JP5029414B2

JP5029414B2 - 内燃機関の燃料噴射制御装置

Info

Publication number: JP5029414B2
Application number: JP2008042750A
Authority: JP
Inventors: 太吉村; 健一佐藤
Original assignee: Nissan Motor Co Ltd
Current assignee: Nissan Motor Co Ltd
Priority date: 2008-02-25
Filing date: 2008-02-25
Publication date: 2012-09-19
Anticipated expiration: 2028-02-25
Also published as: JP2009197753A

Description

本発明は、内燃機関の燃料噴射制御装置に関し、特に、始動時の燃料噴射量の制御に関する。

始動時など過渡運転時には、エアフローメータではシリンダ吸入空気量を正しく検出できないため、特許文献１には、気筒毎の燃料噴射量演算時に吸気行程終了時（吸気弁閉時）の吸気圧を予測する際に、現在の機関回転速度から算出した時定数と、現在の吸気圧予測値から算出した体積効率を用いた技術が開示されている。
特開２００２−２０１９９８号公報

特許文献１では、例えば、４気筒機関で、排気行程で燃料噴射する際に、吸入空気量に見合った燃料噴射量とするためには、２気筒分が吸気行程を行うことによって変化する吸気圧を予測する必要があるが、燃料噴射量演算タイミングでの吸気圧に基づく体積効率を用いるため、十分な精度を得られなかった。

本発明は、このような従来の課題に着目してなされたもので、各気筒の吸気行程終了時の吸気圧を高精度に予測し、該吸気圧予測値を用いて燃料噴射量を高精度に設定することを目的とする。

本発明は、内燃機関の燃料噴射制御装置であって、スロットル弁下流の吸気圧を検出する吸気圧検出手段と、スロットル弁下流の吸気温度を検出する吸気温度検出手段と、前記内燃機関の冷却水温度を検出する冷却水温度検出手段と、燃料噴射を実施する気筒の排気行程中の所定の燃料噴射演算タイミングｔ１における吸気圧Ｐ１、吸気温度、冷却水温度及び始動後経過時間に基づいて、前記気筒が排気行程時に吸気行程となる他気筒の吸気行程終了時ｔ２における前記他気筒の気筒内吸気温度Ｔｃｙｌを算出する気筒内吸気温度算出手段と、前記吸気圧Ｐ１及び前記気筒内吸気温度Ｔｃｙｌを用いて、前記他気筒の吸気行程終了時ｔ２の吸気圧予測値Ｐ２を算出する第１予測手段と、前記吸気圧予測Ｐ２及び前記気筒内吸気温度Ｔｃｙｌを用いて、前記気筒の吸気行程終了時ｔ３の吸気圧予測値Ｐ３を算出する第２予測手段と、前記吸気圧予測値Ｐ３に基づいて、前記気筒の燃料噴射量を算出する燃料噴射量算出手段と、を備えることを特徴とする。

かかる構成とすれば、各気筒の吸気行程により変化する吸気行程終了時の吸気圧を、前回の吸気圧予測値を用いて予測しつつ、燃料噴射量を演算する気筒の吸気行程終了時の吸気圧を高精度に予測することができ、該吸気圧予測値を用いて燃料噴射量を高精度に演算することができる。

図１は、本発明に係る燃料噴射制御装置を備えたエンジン（内燃機関）のシステム構成を示す。
直列４気筒のエンジン１の吸気通路２は、上流側から吸気を浄化するエアクリーナ３、吸気流量を質量流量で計測するエアフローメータ４、通路断面積を変化させて吸気流量を制御する電子制御式のスロットル弁５、コレクタ部６、各気筒の吸気ポート７、吸気バルブ１５を備え、吸気は、該吸気通路２を通って各気筒のシリンダに流入する。

前記各気筒の吸気ポート７には、燃料噴射弁８が設けられ、該燃料噴射弁８は、エンジンコントロールユニット（以下ＥＣＵという）２０からの制御信号によって駆動される。これにより、燃料噴射量が制御され、燃焼室内で吸入空気との混合気が、点火栓９により点火され燃焼する。

前記エアフローメータ４の他、エンジン回転速度を検出する回転速度センサ１０、スロットル弁５の開度を検出するスロットルセンサ１１、エンジン水温を検出する水温センサ１２、コレクタ部６内の吸気圧Ｐを検出する吸気圧センサ１３、コレクタ部６内の吸気温度Ｔを検出する吸気温センサ１４等を設け、これらのセンサ類で検出された信号を、前記ＥＣＵ２０に入力する。

そして、前記ＥＣＵ２０は、始動後の通常運転時は、前記エアフローメータ４で検出した吸入空気量と、前記回転速度センサ１０で検出したエンジン回転速度とに基づいて、シリンダ吸入空気量（充填効率）を算出して、該充填効率に応じた燃料噴射量を算出し、前記燃料噴射弁８を駆動して燃料噴射制御している。

一方、始動時は、コレクタ部６内の空気が吸入されて吸気負圧が増大してから上流のエアフローメータ４で吸入空気量が検出されることになり、エアフローメータ４では検出遅れによってシリンダ吸入空気量を正しく検出できない。

そこで、始動時は、コレクタ部６内の圧力に基づいてシリンダ吸入空気量を推定し、この推定値に基づいて燃料噴射量を算出することで精度を確保する。
しかし、吸気ポートへの燃料噴射は、燃料の気化等を考慮して排気行程で開始するため、燃料噴射直前での燃料噴射量の演算タイミングとシリンダ吸入空気量が決定する吸気行程終了時（吸気弁閉時期）との間に吸気圧が大きく変化する。したがって、前記吸気圧センサ１３で検出した吸気圧をそのまま用いてシリンダ吸入空気量を推定するのでは、吸気圧誤差による吸入空気量の推定誤差が大きい。

また、前記特許文献１のようにエンジン回転速度から算出した時定数を用いて吸気圧変化に応じたシリンダ吸入空気量を予測する方式としても、燃料噴射量を演算する当該気筒（自気筒）の該演算タイミングから吸気行程終了時期までの間に、４気筒機関でも他の１気筒と自気筒とで２回の吸気行程が行われるので、この間の吸気圧力変化に対して精度よくシリンダ吸入空気量を推定できない。

そこで、本実施形態では、燃料噴射量の演算タイミングから吸気行程終了までの間で、他の気筒による吸気行程終了時の吸気圧（第２の吸気圧）を、吸気圧検出値（第１の吸気圧）を用いて推定し、続く自気筒の吸気行程終了時の吸気圧（第３の吸気圧）を、前記第２の吸気圧推定値を用いて推定する構成とする。

図２は、排気行程開始時期に燃料噴射量を演算する場合の各気筒の吸気行程と、吸気圧力変化を示し、図３は、吸気行程終了毎の吸気圧推定と、吸気圧推定値に基づく燃料噴射量演算のメインフローを示す。

図３において、ステップＳ１では、燃料噴射量の演算タイミングｔ_１であるかを判定し、演算タイミングになったときに、ステップＳ２へ進む。
ステップＳ２では、現時点ｔ_１（当該気筒の排気行程開始時期＝別気筒の吸気行程開始時期）での吸気圧検出値Ｐ_１を用いて、現時点ｔ_１から初めに他の気筒の吸気行程が終了した時点ｔ_２での第２の吸気圧Ｐ_２を推定する。

ステップＳ３では、前記推定した第２の吸気圧Ｐ_２を用いて、燃料噴射量を演算している当該気筒の吸気行程が終了した時点ｔ_３での第３の吸気圧Ｐ_３を推定する。
ステップＳ４では、前記推定した第３の吸気圧Ｐ_３を用いて、当該気筒のシリンダ吸入空気量を算出し、該シリンダ吸入空気量に応じた燃料噴射量を算出する。

次に、前記ステップＳ２での第２の吸気圧Ｐ_２の具体的な推定について説明する。
現時点（演算タイミング）ｔ_１でのコレクタ容積Ｖcol（固定値）内の吸気の質量をＭ_１、吸気圧検出値をＰ_１、コレクタ内吸気温度をＴcol、吸気のガス定数をＲ（固定値）とすると、状態方程式が、次式のように成立する。

Ｐ_１・Ｖcol＝Ｍ_１・Ｒ・Ｔcol・・・(1)
次に、現時点ｔ_１から吸気行程が開始される気筒の吸気行程終了時ｔ_２の状態方程式が、以下のように成立する。

ｔ_１からｔ_２までの間に、スロットル弁５からコレクタ部６内に流入した吸気量は、単位時間当たりの質量流量ｄｍ_１と、現時点ｔ_１でのエンジン回転速度Ｎ_１から算出したｔ_１からｔ_２までの時間τとの積ｄｍ_１・τとして求められる。

一方、吸気行程終了時の有効シリンダ容積は、シリンダ容積Ｖcyl（固定値）と、吸気圧Ｐ_１、エンジン回転速度Ｎ_１、吸気弁のバルブタイミングに基づいて算出した体積効率η_１との積Ｖcyl・η_１として算出される。

そして、前記現時点ｔ_１でのコレクタ部６内の質量吸気量Ｍ_１に、吸気行程中にコレクタ部６内に流入した質量吸気量ｄｍ_１・τを加算した全質量吸気量が、コレクタ部６と有効シリンダ容積とを加算した吸気系容積に均一に拡散したときの吸気圧を、前記吸気行程終了時の第２の吸気圧Ｐ_２として推定できる。

ここで、有効シリンダ容積は、シリンダ行程容積Ｖcylと体積効率η_１との積として求められるが、シリンダ内吸気温度Ｔcylがコレクタ部内温度Ｔcolに対して上昇するので、コレクタ部内温度Ｔcolに維持されたときの容積に換算するため、Ｔcol／Ｔcylを乗じて補正する。

したがって、時点ｔ_２での吸気系の状態方程式が、次式(2)のように成立する。
Ｐ_２・（Ｖcol＋Ｖcyl・η_１・Ｔcol／Ｔcyl）
＝（Ｍ_１＋ｄｍ_１・τ）・Ｒ・Ｔcol・・・(2)
(1)式と(2)式の比をとって
Ｐ_２・（Ｖcol＋Ｖcyl・η_１・Ｔcol／Ｔcyl）／（Ｐ_１・Ｖcol）＝（Ｍ_１＋ｄｍ_１・τ）／Ｍ_１・・・(3)
→
Ｐ_２＝Ｐ_１・[（Ｍ_１＋ｄｍ_１・τ）／Ｍ_１]
・[Ｖcol／（Ｖcol＋Ｖcyl・η_１・Ｔcol／Ｔcyl）]・・・(4)
ここで、コレクタ部６内の質量吸気量Ｍ_１は、(1)式を変形した次式(5)により、検出値Ｐ_１とＴcolを用いて算出できる。

Ｍ_１＝Ｐ_１・Ｖcol／（Ｒ・Ｔcol）・・・(5)
また、前記質量流量ｄｍ_１は、次式(6)で算出される。

ただし、Ａは、スロットル弁の開口面積で、スロットル弁開度をマップで変換して求める。また、Ｐ_０は、大気圧で簡易的には固定値（７６０ｍｍＨｇ）を用いればよいが、エンジン停止時やスロットル全開運転時に吸気圧センサ１２で検出した吸気圧を用いると、精度を高めることができる。κは、吸気の比熱比（略空気の比熱比＝１．４１）である。

また、時間τ[秒]は、現時点ｔ_１のエンジン回転速度Ｎｅ_１[ｒｐｍ]に基づいて算出できる。具体的には、４気筒機関ではｔ_１からｔ_２までのクランク角が１８０度＝１／２回転なので、次式(7)により算出される。

τ＝６０／（２・Ｎｅ_１）＝３０／Ｎｅ_１・・・(7)
したがって、前記(4)式に、これら算出値Ｍ_１、ｄｍ_１、τを代入することにより、第２の吸気圧Ｐ_２を推定できる。

図４は、上記ステップＳ２で第２の吸気圧Ｐ_２を推定するサブフローを示す。
ステップＳ１１では、(5)式に基づき現時点でのコレクタ部６内の質量吸気量Ｍ_１を算出する。

ステップＳ１２では、吸気圧Ｐ_１、エンジン回転速度Ｎ_１、吸気弁のバルブタイミング、冷却水温Ｔｗに基づいて体積効率η_１を算出し、直前の気筒の吸気行程終了時点ｔ_２での有効シリンダ容積Ｖcyl_２（＝Ｖcyl・η_１・Ｔcol／Ｔcyl）を算出する。

ここで、シリンダ内の吸気温度Ｔcylは、コレクタ部６の吸気温度Ｔcolを、始動時からの経過時間、冷却水温Ｔｗ、吸気圧Ｐ_１で補正することにより、精度良く推定した値を用いる。

ステップＳ１３では、ｔ_１からｔ_２までの間に、スロットル弁５からコレクタ部６内に流入した吸気量は、単位時間当たりの質量流量ｄｍ_１を、（6）式により算出する。
ステップＳ１４では、ｔ_１からｔ_２まで時間τを、現時点ｔ_１のエンジン回転速度Ｎｅ_１[ｒｐｍ]に基づいて、(7)式により算出する。

ステップＳ１５では、上記のように算出した各値Ｍ_１、ｄｍ_１、Ｖ_２、Ｐ_１、τを用いて、(4)式により第２の吸気圧Ｐ_２を算出する。
次に、前記ステップＳ３での第３の吸気圧Ｐ_３の具体的な推定について説明する。

時点ｔ_１において、第１の吸気圧Ｐ_１（検出値）を用いて第２の吸気圧Ｐ_２を推定したのと同様に、推定したｔ_２における第２の吸気圧Ｐ_２を用いて、ｔ_３における第３の吸気Ｐ_３を推定できる。

すなわち、(4)式同様に、次式（8）が成立する。
Ｐ_３＝Ｐ_２・[（Ｍ_２＋ｄｍ_２・τ）／Ｍ_２]・
[Ｖcol／（Ｖcol＋Ｖcyl・η_２・Ｔcol／Ｔcyl）]・・・(8)
ここで、時点ｔ_２でのコレクタ部６内の質量吸気量Ｍ_２は、第２の吸気圧Ｐ_２を用いたコレクタ部６内の状態方程式を変形した次式(9)により算出できる。

Ｍ_２＝Ｐ_２・Ｖcol／（Ｒ・Ｔcol）・・・(9)
また、(8)式において、ｄｍ_２は、(6)式において、Ｐ_１に代えてＰ_２を用いた次式（10）により算出できる。

また、体積効率η_２は、時点ｔ_２での吸気圧Ｐ_２を用ると共に、時点ｔ_１でのエンジン回転速度Ｎ_１、冷却水温Ｔｗ、吸気弁のバルブタイミングに基づいて、精度よく算出できる。

以上算出した各値を用いて、（8)式により、第３の吸気圧Ｐ_３を推定できる。
図５は、上記ステップＳ３で第３の吸気圧Ｐ_３を推定するサブフローを示す。
ステップＳ２１では、第２の吸気圧Ｐ_２を用い、（9）式に基づいて、時点ｔ_２でのコレクタ部６内の質量吸気量Ｍ_２を算出する。

ステップＳ２２で、吸気圧Ｐ_２、エンジン回転速度Ｎ_１、吸気弁のバルブタイミング、冷却水温Ｔｗに基づいて体積効率η_２を算出し、吸気行程終了時点ｔ_３直前でのスロットル弁５下流の吸気系容積Ｖ_３（＝Ｖcol＋Ｖcyl・η_２Ｔcol／Ｔcyl）を算出する。

ステップＳ２３では、ｔ_１からｔ_２までの間に、スロットル弁５からコレクタ部６内に流入した単位時間当たりの質量流量ｄｍ_２を、（10）式により算出する。
ステップＳ２４では、上記のように算出した各値Ｍ_２、ｄｍ_２、Ｖ_３、Ｐ_２、τを用いて、(8)式により第３の吸気圧Ｐ_３を算出する。

そして、ステップＳ２４において、第３の吸気圧Ｐ_３を用いたシリンダ吸入空気量ｍcylを、次式（12）により算出する。
ｍcyl＝Ｐ_３・Ｖcyl・η_２／（Ｒ・Ｔ）・・・(11)
燃料噴射量ｆcylは、燃空比Ｆ／Ａを用いて、次式(12)により算出できる。

ｆcyl＝ｍcyl・Ｆ／Ａ・・・(12)
このようにすれば、排気行程開始時に燃料噴射量を演算する気筒の吸気行程終了時の吸気圧を高精度に予測することができ、該吸気圧予測値を用いて燃料噴射量を高精度に演算することができる。

次に、燃料噴射量の演算タイミングが排気行程の途中である場合の実施形態について説明する。燃料噴射の終了時期を固定した場合、燃料噴射量が減少すると燃料噴射開始時期は、排気行程の上死点から遅角側に設定される。

図６は、排気行程の途中で燃料噴射量を演算する場合の各気筒の吸気行程と、吸気圧力変化を示す。
この場合は、演算タイミングｔ_１’で第２の吸気圧Ｐ_２を推定する際に、自気筒の排気上死点からｔ_１’までの間に、他の気筒での吸気行程が開始されているので、ｔ_１’でのスロットル弁下流の吸気系容積が以下のように算出される。

前記排気上死点からｔ_１までの間の吸気行程気筒における有効シリンダ容積を、シリンダ膨張容積Ｖcyl_１に、吸気圧Ｐ_１、エンジン回転速度Ｎ_１、吸気弁のバルブタイミングに基づいて算出した体積効率η_１と、Ｔcol／Ｔcylとを乗じてＶcyl_１・η_１・Ｔcol／Ｔcylとして算出する。なお、シリンダ膨張容積Ｖcyl_１は、演算タイミングｔ_１’におけるピストン位置によって定まり、燃料噴射量に応じてｔ_１’が可変に設定される場合は、ｔ_１’に応じたデータを記憶したマップからの検索などによって求めることができる。

したがって、時点ｔ_１’でのスロットル弁下流の吸気系容積は、Ｖcol＋Ｖcyl_１・η_１・Ｔcol／Ｔcylとなり、該吸気系容積内の質量吸気量をＭ_１’とすると、次式(13)が成立する。

Ｐ_１・（Ｖcol＋Ｖcyl_１・η_１・Ｔcol／Ｔcyl）＝Ｍ_１’・Ｒ・Ｔcol・・・(13)
次に、時点ｔ_１’〜ｔ_２までの時間τ’に吸気系内に流入した質量吸気量ｄｍ_１・τ’を加算した全質量吸気量が、時点ｔ_２で全吸気系容積に均一に拡散したときの吸気圧を、前記吸気行程終了時の第２の吸気圧Ｐ_２として推定できる。

ここで、演算タイミングｔ₁'が、排気行程開始時期（排気下死点）から所定量θ遅角した時期に設定される場合、ｔ₁'からｔ₂までの時間τ'[秒]は、次式(14)で算出できる。

τ’＝τ・（１８０−θ）／１８０
［＝（３０／Ｎｅ_１）・（１８０−θ）／１８０］・・・(14)
したがって、時点ｔ_２での、吸気系の状態方程式が、次式のように成立する。

Ｐ_２・（Ｖcol＋Ｖcyl・η_１・Ｔcol／Ｔcyl）
＝[Ｍ_１’＋ｄｍ_１・τ・（１８０−θ）／１８０]・Ｒ・Ｔcol・・・(15)
(14)式と(15)式より求めた次式（16）により、第２の吸気圧Ｐ_２を算出することができる。

Ｐ_２＝Ｐ_１・[（Ｍ_１’＋ｄｍ_１・τ・（１８０−θ）／１８０）／Ｍ_１’]
・[（Ｖcol＋Ｖcyl_１・η_１・Ｔcol／Ｔcyl）
／（Ｖcol＋Ｖcyl・η_１・Ｔcol／Ｔcyl）]・・・(16)
なお、吸気系容積内の質量吸気量Ｍ_１’は、(13)式を変形した次式(17)により、算出される。

Ｍ_１’＝Ｐ_１・（Ｖcol＋Ｖcyl_１・η_１・Ｔcol／Ｔcyl）／（Ｒ・Ｔcol）・・・(17)
図７は、第２の吸気圧Ｐ_２を算出するフローを示す。
ステップＳ３１では、吸気圧Ｐ_１、エンジン回転速度Ｎ_１、吸気弁のバルブタイミング、冷却水温Ｔｗに基づいて体積効率η_１を算出する。

ステップＳ３２では、自気筒の排気上死点からｔ_１’までの吸気行程開始気筒におけるシリンダ膨張容積Ｖcyl_１を算出する。
ステップＳ３３では、時点ｔ_１’における有効シリンダ容積Ｖ_１を、次式(18)により算出する。

Ｖ_１＝Ｖcol＋Ｖcyl・η_１・Ｔcol／Ｔcyl・・・(18)
ステップＳ３４では、時点ｔ_１における吸気系容積Ｖ_１内の質量吸気量Ｍ_１’を、前記(17)式により算出する。

ステップＳ３５では、ｔ_１’からｔ_２までの間に、スロットル弁５からコレクタ部６内に流入した単位時間当たりの質量流量ｄｍ_１を、前記（6）式により算出する。
ステップＳ３６では、ｔ_１からｔ_２まで時間τ’を、前記(14)式により算出する。

ステップＳ３７では、吸気圧Ｐ_１、エンジン回転速度Ｎ_１、吸気弁のバルブタイミング、冷却水温Ｔｗに基づいて体積効率η_１を算出して、直前の気筒の吸気行程終了時点ｔ_２でのスロットル弁５下流の吸気系容積Ｖ_２を、次式(19)により算出する。

Ｖ_２＝Ｖcol＋Ｖcyl・η_１・Ｔcol／Ｔcyl・・・(19)
ステップＳ３８では、上記のように検出および算出した各値Ｐ_１、Ｍ_１’、ｄｍ_１、Ｖ_１、Ｖ_２、τを用いて、(16)式により第２の吸気圧Ｐ_２を算出する。

第３の吸気圧Ｐ_３は、図５同様のフローにしたがい、前記(9)式での算出値Ｍ_２を用いて(8)式と同一の次式（20）式で算出できる。
Ｐ_３＝Ｐ_２・[（Ｍ_２＋ｄｍ_２・τ）／Ｍ_２]・[Ｖcol／（Ｖcol＋Ｖcyl・η_２）]・・・(20)
このようにすれば、各気筒の排気行程の途中で燃料噴射量を演算する場合でも、吸気行程終了時の吸気圧を高精度に予測しつつ、該吸気圧予測値を用いて燃料噴射量を高精度に演算することができる。

図８は、６気筒エンジンに適用した実施形態の各気筒の吸気行程と、吸気圧力変化を示す。
本実施形態では、排気行程上死点での燃料噴射量演算タイミングｔ_１から、自気筒の吸気行程終了までの間に、自気筒を含めて計３回の吸気行程が行われる。

６気筒エンジンでは、気筒間の行程位相差がクランク角１２０°であり、演算タイミングｔ_１から１２０°の時点ｔ_２で他の第１気筒の吸気行程が終了し、ｔ_２から１２０°の時点ｔ_３で他の第２気筒の吸気行程が終了し、ｔ_３から１２０°の時点ｔ_３で自気筒の吸気行程が終了する。

そこで、図９のメインフローに示すように、初めにｔ_１での吸気圧検出値Ｐ_１を用いてｔ_２での第２の吸気圧Ｐ_２を推定した後、該第２の吸気圧Ｐ_２を用いて、ｔ_３での第３の吸気圧Ｐ_３を推定し、該第３の吸気圧Ｐ_３を用いて、自気筒の吸気行程終了時ｔ_４における第４の吸気圧Ｐ_４を推定し、この第４の吸気圧Ｐ_４を用いて、燃料噴射量を演算する。

なお、１２０°の間に２つの気筒の吸気行程が６０°オーバーラップするが、２気筒のシリンダ吸気量を合わせると１気筒の吸気行程分のシリンダ吸気量となるので、各時点での吸気圧の推定は、４気筒の場合と同様に行うことができる。

第２及び第３の吸気圧Ｐ_２、Ｐ_３の推定のフローは、図４，５と同様であり、第４の吸気圧Ｐ_４の推定は、図１０に示すとおりである。
また、６気筒エンジンで自気筒の排気行程途中に燃料噴射量演算タイミングｔ_１’がある場合は、第２の吸気圧Ｐ_２を推定する際に、自気筒の排気上死点が、吸気行程途中にある他気筒の吸気行程開始から６０°になっているので、そこからｔ_１’までの該他気筒におけるシリンダ膨張容積を算出すれば、第２の実施形態と同様に実施できる。

図示しないが、８気筒エンジンに適用した場合は、排気行程での燃料噴射量演算タイミングから、自気筒の吸気行程終了までの間に、自気筒を含めて計４回の吸気行程が行われる。したがって、上記度同様に、第４の吸気圧Ｐ_４までを推定した後、さらに、第４の吸気圧Ｐ_４を用いて、自気筒の吸気行程終了時における第５の吸気圧Ｐ_５を推定し、この第５の吸気圧Ｐ_５を用いて、燃料噴射量を演算する。

このように、気筒数が増えても、同様に始動時に各気筒の吸気行程終了時の吸気圧を高精度に予測しつつ、該吸気圧予測値を用いて燃料噴射量を高精度に演算することができる。

また、以上の実施形態では、吸気ポートに燃料噴射する機関について示したが、燃焼室内に直接噴射する燃料噴射弁を備えた機関でも、始動時の均質燃焼時に吸気行程終了近傍で燃料噴射し、その燃料噴射量をその前の排気行程で演算するような場合は、同様に適用できる。

本発明の実施形態に係る燃料噴射制御装置のシステム構成を示す平面図。第１実施形態における各気筒の吸気行程と、吸気圧力変化を示すタイムチャート。第１実施形態における燃料噴射制御のメインフローを示すフローチャート。第１実施形態における第２の吸気圧を予測するサブフローを示すフローチャート。第１実施形態における第３の吸気圧を予測するサブフローを示すフローチャート。第２実施形態における各気筒の吸気行程と、吸気圧力変化を示すタイムチャート。第２実施形態における第２の吸気圧を予測するサブフローを示すフローチャート。第３実施形態における各気筒の吸気行程と、吸気圧力変化を示すタイムチャート。第３実施形態における燃料噴射制御のメインフローを示すフローチャート。第３実施形態における第４の吸気圧を予測するサブフローを示すフローチャート。

符号の説明

１エンジン、
２吸気通路
４エアフローメータ
５スロットル弁
６コレクタ部
８燃料噴射弁
１０回転速度センサ
１２水温センサ
１３吸気圧センサ
１４吸気温センサ
２０エンジンコントロールユニット（ＥＣＵ）

Claims

内燃機関の燃料噴射制御装置であって、
スロットル弁下流の吸気圧を検出する吸気圧検出手段と、
スロットル弁下流の吸気温度を検出する吸気温度検出手段と、
前記内燃機関の冷却水温度を検出する冷却水温度検出手段と、
燃料噴射を実施する気筒の排気行程中の所定の燃料噴射演算タイミングｔ１における吸気圧Ｐ１、吸気温度、冷却水温度及び始動後経過時間に基づいて、前記気筒が排気行程時に吸気行程となる他気筒の吸気行程終了時ｔ２における前記他気筒の気筒内吸気温度Ｔｃｙｌを算出する気筒内吸気温度算出手段と、
前記吸気圧Ｐ１及び前記気筒内吸気温度Ｔｃｙｌを用いて、前記他気筒の吸気行程終了時ｔ２の吸気圧予測値Ｐ２を算出する第１予測手段と、
前記吸気圧予測Ｐ２及び前記気筒内吸気温度Ｔｃｙｌを用いて、前記気筒の吸気行程終了時ｔ３の吸気圧予測値Ｐ３を算出する第２予測手段と、
前記吸気圧予測値Ｐ３に基づいて、前記気筒の燃料噴射量を算出する燃料噴射量算出手段と、
を備えることを特徴とする内燃機関の燃料噴射制御装置。
前記第１予測手段は、
前記吸気圧Ｐ１に基づいて、前記他気筒の吸気行程終了時ｔ２における体積効率η１を算出し、
前記気筒内吸気温度Ｔｃｙｌ及び前記体積効率η１に基づいて、前記他気筒の吸気行程終了時ｔ２におけるスロットル弁下流の吸気系容積Ｖ２を算出し、
前記吸気系容積Ｖ２と前記吸気圧Ｐ１とを吸気系の状態方程式に用いて、前記吸気圧予測値Ｐ２を算出する、
ことを特徴とする請求項１に記載の内燃機関の燃料噴射制御装置。
前記第１予測手段は、
吸気圧Ｐ１と、前記燃料噴射演算タイミングｔ１における回転速度、冷却水温及び吸気弁のバルブタイミングに基づいて、前記体積効率η１を算出する、
ことを特徴とする請求項２に記載の内燃機関の燃料噴射制御装置。
前記第１予測手段は、
前記吸気圧予測値Ｐ２を、次式によって算出することを特徴とする請求項２又は請求項３に記載の内燃機関の燃料噴射制御装置。
Ｐ₂＝Ｐ₁・[（Ｍ₁＋ｄｍ₁・τ）／Ｍ₁]・[Ｖcol／Ｖ ₂]

但し
Ｖ ₂ ＝（Ｖcol＋Ｖcyl・η１・Ｔcol／Ｔcyl）：ｔ ₂ におけるスロットル弁下流の吸気系容積
Ｍ₁：ｔ₁が、燃料噴射量が演算される気筒の排気下死点のときは、ｔ₁でのコレクタ部内の質量吸気量、ｔ₁が排気行程途中のときは、ｔ₁でのスロットル弁下流の吸気系容積における質量吸気量
ｄｍ₁：次式で算出されるｔ₁〜ｔ₂の間の単位時間当たりの質量吸気流量
Ｐ₀：大気圧
τ₁：ｔ₁からｔ₂までの時間
κ：吸気の比熱比
Ｖcol：コレクタ部容積
Ｖcyl：筒内行程容積
Ｔcol：コレクタ部内吸気温度
前記コレクタ部内の質量吸気量Ｍ ₁を、次式によって算出することを特徴とする請求項４に記載の内燃機関の燃料噴射制御装置。
Ｍ₁＝Ｐ₁・Ｖcol／（Ｒ・Ｔcol）
Ｒ：吸気のガス定数
前記第２予測手段は、
前記吸気圧予測値Ｐ２に基づいて、前記気筒の吸気行程終了時ｔ３における体積効率η２を算出し、
前記気筒内吸気温度Ｔｃｙｌ及び前記体積効率η２に基づいて、前記気筒の吸気行程終了時ｔ３におけるスロットル弁下流の吸気系容積Ｖ３を算出し、
前記スロットル弁下流の吸気系容積Ｖ３と前記吸気圧予測値Ｐ２とを吸気系の状態方程式に用いて、前記吸気圧予測値Ｐ３を算出する、
ことを特徴とする請求項１から請求項５までのいずれか１つに記載の内燃機関の燃料噴射制御装置。
前記第２予測手段は、
前記吸気圧予測値Ｐ２と、前記燃料噴射演算タイミングｔ１における回転速度、冷却水温及び吸気弁のバルブタイミングと、に基づいて、前記体積効率η２を算出する、
ことを特徴とする請求項６に記載の内燃機関の燃料噴射制御装置。