閉弁時吸気管圧力PmEVC及び吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVCにより表されると考えることができる。
そこで本発明による第1実施例では、排気弁閉弁時吸気管圧力PmEVC及び吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVCに基づいて上述の補正係数Cegrを算出するようにしている。具体的に説明すると、補正係数Cegrは図6(A)に示されるように、圧力比PmIVC/PmEVC<1.0となる加速運転時には圧力比PmIVC/PmEVCが小さくなるにつれてゼロから小さくなり、圧力比PmIVC/PmEVC>1.0となる減速運転時には圧力比PmIVC/PmEVCが大きくなるにつれてゼロから大きくなる。また、補正係数Cegrは図6(B)に示されるように、機関回転数Neが高くなるにつれて小さくなり、図6(C)に示されるように吸気弁進角量VVTが大きくなってオーバラップ期間VOW(図2)が大きくなるにつれて大きくなる。この補正係数Cegrは図7に示されるマップの形で予めROM32内に記憶されている。なお、圧力差(PmIVC−PmEVC)に基づいて補正係数Cegrを算出することもできる。
このように、本発明による第1実施例では、定常時筒内吸入空気流量mcS及び補正係数Cegrを算出するのに排気弁閉弁時吸気管圧力PmEVC及び吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVCが必要である。次に、図3を参照しながら本発明による第1実施例の吸気管圧力Pmの算出方法を説明する。
本発明による第1実施例では、吸気管IMについての質量保存則及びエネルギ保存則に着目している。即ち、図3(A)に示されるように、吸気管IM内に流入する空気の流量はスロットル弁通過空気流量mtであり、吸気管IMから流出して筒内CYLに流入する空気の流量は筒内吸入空気流量mcであるから、吸気管IMについての質量保存則及びエネルギ保存則は次式(6),(7)でそれぞれ表される。
Figure 0004424257
ここで、Mmは吸気管IM内に存在する空気の質量(g)を、tは時間を、Vmは吸気管IMの容積(m)を、Rは気体定数を、それぞれ表している。更に、Cvは空気の定容比熱を、Cpは空気の定圧比熱をそれぞれ表している。
状態方程式(Pm・Vm=Mm・R・Tm)、マイヤーの関係式(Cp=Cv+R)、比熱比κ(=Cp/Cv)、及び圧力温度比PBYT(=Pm/Tm)を用いると、上述の式(6),(7)はそれぞれ次式(8),(9)のように書き換えられる。
Figure 0004424257
このように式(8),(9)にはスロットル弁通過空気量mtが含まれている。このスロットル弁通過空気流量mtはエアフローメータ39(図1)により検出することもできるが、次のように算出することもできる。
即ち、図3(B)に示されるように、スロットル弁17上流の圧力及び温度を大気圧Pa及び大気温度Taと考え、スロットル弁17下流の圧力及び温度を吸気管圧力Pm及び吸気管温度Tmと考えると、スロットル弁通過空気流量mtはスロットル弁17を通過する空気の線速度vt(m/sec)を用いて次式(10)のように表される。
mt=μt・At・vt・ρm (10)
ここで、μtはスロットル弁17における流量係数を、Atはスロットル弁17の開口面積(m)を、ρmはスロットル弁17下流即ち吸気管IM内における空気密度(kg/m)を、それぞれ表している。
また、スロットル弁17の前後における空気についてのエネルギ保存則は次式(11)で表される。
vt/2+Cp・Tm=Cp・Ta (11)
更に、スロットル弁17の無限遠上流では吸気管断面積が無限大でありかつ空気流速がゼロであることを考えると、スロットル弁17前後における空気についての運動量保存則は次式(12)で表される。
ρm・vt=Pa−Pm (12)
従って、スロットル弁17上流における状態方程式(Pa=ρa・R・Ta、ここでρaはスロットル弁17上流即ち大気における空気密度(kg/m))、及びスロットル弁17下流における状態方程式(Pm=ρm・R・Tm)と、上述の式(10)(11)(12)とから、スロットル弁通過空気流量mtは次式(13)により表される。
Figure 0004424257
ここで、kthは次式(14)により表されるスロットル係数、Φ(Pm/Pa)は次式(15)により表される圧力関数項をそれぞれ表している。
Figure 0004424257
スロットル弁17の流量係数μt及び開口面積Atはスロットル開度θtの関数であるので、スロットル係数kthはスロットル開度θt及び大気温度Taの関数になる。本発明による第1実施例では、スロットル係数kthはスロットル開度θt及び大気温度Taの関数として例えば図8(A)に示されるマップの形で予めROM32内に記憶されている。一方、圧力関数項Φ(Pm/Pa)は圧力比Pm/Paの関数として例えば図8(B)に示されるマップの形で予めROM32内に記憶されている。
上述した式(8),(9)は実際の計算では、離散間隔Δt及び計算回数を表すパラメータiを用いて次式(16),(17)のように離散化される。
Figure 0004424257
従って、これら式(16),(17)を解くことにより離散間隔Δtだけ先の吸気管圧力Pm及び吸気管温度Tm(=Pm/PBYT)を算出することができ、この計算を必要な回数だけ繰り返し行えば吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVC及び排気弁閉弁時吸気管圧力PmEVCをそれぞれ算出することができる。
図9は本発明による第1実施例の燃料噴射量QFの算出ルーチンを示している。このルーチンは予め定められた設定時間毎の割り込みによって実行される。
図9を参照すると、ステップ100では機関回転数Ne及び吸気弁進角量VVTといった運転状態を表すパラメータが読み込まれる。続くステップ101では吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVC及び排気弁閉弁時吸気管圧力PmEVCが算出される。続くステップ102では定常時筒内吸入空気流量mcSが式(5)から算出される。続くステップ103では定常時筒内充填空気量McSが式(4)から算出される。続くステップ104では補正係数Cegrが図7のマップから算出される。続くステップ105では筒内充填空気量Mcが式(3)から算出される。続くステップ106では機関負荷率KLが式(2)から算出される。続くステップ107では式(1)から燃料噴射量QFが算出される。燃料噴射弁15からは燃料噴射量QFだけ燃料が噴射される。
なお、式(3)に代えて、定常時筒内充填空気量McSに補正係数Cegrを乗算することにより筒内充填空気量Mcを算出することもできる(Mc=McS・Cegr)。当然、この場合の補正係数Cegrは図6及び7に示されるものとは別に算出する必要がある。
図6及び7に示される例では、補正係数Cegrは圧力比PmIVC/PmEVCに基づいて算出されている。しかしながら、図10に示されるように補正係数Cegrを吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVC及び排気弁閉弁時吸気管圧力PmEVCそれぞれに基づいて算出することもできる。この場合、補正係数Cegrは図10(A)に示されるように、PmIVC<PmEVCとなる加速運転時には、一定の吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVCに対し排気弁閉弁時吸気管圧力PmEVCが小さくなるにつれてゼロから小さくなり、一定の排気弁閉弁時吸気管圧力PmEVCに対し吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVCが小さくなるにつれて大きくなる。圧力比PmIVC>PmEVCとなる減速運転時には、一定の吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVCに対し排気弁閉弁時吸気管圧力PmEVCが大きくなるにつれてゼロから大きくなり、一定の排気弁閉弁時吸気管圧力PmEVCに対し吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVCが大きくなるにつれて大きくなる。また、補正係数Cegrは図10(B)に示されるように、機関回転数Neが高くなるにつれて小さくなり、図10(C)に示されるように吸気弁進角量VVTが大きくなるにつれて大きくなる。
このように、圧力比の形でなく、吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVC及び排気弁閉弁時吸気管圧力PmEVCそれぞれに基づいて補正係数Cegrが算出されるので、補正係数Cegrを正確に算出することができる。
次に、本発明による第2実施例を説明する。
現在の機関運転状態が定常状態であると仮定したときの吸気弁閉弁時における残留ガス量(g)を定常時残留ガス量MegrSと称し、現在の機関運転状態での吸気閉弁時における実際の残留ガス量(g)を実際残留ガス量MegrAと称すると、これらの差である残留ガス量差ΔMegr(=MegrS−MegrA)は図5を参照して説明した残留ガス部分Yの量を表している。
そこで、本発明による第2実施例では、定常時残留ガス量MegrS及び実際残留ガス量MegrAをそれぞれ算出して残留ガス量差ΔMegrを算出し、この残留ガス量差ΔMegrに基づいて補正係数Cegrを算出するようにしている。
即ち、定常時残留ガス量MegrSが吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVCに基づいて算出され、実際残留ガス量MegrAが排気弁閉弁時吸気管圧力PmEVCに基づいて算出される。ここで、定常時残留ガス量MegrSは吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVCと機関運転状態例えば機関回転数Ne及び吸気弁進角量VVTの関数として図11(A)に示されるマップの形でROM32内に予め記憶されている。また、実際残留ガス量MegrAは排気弁閉弁時吸気管圧力PmEVCと機関運転状態例えば機関回転数Ne及び吸気弁進角量VVTとの関数として図11(B)に示されるマップの形でROM32内に予め記憶されている。
次いで、残留ガス量差ΔMegrが算出され、次いで補正係数Cegrが残留ガス量差ΔMegr及び吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVCに基づいて算出される。この場合の補正係数Cegrは残留ガス量差ΔMegr及び吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVCの関数として図12に示されるマップの形で予めROM32内に記憶されている。
ここで、残留ガス量差ΔMegrをそのまま補正係数Cegrとしないのは、上述した残留ガス部分Y(図5)が一定の空間を占めるものであるので、残留ガス部分Yの体積を考慮する必要があるからである。このため、吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVCに基づいて補正係数Cegrを算出するようにしている。
次いで、上述の式(3)から筒内充填空気量Mcが算出される。
図13は本発明による第2実施例の燃料噴射量QFの算出ルーチンを示している。このルーチンは予め定められた設定時間毎の割り込みによって実行される。
図13を参照すると、ステップ200では機関回転数Ne及び吸気弁進角量VVTといった運転状態を表すパラメータが読み込まれる。続くステップ201では吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVC及び排気弁閉弁時吸気管圧力PmEVCが算出される。続くステップ202では定常時筒内吸入空気流量mcSが式(5)から算出される。続くステップ203では定常時筒内充填空気量McSが式(4)から算出される。続くステップ204では定常時残留ガス量MegrS及び実際残留ガス量MegrAが図11(A),(B)のマップからそれぞれ算出される。続くステップ205では残留ガス量差ΔMegrが算出される(ΔMegr=MegrS−MegrA)。続くステップ206では補正係数Cegrが図12のマップから算出される。続くステップ207では筒内充填空気量Mcが式(3)から算出される。続くステップ208では機関負荷率KLが式(2)から算出される。続くステップ209では式(1)から燃料噴射量QFが算出される。燃料噴射弁15からは燃料噴射量QFだけ燃料が噴射される。その他の構成及び作用は上述した本発明による第1実施例と同様であるの説明を省略する。
次に本発明による第3実施例を説明する。
残留ガス部分Y(図5)の体積を考慮すべきことは上述した通りである。そこで本発明による第3実施例では、定常時残留ガス量MegrS及び実際残留ガス量MegrAを吸気弁閉弁時における体積にそれぞれ換算し、次いでこれら体積の差を算出し、この体積差を質量に換算し直したものを補正係数Cegrとしている。
定常時残留ガス量MegrS及び実際残留ガス量MegrAを吸気弁閉弁時における体積に換算した定常時残留ガス体積VegrS及び実際残留ガス体積VegrAは吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVCを用いてそれぞれ次式(18),(19)により表される。
Figure 0004424257
ここで、TegrIVCは現在の機関運転状態が定常状態であると仮定したときの吸気弁閉弁時における残留ガスの温度である定常時吸気弁閉弁時残留ガス温度(K)を、TegrEVCは現在の機関運転状態が定常状態であると仮定したときの排気弁閉弁時における残留ガスの温度である定常時排気弁閉弁時残留ガス温度(K)をそれぞれ表している。
定常時吸気弁閉弁時残留ガス温度TegrSIVCは吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVCと機関運転状態例えば機関回転数Ne及び吸気弁進角量VVTの関数として図14(A)に示されるマップの形でROM32内に予め記憶されている。また、定常時排気弁閉弁時残留ガス温度TegrSEVCは排気弁閉弁時吸気管圧力PmEVCと機関運転状態例えば機関回転数Ne及び吸気弁進角量VVTとの関数として図14(B)に示されるマップの形でROM32内に予め記憶されている。なお、これら残留ガス温度を排気ガス温度で代用することもできる。
その上で、定常時残留ガス体積VegrSと実際残留ガス体積VegrAとの差である残留ガス体積差ΔVegr(=VegrS−VegrA)を算出すれば、この残留ガス体積差ΔVegrは吸気弁閉弁時における残留ガス部分Y(図5)の体積を正確に表している。
この残留体積差ΔVegrを質量に換算し直して得られる補正係数Cegrは次式(20)により表すことができる。
Figure 0004424257
このようにして得られる補正係数Cegrは吸気弁閉弁時における残留ガス部分Y(図5)の質量を正確に表している。
従って、一般化して言うと、逆流期間の初期における吸気管圧力及び残留ガスの温度と、吸気弁閉弁時における吸気管圧力及び残留ガスの温度とに基づいて補正係数Cegrが算出されるということになる。
図15は本発明による第3実施例の燃料噴射量QFの算出ルーチンを示している。このルーチンは予め定められた設定時間毎の割り込みによって実行される。
図15を参照すると、ステップ300では機関回転数Ne及び吸気弁進角量VVTといった運転状態を表すパラメータが読み込まれる。続くステップ301では吸気弁閉弁時吸気管圧力PmIVC及び排気弁閉弁時吸気管圧力PmEVCが算出される。続くステップ302では定常時筒内吸入空気流量mcSが式(5)から算出される。続くステップ303では定常時筒内充填空気量McSが式(4)から算出される。続くステップ304では定常時残留ガス量MegrS及び実際残留ガス量MegrAが図11(A),(B)のマップからそれぞれ算出される。続くステップ305では定常時残留ガス温度TegrS及び実際残留ガス温度TegrAが図14(A),(B)のマップからそれぞれ算出される。続くステップ306では式(18),(19)から定常時残留ガス体積VegrS及び実際残留ガス体積VegrAがそれぞれ算出される。続くステップ307では残留ガス体積差ΔVegrが算出される(ΔVegr=VegrS−VegrA)。続くステップ308では補正係数Cegrが式(20)から算出される。続くステップ309では筒内充填空気量Mcが式(3)から算出される。続くステップ310では機関負荷率KLが式(2)から算出される。続くステップ311では式(1)から燃料噴射量QFが算出される。燃料噴射弁15からは燃料噴射量QFだけ燃料が噴射される。その他の構成及び作用は上述した本発明による第2実施例と同様であるの説明を省略する。
内燃機関の全体図である。 吸気弁及び排気弁の開閉弁時期を示す図である。 筒内充填空気量の算出に用いられるパラメータを説明するための図である。 パラメータka,kbを示すマップである。 筒内充填空気量の算出方法を説明するための図である。 本発明による第1実施例の補正係数Cegrを示す線図である。 本発明による第1実施例の補正係数Cegrを示すマップである。 スロットル係数kthを示すマップ及び圧力関数項図Φ(Pm/Pa)を示す線図である。 本発明による第1実施例の燃料噴射量QFの算出ルーチンを示すフローチャートである。 本発明による別の実施例の補正係数Cegrを示す線図である。 定常時残留ガス量MegrS及び実際残留ガス量MegrAを示すマップである。 本発明による第2実施例の補正係数Cegrを示す線図である。 本発明による第2実施例の燃料噴射量QFの算出ルーチンを示すフローチャートである。 定常時吸気弁閉弁時残留ガス温度TegrSIVC及び定常時排気弁閉弁時残留ガス温度TegrSEVCを示すマップである。 本発明による第3実施例の燃料噴射量QFの算出ルーチンを示すフローチャートである。
符号の説明
1 機関本体
15 燃料噴射弁
17 スロットル弁
IM 吸気管

Claims (4)

  1. 現在の機関運転状態が予め定められた基準状態であると仮定したときの筒内充填空気量である基準時筒内充填空気量を現在の機関運転状態に基づいて算出する基準時空気量算出手段と、現在の機関運転状態が該基準状態であると仮定したときの残留ガス量と現在の機関運転状態における残留ガス量との差に応じて定まる補正係数を算出する補正係数算出手段と、基準時筒内充填空気量を該補正係数でもって補正することにより、現在の機関運転状態における筒内充填空気量を算出する実空気量手段と、該筒内充填空気量に基づいて機関制御を行う制御手段と、を具備した内燃機関の制御装置。
  2. 前記基準状態が定常状態であり、前記基準時空気量算出手段は、吸気弁閉弁時における吸気管圧力の一次関数式を用いて基準時筒内充填空気量を算出する請求項1に記載の内燃機関の制御装置。
  3. 前記補正係数算出手段は、筒内から吸気通路への残留ガスが逆流する逆流期間の初期における吸気管圧力と、吸気弁閉弁時における吸気管圧力とに基づいて前記補正係数を算出する請求項1に記載の内燃機関の制御装置。
  4. 前記補正係数算出手段は、逆流期間の初期における吸気管圧力及び残留ガスの温度と、吸気弁閉弁時における吸気管圧力及び残留ガスの温度とに基づいて前記補正係数を算出する請求項3に記載の内燃機関の制御装置。
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