JP6137220B2 - 内燃機関の熱発生率波形算出装置および熱発生率波形算出方法 - Google Patents
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Description
本発明は、火花点火式の内燃機関における熱発生率波形を算出するための装置、およびその算出方法に関連し、特に、混合気が着火してから熱発生率が最大になるまでの期間(本明細書では、この期間を「前半燃焼期間」と呼ぶ)に着目して、熱発生率波形を得るための技術に係る。
従来より、内燃機関の燃焼状態を表現するために、気筒内の熱発生率をウィーベ(Wiebe)関数によって近似することが行われている。ウィーベ関数は、複数のパラメータを特定することによって、熱発生率波形を好適に表現することができるものであって、内燃機関の燃焼による熱発生率や質量燃焼割合などを推定するために利用されている。
例えば、特許文献1に記載されているウィーベ関数パラメータの決定方法では、熱発生率が最大となるクランク角度での燃焼割合に基づいて、所定の式によりウィーベ関数の形状パラメータmを同定するようにしている。そして、k、a/θp m+1、θbといった他のパラメータについてもそれぞれ所定の式により同定して、実際の熱発生パターンに高い精度で適合するように、ウィーベ関数を決定することができる。
前記特許文献1には、そのように複数のパラメータm,k,a/θp m+1,θbを同定し、ウィーベ関数を決定する作業を種々の運転条件に対して行うことにより、これらのパラメータと内燃機関の運転パラメータ(負荷率、回転速度、空燃比、点火時期など)との関係を把握することができる、と記載されている。また、そうして把握した関係を利用すれば、内燃機関のあらゆる運転条件に対してウィーベ関数を決定し、当該内燃機関の燃焼状態を精度良く表すことができると記載されている。
しかしながら前記特許文献1には、ウィーベ関数のパラメータm、k、a/θp m+1、θbと内燃機関の運転パラメータとの関係を特定する具体的な方法について開示されていない。このため、実際には殆ど全ての運転条件についてパラメータm、k、a/θp m+1、θbを同定し、それぞれの運転条件についてウィーベ関数を決定しなくてはならない。つまり、前記従来の方法には、熱発生率波形を作成するための工数をさらに低減し、コストを削減する余地が残されている。
また、前記の方法では、パラメータm、k、a/θp m+1、θbをそれぞれ同定し、ウィーベ関数を決定して初めて熱発生率波形全体を表現することができ、これに基づいて燃焼状態を評価できるものである。よって、熱発生率波形全体を表現することなく、例えば前半燃焼期間(混合気が着火してから熱発生率が最大になるまでの期間)だけを簡易な方法で推定し、評価することはできない。
本発明はかかる諸点に鑑みてなされたものであり、その目的とするところは、燃焼状態を表す指標の一つである前半燃焼期間に着目し、熱発生率波形を作成(算出)するための工数を低減すると共に、例えば前半燃焼期間について、所要の精度を確保しながら簡易に推定し、評価できるようにすることにある。
−発明の解決原理−
本発明の発明者は、火花点火によって混合気が着火してから熱発生率が最大になるまでの期間である前半燃焼期間が、機関負荷率、EGR率、空燃比、油水温、および、排気バルブの開閉タイミングの何れの影響も受けず、熱発生率が最大となる時期における物理量と高い相関を有しているという新規な知見を得た。
本発明の発明者は、火花点火によって混合気が着火してから熱発生率が最大になるまでの期間である前半燃焼期間が、機関負荷率、EGR率、空燃比、油水温、および、排気バルブの開閉タイミングの何れの影響も受けず、熱発生率が最大となる時期における物理量と高い相関を有しているという新規な知見を得た。
かかる新規な知見に基づいて、本発明の解決原理は、熱発生率波形の特性値の一つとして前記前半燃焼期間を用いて熱発生率波形を算出するに際し、この前半燃焼期間を、機関負荷率、EGR率、空燃比、油水温、および、排気バルブの開閉タイミングの何れにも依らずに推定するようにしたことにある。
−解決手段−
具体的に、本発明は、火花点火式の内燃機関における熱発生率波形を算出するための装置を対象とするもので、混合気の燃焼期間のうち着火時期から熱発生率が最大になる熱発生率最大時期までの期間を、前記熱発生率波形の特性値の一つである前半燃焼期間として規定する。そして、前記前半燃焼期間を、機関負荷率、EGR率、空燃比、油水温、および、排気バルブの開閉タイミングの何れにも依らず、前記熱発生率最大時期における物理量に基づいて推定し、この推定した前半燃焼期間を用いて前記熱発生率波形を算出する構成とする。
具体的に、本発明は、火花点火式の内燃機関における熱発生率波形を算出するための装置を対象とするもので、混合気の燃焼期間のうち着火時期から熱発生率が最大になる熱発生率最大時期までの期間を、前記熱発生率波形の特性値の一つである前半燃焼期間として規定する。そして、前記前半燃焼期間を、機関負荷率、EGR率、空燃比、油水温、および、排気バルブの開閉タイミングの何れにも依らず、前記熱発生率最大時期における物理量に基づいて推定し、この推定した前半燃焼期間を用いて前記熱発生率波形を算出する構成とする。
前記の特定事項によると、内燃機関において気筒内の混合気の燃焼による熱発生率の波形を算出するに際して、その熱発生率波形の特性値の一つとして、混合気の着火時期から熱発生率が最大になる熱発生率最大時期までの期間である前半燃焼期間を用いている。そして、本発明の発明者は、この前半燃焼期間が、内燃機関の負荷率、EGR率、空燃比、油水温、および、排気バルブの開閉タイミングの何れの運転条件の影響も受けず、熱発生率最大時期における物理量の影響を受けることを新たな知見として見出した。このため、この前半燃焼期間に基づいて熱発生率波形を算出するようにすれば、前記各運転条件を考慮する必要がなくなる。従って、機関負荷率、EGR率、空燃比、油水温、および、排気バルブの開閉タイミングの運転条件を考慮して(これら運転条件を変化させて)熱発生率波形を作成するといった従来技術(前記ウィーベ関数を利用し、複数のパラメータ(形状パラメータなど)を種々の運転条件に対して同定するもの)に比べて、十分な精度を保証しながらも熱発生率波形を作成する工数を低減できる。
しかも、熱発生率波形全体を作成することなく、前記のように熱発生率最大時期における物理量に基づいて前半燃焼期間だけを推定できるので、所要の精度を確保しながら簡易に前半燃焼期間を推定し、その評価を行うことができる。
また、前半燃焼期間は気筒内の乱れの影響を大きく受けると想定される。つまり、気筒内の乱れが強いほど火炎伝播が急速になって、前半燃焼期間は短くなると想定される。そして、気筒内の乱れは、筒内体積に応じて変化する。つまり、前記熱発生率最大時期における筒内体積が大きいほど(燃焼行程においてピストンが下死点に近い位置にあるほど)気筒内の乱れは弱くなる。そして、気筒内の乱れが弱くなると、火炎伝播が緩慢になって前半燃焼期間は長くなる。このため、前記熱発生率最大時期が、ピストンが圧縮上死点に達するタイミング(TDC)よりも遅角側にある場合、熱発生率最大時期における筒内体積が大きいほど気筒内の乱れは弱くなり前半燃焼期間は長くなる。一方、熱発生率最大時期における筒内体積が小さいほど気筒内の乱れは強くなり、火炎伝播が急速になって前半燃焼期間は短くなる。このように熱発生率最大時期における筒内体積は、気筒内の乱れに相関のあるパラメータとなっている。このため、前記前半燃焼期間を、前記熱発生率最大時期における筒内体積に基づいて算出することが好ましい。これにより、気筒内の乱れの影響を反映した前半燃焼期間を算出することができ、前半燃焼期間の推定精度が十分に確保され、この前半燃焼期間を用いて算出された熱発生率波形の信頼性も十分に確保されることになる。
また、気筒内の乱れは機関回転速度によっても変化する。つまり、機関回転速度が低いほど吸気系から気筒内に流入する空気の流速が低くなって気筒内の乱れは弱くなる。そして、気筒内の乱れが弱くなると、火炎伝播が緩慢になって前半燃焼期間は長くなる。逆に、機関回転速度が高いほど吸気系から気筒内に流入する空気の流速が高くなって気筒内の乱れは強くなる。そして、気筒内の乱れが強くなると、火炎伝播が急速になって前半燃焼期間は短くなる。このように機関回転速度も、気筒内の乱れに相関のあるパラメータとなっている。このため、前記前半燃焼期間を、機関回転速度に基づく補正係数(例えば機関回転速度の指数関数)を乗算して算出することが好ましい。これにより、気筒内の乱れの影響をよりいっそう反映した前半燃焼期間を算出することができ、前半燃焼期間の推定精度が十分に確保され、この前半燃焼期間を用いて算出された熱発生率波形の信頼性も十分に確保されることになる。
前記機関回転速度に基づく補正係数の一例として、タンブル比に応じた値を指数とする機関回転速度の指数関数とすることが好ましい。前記タンブル比は、機関回転速度と共に気筒内の乱れに大きく影響を及ぼすものであるため、機関回転速度に基づく補正係数を、タンブル比に応じた値を指数とする機関回転速度の指数関数とすることによって、気筒内の乱れの影響をよりいっそう反映した前半燃焼期間を算出することができ、前半燃焼期間の推定精度が十分に確保される。
より具体的な前半燃焼期間の算出手法としては、仮想の熱発生率最大時期を設定し、この仮想の熱発生率最大時期における物理量に従って求められた仮想の前半燃焼期間が、実際の着火時期から仮想の熱発生率最大時期までの期間に一致したか否かを、仮想の熱発生率最大時期を変更しながら繰り返し計算することが挙げられる。つまり、仮想の熱発生率最大時期を設定し、実際の点火時期に従って求められた着火時期と前記仮想の熱発生率最大時期との間の期間である仮想の前半燃焼期間と、前記仮想の熱発生率最大時期における物理量に基づいて推定された前半燃焼期間とを比較し、これらが一致した場合における前記推定された前半燃焼期間が真の前半燃焼期間として算出される。そして、この真の前半燃焼期間を用いて前記熱発生率波形を算出する。これによれば、仮想の熱発生率最大時期を真の熱発生率最大時期に近付けていくことが可能になり、前半燃焼期間を推定するための熱発生率最大時期を正確に求めることができ、前半燃焼期間を高い精度で算出することができる。
前記のようにして算出した前半燃焼期間を用いて算出する熱発生率波形としては、例えば、混合気の着火から燃焼終了までのクランク角度期間を底辺とし、熱発生率最大時期における熱発生率を頂点とする三角波形が挙げられる。この三角波形によって熱発生率波形を近似すれば、着火時期から熱発生率最大時期までの熱発生率を表す三角形の底辺が前記前半燃焼期間として規定されることになる。
見方を変えると本発明は、火花点火式の内燃機関における熱発生率波形を算出する方法に係る。すなわち、まず、混合気の燃焼期間のうち着火時期から熱発生率が最大になる熱発生率最大時期までの期間を、前記熱発生率波形の特性値の一つである前半燃焼期間として規定する。そして、この前半燃焼期間を、機関負荷率、EGR率、空燃比、油水温、および、排気バルブの開閉タイミングの何れにも依らず、前記熱発生率最大時期における物理量に基づいて推定し、この推定した前半燃焼期間を用いて前記熱発生率波形を算出するものである。
本発明によると、内燃機関における熱発生率波形の特性値の一つとして、混合気の着火時期から熱発生率が最大になる熱発生率最大時期までの期間である前半燃焼期間を用い、この前半燃焼期間を、機関負荷率、EGR率、空燃比、油水温、および、排気バルブの開閉タイミングの何れにも依らず、熱発生率最大時期における物理量に基づいて推定するようにしたので、熱発生率波形の作成にかかる工数を低減できると共に、熱発生率波形の全体を作成することなく、前半燃焼期間について、所要の精度を確保しながら、簡易に推定し、評価できるようになる。
以下、本発明の実施の形態を図面に基づいて説明する。本実施形態では、自動車用のガソリンエンジン(火花点火機関)を対象とした熱発生率波形を算出(作成)する熱発生率波形算出装置に本発明を適用した場合について説明する。
図1は、本実施形態に係る熱発生率波形算出装置1の構成、および、この熱発生率波形算出装置1の入出力情報を表す図である。この熱発生率波形算出装置1は、エンジンの状態量、制御パラメータの制御量および物理量の各種情報が入力される。これら入力情報としては、エンジン回転速度、負荷率、点火時期、EGR率、空燃比、油水温、吸排気の各バルブの開閉タイミング(バルブタイミング)等が挙げられる。また、熱発生率波形算出装置1は、各入力情報に基づいて以下の各推定モデルを格納した推定部2〜5により熱発生率波形の各種特性値を推定して、この各種特性値を利用して作成した熱発生率波形を出力する。
−熱発生率波形の各特性値の推定部−
熱発生率波形算出装置1は、熱発生率波形の特性値として着火遅れ、前半燃焼期間、熱発生率傾きおよび熱発生量をそれぞれ推定するために、着火遅れ推定モデルを格納した着火遅れ推定部2、前半燃焼期間推定モデルを格納した前半燃焼期間推定部3、熱発生率傾き推定モデルを格納した熱発生率傾き推定部4、および、熱発生量推定モデルを格納した熱発生量推定部5を備えている。
熱発生率波形算出装置1は、熱発生率波形の特性値として着火遅れ、前半燃焼期間、熱発生率傾きおよび熱発生量をそれぞれ推定するために、着火遅れ推定モデルを格納した着火遅れ推定部2、前半燃焼期間推定モデルを格納した前半燃焼期間推定部3、熱発生率傾き推定モデルを格納した熱発生率傾き推定部4、および、熱発生量推定モデルを格納した熱発生量推定部5を備えている。
着火遅れ推定部2は、エンジンの点火プラグ(点火栓)によって混合気に点火された時期(以下、点火時期という)、即ち点火プラグの電極間に火花放電が行われてから、この火花によって混合気に着火し初期火炎核が形成される時期(以下、着火時期という)までの期間(以下、着火遅れ期間という)を、着火遅れ推定モデルを使用して推定する部分である。この着火遅れ期間はクランク角度[CA]で表される。なお、前記着火時期の定義として、本実施形態では、点火時期以降に熱発生率(クランクシャフトの回転の単位クランク角度当たりの熱発生量)が1[J/CA]に達した時期とする。この値はこれに限らず適宜設定可能であり、例えば、点火時期以降の熱発生量が総熱発生量に対して所定割合(例えば5%)に達した時期を着火時期としてもよい。さらに、総熱発生量に対する熱発生量の割合が所定値に達した時期(例えば10%に達した時期でのクランク角度位置)と前記熱発生量の割合が他の所定値に達した時期(例えば50%に達した時期でのクランク角度位置)とに基づいて着火時期を定義するようにしてもよい。つまり、これらのクランク角度位置と熱発生量の割合とによって、熱発生率が上昇していく期間での熱発生率波形に近似した三角形(三角波形)を作成し、この三角波形に基づいて着火時期を定義するものである。また、熱発生率が上昇していく期間での一般的な熱発生率波形の形状を、前記クランク角度位置と熱発生量の割合との関係が成立するように当て嵌めて熱発生率波形を作成し、この熱発生率波形に基づいて着火時期を定義するようにしてもよい。前記各値はこれに限定されることなく適宜設定可能である。なお、エンジンの実機においては、前記点火時期は、MBT(Minimum Spark Advance for Best Torque:最適点火時期)に近付くように点火タイミングの進角補正を行っていきながらノッキングが検知された場合には点火タイミングの遅角補正を行うといった制御が行われることによって決定されるものである。
前半燃焼期間推定部3は、混合気の燃焼期間のうち、前記着火時期から、火炎核の成長に伴って熱発生率が最大となるタイミング(点火時期から燃焼終了時期までの期間中で熱発生率が最大となるタイミング)までの期間である前半燃焼期間を、前半燃焼期間推定モデルを使用して推定する部分である。以下、この熱発生率が最大となるタイミングを熱発生率最大時期という。また、この熱発生率最大時期および前半燃焼期間はそれぞれクランク角度[CA]で表される。
熱発生率傾き推定部4は、前記前半燃焼期間、即ち着火時期から熱発生率最大時期までの期間における、クランク角度変化に対する平均的な熱発生率の増加率(熱発生率の傾き)を、熱発生率傾き推定モデルを使用して推定する部分である。すなわち、本実施形態では、図2を参照して以下に述べるように、熱発生率波形に近似した三角波形を作成するようにしており、熱発生率傾き推定部4は、その三角波形における着火時期から熱発生率最大時期までの熱発生率を表す斜辺の傾きを推定するものである。この熱発生率の傾きの単位としては[J/CA2]で表される。
熱発生量推定部5は、混合気の燃焼によって発生した熱発生量(燃焼期間の全期間において発生した熱発生量であって、点火時期から燃焼終了時期までの期間中における熱発生率の積算値)を、熱発生量推定モデルを使用して推定する部分である。この熱発生量の単位としては[J]で表される。
各推定部2〜5での推定動作によってそれぞれ、着火遅れ、前半燃焼期間、熱発生率傾き、および、熱発生量という熱発生率波形の特性値が求められ、これらの特性値を利用して熱発生率波形が作成される。そして、この作成された熱発生率波形が熱発生率波形算出装置1の出力となる。
このため、本実施形態に係る熱発生率波形算出装置1にあっては、図3に示すフローチャートの如く、着火遅れ推定部2における着火遅れ期間の推定動作(ステップST1)、前半燃焼期間推定部3における前半燃焼期間の推定動作(ステップST2)、熱発生率傾き推定部4における熱発生率傾きの推定動作(ステップST3)、熱発生量推定部5における熱発生量の推定動作(ステップST4)が順に行われた後、これら推定された特性値を利用した熱発生率波形の作成動作(ステップST5)が行われることになる。
図2は、各推定部2〜5で推定された特性値を利用して作成されて、熱発生率波形算出装置1から出力される熱発生率波形の一例を示している。この図2では、図中のタイミングSAが点火時期であり、図中のタイミングFAが着火時期である。このため、図中のτが着火遅れ期間となる。また、図中においてdQpeakAが熱発生率最大時期であって、この熱発生率最大時期dQpeakAにおける熱発生率が図中のbである。つまり、この熱発生率bが燃焼期間中における最大熱発生率となっている。また、着火時期FAから熱発生率最大時期dQpeakAまでの期間である図中のaが前半燃焼期間となっている。このため、前半燃焼期間aにおける熱発生率の傾きはb/aとして表される。さらに、熱発生率最大時期dQpeakAから燃焼終了時期EAまでの期間である図中のcが後半燃焼期間となっている。また、図中のQ1は前半燃焼期間aにおける熱発生量であり、Q2は後半燃焼期間cにおける熱発生量である。そして、燃焼期間の全期間において発生する熱発生量(総熱発生量Qall)は、これら熱発生量Q1と熱発生量Q2との和として表される。
言い換えると、本実施形態の熱発生率波形算出装置1は、混合気の着火から燃焼終了までのクランク角度期間(図中のFAからEA)を底辺とし、熱発生率最大時期dQpeakAにおける熱発生率bを頂点とする三角波形によって熱発生率波形を近似するようにしている。この場合、着火時期FAから熱発生率最大時期dQpeakAまでの熱発生率を表す三角形の底辺が前半燃焼期間aとなる。本実施形態では、この熱発生率波形算出装置1の出力である熱発生率波形を利用し、エンジン設計に際してのシステムの検討、制御の検討、適合値の検討が行われる。
以下、各推定部2〜5での推定処理について具体的に説明する。
−着火遅れ推定部−
着火遅れ推定部2は、前述した如く、点火時期SAから着火時期FAまでの期間である着火遅れ期間τを推定する部分である。
着火遅れ推定部2は、前述した如く、点火時期SAから着火時期FAまでの期間である着火遅れ期間τを推定する部分である。
この着火遅れ推定部2において行われる着火遅れ期間τの推定処理は以下のとおりである。
この着火遅れ期間τは、以下の式(1)および式(2)の何れか一方を利用して推定される(これらの式が着火遅れ推定モデルに相当する)。
ρfuel@SAは点火時期SAにおける筒内の燃料密度(筒内燃料量[mol]/点火時期の筒内体積[L])である。ρfuel@FAは着火時期FAにおける筒内の燃料密度(筒内燃料量[mol]/着火時期の筒内体積[L])である。Neはエンジン回転速度である。C1,C2,χ,δ,φ,ψはそれぞれ実験等に基づいて同定される係数である。
これら式(1)および式(2)は、空燃比が理論空燃比であり、EGR率が「0」であり、エンジンの暖機運転が完了しており(油水温が所定値以上であり)、吸気バルブの開閉タイミングが固定されていることを条件に成立する式となっている。
式(1)は、ピストンが圧縮上死点に達するタイミング(TDC)よりも進角側(BTDC)で混合気が着火した(以下、BTDC着火という)場合の着火遅れ期間τの算出式である。また、式(2)は、ピストンが圧縮上死点に達したタイミング(TDC)よりも遅角側(ATDC)で混合気が着火した(以下、ATDC着火という)場合の着火遅れ期間τの算出式である。
これらの式に示すように、着火遅れ期間τは、所定タイミングでの筒内の燃料密度ρfuelおよびエンジン回転速度Neを変数とする演算式によって算出される。
これら演算式によって着火遅れ期間τが算出可能である根拠について以下に説明する。
図4は、BTDC着火の場合における、点火時期SAでの筒内の燃料密度ρfuel@SAの変化に対する着火遅れ期間τの変化を実験によって計測した結果を示すグラフである。この実験は、空燃比を理論空燃比とし、EGR率を「0」とし、エンジンの暖機運転が完了しており(油水温が所定値以上であり)、吸気バルブの開閉タイミングを固定して行われたものである。また、この図4では、「○」「△」「□」「◇」「×」「+」「▽」の順でエンジン回転速度Neが高くなっている。例えば「○」は800rpm、「△」は1000rpm、「□」は1200rpm、「◇」は1600rpm、「×」は2400rpm、「+」は3200rpm、「▽」は3600rpmである。
この図4に示すように、BTDC着火した場合、点火時期SAにおける筒内の燃料密度ρfuel@SAと着火遅れ期間τとの間にはエンジン回転速度Ne毎に相関がある。つまり、これらの相関を概ね1本の曲線で表すことができる。図4では、エンジン回転速度Neが1000rpmの場合および2400rpmの場合のそれぞれについて、点火時期SAにおける筒内の燃料密度ρfuel@SAと着火遅れ期間τとの相関を1本の曲線で表している。
図4に示すように、点火時期SAにおける筒内の燃料密度ρfuel@SAが高いほど着火遅れ期間τは短くなっている。これは、燃料密度ρfuel@SAが高いほど、点火プラグ周辺の燃料分子の数が多くなり、点火プラグの点火後における火炎核の成長が急速に行われるためであると考えられる。また、エンジン回転速度Neは着火遅れ期間τに影響を与えている。つまり、エンジン回転速度Neが高いほど着火遅れ期間τは短くなっている。これは、エンジン回転速度Neが高いほど気筒内での混合気流れの乱れ(以下、単に乱れという)が強くなって前記火炎核の成長が急速に行われるためであると考えられる。このように、点火時期SAにおける筒内の燃料密度ρfuel@SAおよびエンジン回転速度Neは着火遅れ期間τに影響を与えるパラメータとなっている。
図5は、式(1)で算出された予測着火遅れ期間と、実機において計測された実測着火遅れ期間との関係を検証した結果を示すグラフである。この予測着火遅れ期間を求めるに当たっては、式(1)におけるC1,χ,δの各係数をエンジン運転条件に応じて同定することにより得られた予測式を使用している。この図5では、「○」「△」「□」「◇」「×」「+」「▽」「☆」の順でエンジン回転速度Neが高くなっている。例えば「○」は800rpm、「△」は1000rpm、「□」は1200rpm、「◇」は1600rpm、「×」は2000rpm、「+」は2400rpm、「▽」は3200rpm、「☆」は3600rpmである。
この図5から明らかなように、予測着火遅れ期間は実測着火遅れ期間に略一致しており、式(1)によって、BTDC着火した場合の着火遅れ期間が高い精度で算出されていることが解る。
図6は、ATDC着火の場合における、着火時期FAでの筒内の燃料密度ρfuel@FAの変化に対する着火遅れ期間τの変化を実験によって計測した結果を示すグラフである。この実験は、エンジン回転速度を固定し、空燃比を理論空燃比とし、EGR率を「0」とし、エンジンの暖機運転が完了しており(油水温が所定値以上であり)、吸気バルブの開閉タイミングを固定して行われたものである。また、この図6では、「○」「×」「+」「△」の順で機関負荷率が高くなっている。例えば「○」は機関負荷率20%、「×」は機関負荷率30%、「+」は機関負荷率40%、「△」は機関負荷率50%である。
この図6に示すように、ATDC着火した場合、着火時期FAにおける筒内の燃料密度ρfuel@FAと着火遅れ期間τとの間には機関負荷率に依らず(機関負荷率に関わりなく)相関がある。つまり、これらの相関を概ね1本の曲線で表すことができる。
図6に示すように、着火時期FAにおける筒内の燃料密度ρfuel@FAが高いほど着火遅れ期間τは短くなっている。これは、前述したように、燃料密度ρfuel@FAが高いほど、点火プラグ周辺の燃料分子の数が多くなり、点火プラグの点火後における火炎核の成長が急速に行われるためであると考えられる。このように、着火時期FAにおける筒内の燃料密度ρfuel@FAは着火遅れ期間τに影響を与えるパラメータとなっている。また、前述した場合と同様に、エンジン回転速度Neも着火遅れ期間τに影響を与えるパラメータになっていると想定される。
図7は、式(2)で算出された予測着火遅れ期間と、実機において計測された実測着火遅れ期間との関係を検証した結果を示すグラフである。この予測着火遅れ期間を求めるに当たっては、式(2)におけるC2,φ,ψの各係数をエンジン運転条件に応じて同定することにより得られた予測式を使用している。この図7では、「○」「×」「+」「△」の順でエンジン回転速度Neが高くなっている。例えば「○」は800rpm、「×」は1200rpm、「+」は3600rpm、「△」は4800rpmである。
この図7から明らかなように、予測着火遅れ期間は実測着火遅れ期間に略一致しており、式(2)によって、ATDC着火した場合の着火遅れ期間が高い精度で算出されていることが解る。
本発明の発明者は、これらの新たな知見に基づいて前記式(1)および式(2)を導き出した。
以下、着火遅れ期間τの算出に当たり、着火時期で層別する理由について説明する。つまり、BTDC着火した場合と、ATDC着火した場合とを層別し、それぞれに対して異なる演算式(前記式(1)および式(2))を用いて着火遅れ期間τを算出する理由について説明する。
まず、BTDC着火する場合、図8(点火時期SAと熱発生率波形とを示す図)に示すように、点火時期SAも、ピストンが圧縮上死点に達するタイミングよりも進角側(BTDC)である。この場合、点火時期SAを迎えた後、ピストンは圧縮上死点に向かって移動することになる。つまり、筒内体積が小さくなっていき、これに伴って燃料密度ρfuelは大きくなっていく。このため、燃料密度ρfuelとしては、着火時期FAでの燃料密度ρfuel@FAよりも点火時期SAでの燃料密度ρfuel@SAの方が小さくなっている。そして、着火遅れ期間の最大値(想定される着火遅れ期間のうち最も長い着火遅れ期間)に相関のある値である点火時期SAでの燃料密度ρfuel@SAに対して、予め同定された各種係数を乗算することにより、着火遅れ期間τを高い精度で求めることができる。
一方、ATDC着火する場合、図9(点火時期SAと熱発生率波形とを示す図)に示すように、点火時期SAは、ピストンが圧縮上死点に達するタイミングよりも進角側(BTDC)である場合(図9(a)を参照)と、遅角側(ATDC)である場合(図9(b)を参照)とがある。これらの場合、着火時期FAを迎えた後、ピストンは下死点に向かって移動することになる。つまり、筒内体積が大きくなっていき、これに伴って燃料密度ρfuelは小さくなっていく。このため、燃料密度ρfuelとしては、点火時期SAでの燃料密度ρfuel@SAよりも着火時期FAでの燃料密度ρfuel@FAの方が小さくなっている可能性が高い。そして、着火遅れ期間の最大値(想定される着火遅れ期間のうち最も長い着火遅れ期間)に相関のある値である着火時期FAでの燃料密度ρfuel@FAに対して、予め同定された各種係数を乗算することにより、着火遅れ期間τを高い精度で求めることができる。
また、これら式(1)および式(2)の何れを使用するかを判断する手順(着火時期がBTDC着火であるかATDC着火であるかを判断する手順)および着火遅れ期間(後述する真の着火遅れ期間)を算出する手順は以下のとおりである。まず、仮想の着火時期を設定し、この仮想の着火時期における筒内体積を求める。この筒内体積は仮想の着火時期に対応するクランク角度位置(ピストンの位置)によって幾何学的に求めることが可能であるので、仮想の着火時期から筒内体積は一義的に決まる。そして、この筒内体積と燃料噴射量とから燃料密度を求める。そして、仮想の着火時期をBTDC着火として設定した場合には、この仮想の着火時期における燃料密度およびエンジン回転速度を式(1)に代入して推定着火遅れ期間を算出する。一方、仮想の着火時期をATDC着火として設定した場合には、この仮想の着火時期における燃料密度およびエンジン回転速度を式(2)に代入して推定着火遅れ期間を算出する。そして、仮想の着火時期に対し、前記算出された推定着火遅れ期間だけ進角した時期を仮想の点火時期とする。ここで、この仮想の点火時期と実際の点火時期(入力情報である点火時期)とを比較する。仮想の点火時期と実際の点火時期とが一致しない場合、前記仮想の着火時期を変更する。例えば仮想の着火時期を遅角側に変更する。そして、再度、この仮想の着火時期における燃料密度およびエンジン回転速度を式(1)または式(2)に代入して(仮想の着火時期をBTDC着火として設定した場合には式(1)に代入し、仮想の着火時期をATDC着火として設定した場合には式(2)に代入する)推定着火遅れ期間を算出して、仮想の点火時期を求め、これと実際の点火時期(入力情報である点火時期)とを比較する。この動作を繰り返し、仮想の点火時期と実際の点火時期とが一致した場合における仮想の着火時期が真の着火時期として得られることになる。そして、この際(真の着火時期が得られた際)、式(1)または式(2)において算出された推定着火遅れ期間が真の着火遅れ期間として得られることになる。また、前記真の着火時期がBTDCであった場合(BTDC着火であった場合)に前記求められた着火時期を改めて式(1)に代入して着火遅れ期間τの算出を行い、前記真の着火時期がATDCであった場合(ATDC着火であった場合)に前記求められた着火時期を改めて式(2)に代入して着火遅れ期間τの算出を行うようにしてもよい。
以上の動作を言い換えると以下のとおりとなる。前記実際の点火時期と仮想の着火時期との間の期間(仮想の着火時期で着火したとした場合の仮想の着火遅れ期間)と、式(1)または式(2)で算出された(推定された)推定着火遅れ期間とを比較し、これらが一致しない場合には、前記仮想の着火時期を変更する。そして、再度、式(1)または式(2)によって推定着火遅れ期間を算出した後、前記実際の点火時期と仮想の着火時期との間の期間(仮想の着火遅れ期間)と、式(1)または式(2)で算出された推定着火遅れ期間とを比較する。この動作を繰り返し、これらが一致した場合(仮想の着火遅れ期間と推定着火遅れ期間とが一致した場合)における推定着火遅れ期間が真の着火遅れ期間として得られることになる。
以上のような着火遅れ推定部2による着火遅れ期間τの推定により、エンジン運転領域の全領域に対して着火遅れ期間τの推定が可能になる。
以上のようにして着火遅れ期間τが算出されると、前記点火時期SAに着火遅れ期間τを加算することで着火時期FAを求めることができる。
−前半燃焼期間推定部−
前半燃焼期間推定部3は、前述した如く、着火時期FAから熱発生率最大時期dQpeakAまでの期間である前半燃焼期間aを推定する部分である。
前半燃焼期間推定部3は、前述した如く、着火時期FAから熱発生率最大時期dQpeakAまでの期間である前半燃焼期間aを推定する部分である。
この前半燃焼期間推定部3において行われる前半燃焼期間aの推定処理は以下のとおりである。
この前半燃焼期間a[CA]は、以下の式(3)を利用して推定される(この式が前半燃焼期間推定モデルに相当する)。
V@dQpeakは前記熱発生率最大時期dQpeakAにおける物理量としての筒内体積[L]であり、以下では、熱発生率最大時筒内体積ともいう。Neはエンジン回転速度(機関回転速度)である。
この式(3)は、吸気バルブの開閉タイミングが固定されていることを条件に成立する式となっている。また、この式(3)は、機関負荷率、EGR率、空燃比、油水温、および、排気バルブの開閉タイミングの何れの影響も受けることなく成立するものとなっている。つまり、式(3)は、前半燃焼期間aが、機関負荷率、EGR率、空燃比、油水温、および、排気バルブの開閉タイミングの何れの影響も受けないことに基づいて成立している。
この式(3)によって前半燃焼期間aが算出可能である根拠について以下に説明する。
図10〜図14それぞれは、互いに異なるエンジン運転状態において得られる熱発生率波形であって、熱発生率最大時期dQpeakAを互いに一致させるように点火時期SAを調整した各熱発生率波形を重ねて表示したものである。図10は、機関負荷率のみが互いに異なる各エンジン運転状態において得られる熱発生率波形を重ねて表示したものである。図11は、EGR率のみが互いに異なる各エンジン運転状態において得られる熱発生率波形を重ねて表示したものである。図12は、空燃比のみが互いに異なる各エンジン運転状態において得られる熱発生率波形を重ねて表示したものである。また、図13は、エンジンの暖機運転の途中のように油水温のみが互いに異なる場合に得られる熱発生率波形を重ねて表示したものである。図14は、排気バルブの開閉タイミングのみが互いに異なる各エンジン運転状態において得られる熱発生率波形を重ねて表示したものである。
これら図10〜図14に示すように、機関負荷率、EGR率、空燃比、油水温、および、排気バルブの開閉タイミングの何れが変化しても前半燃焼期間aは一定に維持されている。つまり、前半燃焼期間aは、機関負荷率、EGR率、空燃比、油水温、および、排気バルブの開閉タイミングの何れの影響も受けないものであることが解る。
更に、本発明の発明者は、前半燃焼期間aが排気バルブの開閉タイミングの影響を受けないことを確認するための実験を行った。図15(a)(b)は、熱発生率最大時期dQpeakAと前半燃焼期間aとの関係を、互いに異なる排気バルブの開閉タイミングそれぞれに対して調べた実験の結果を示す図である。この実験は、エンジン回転速度、吸気バルブの開閉タイミング、機関負荷率および点火時期それぞれを固定し、空燃比を理論空燃比とし、EGR率を「0」とし、エンジンの暖機運転が完了している(油水温が所定値以上である)状態で行われたものである。また、図15(a)と図15(b)とはエンジン回転速度が互いに異なっている。また、この図15(a)(b)では、それぞれ「○」「×」「+」「△」の順で排気バルブの開閉タイミングが遅角側となっている。例えば「○」は最進角の開閉タイミング、「×」は最進角の開閉タイミングから10°遅角した開閉タイミング、「+」は最進角の開閉タイミングから20°遅角した開閉タイミング、「△」は最進角の開閉タイミングから30°遅角した開閉タイミングである。
この図15(a)(b)に示すように、熱発生率最大時期dQpeakAと前半燃焼期間aとの間には排気バルブの開閉タイミングに依らず(排気バルブの開閉タイミングに関わりなく)相関がある。つまり、これらの相関を概ね1本の曲線で表すことができる。この実験からも、前半燃焼期間aは排気バルブの開閉タイミングの影響を受けないことが解る。
一方、図16は、点火時期SAのみが互いに異なる各エンジン運転状態において得られる熱発生率波形を重ねて表示したものである。この図16から解るように、点火時期SAが遅角されるほど前半燃焼期間aは長くなっている。
また、図17は、エンジン回転速度Neのみが互いに異なる各エンジン運転状態において得られる熱発生率波形であって、熱発生率最大時期dQpeakAを互いに一致させるように点火時期SAを調整した各熱発生率波形を重ねて表示したものである。この図17から解るように、エンジン回転速度Neが低いほど前半燃焼期間aは長くなっている。
このように前半燃焼期間aは、点火時期SAおよびエンジン回転速度Neの影響を受けるものであることが解る。
前半燃焼期間aが、点火時期SAおよびエンジン回転速度Neの影響を受ける要因としては、点火時期SAおよびエンジン回転速度Neが、気筒内の乱れに影響を与えることが考えられる。
つまり、前記熱発生率最大時期dQpeakAがTDCよりも遅角側にある場合を考えると、点火時期SAが遅角側に移行するほど着火時期FAおよび熱発生率最大時期dQpeakAも遅角側に移行し、この熱発生率最大時期dQpeakAにおける筒内体積(熱発生率最大時筒内体積V@dQpeak)が大きくなると共に、気筒内の乱れは弱くなる。そして、気筒内の乱れが弱くなると、火炎伝播が緩慢になって前半燃焼期間aは長くなる。逆に、点火時期SAが進角側に移行するほど着火時期FAおよび熱発生率最大時期dQpeakAも進角側に移行し、熱発生率最大時筒内体積V@dQpeakが小さくなると共に、気筒内の乱れは強くなる。これにより火炎伝播が急速になって、前半燃焼期間aは短くなる。
また、エンジン回転速度Neが低いほど吸気系から気筒内に流入する空気の流速が低くなって気筒内の乱れは弱くなる。そして、気筒内の乱れが弱くなると、火炎伝播が緩慢になって前半燃焼期間aは長くなる。逆に、エンジン回転速度Neが高いほど吸気系から気筒内に流入する空気の流速が高くなって気筒内の乱れは強くなる。そして、気筒内の乱れが強くなると、火炎伝播が急速になって前半燃焼期間aは短くなる。
本発明の発明者は、この新たな知見に基づいて前記式(3)を導き出した。そして、この式(3)においては、制御量である点火時期SAに相関のある物理量として筒内体積、特に、熱発生率最大時筒内体積V@dQpeakを変数として用いている。つまり、前述した如く、点火時期SAが遅角側に移行するほど熱発生率最大時期dQpeakAも遅角側に移行し、筒内体積V@dQpeakが大きくなることから、点火時期SAに相関のある物理量として、熱発生率最大時筒内体積V@dQpeakを変数として用いている。
前記式(3)の変数である熱発生率最大時筒内体積V@dQpeakを求める手順および前半燃焼期間aを算出する手順は以下のとおりである。まず、仮想の熱発生率最大時期を設定し、この仮想の熱発生率最大時期における筒内体積を求める。この筒内体積は仮想の熱発生率最大時期に対応するクランク角度位置(ピストンの位置)によって幾何学的に求めることが可能であるので、仮想の熱発生率最大時期から筒内体積は一義的に決まる。そして、この仮想の熱発生率最大時期における筒内体積およびエンジン回転速度を式(3)に代入して推定前半燃焼期間を算出する。そして、前記仮想の熱発生率最大時期に対し、この算出した推定前半燃焼期間だけ進角した時期を仮想の着火時期とする。前述した着火遅れ推定部2では着火遅れ期間τが算出されているため、前記点火時期SAに着火遅れ期間τを加算することで着火時期FAが算出できる。ここで、前記仮想の着火時期と算出された着火時期FAとを比較する。仮想の着火時期と算出された着火時期FAとが一致しない場合、前記仮想の熱発生率最大時期を変更する。例えば仮想の熱発生率最大時期を遅角側に変更する。そして、再度、この仮想の熱発生率最大時期における筒内体積およびエンジン回転速度を式(3)に代入して推定前半燃焼期間を算出して、仮想の着火時期を求め、これと算出された着火時期FA(前記点火時期SAに、着火遅れ推定部2で算出された着火遅れ期間τを加算することで得られる着火時期FA)とを比較する。この動作を繰り返し、仮想の着火時期と算出された着火時期FAとが一致した場合における仮想の熱発生率最大時期が真の熱発生率最大時期dQpeakAとして得られることになる。そして、この際(真の熱発生率最大時期dQpeakAが得られた際)、式(3)において算出された推定前半燃焼期間が真の前半燃焼期間として得られることになる。また、前記真の熱発生率最大時期dQpeakAにおける熱発生率最大時筒内体積V@dQpeakを幾何学的に求め、これを改めて式(3)に代入して前半燃焼期間aの算出を行うようにしてもよい。
以上の動作を言い換えると以下のとおりとなる。前記着火時期FA(実際の点火時期に従って求められた着火時期)と仮想の熱発生率最大時期との間の期間(仮想の前半燃焼期間)と、式(3)で算出された(推定された)推定前半燃焼期間(仮想の熱発生率最大時期における物理量に基づいて推定された前半燃焼期間)とを比較し、これらが一致しない場合には、前記仮想の熱発生率最大時期を変更する。そして、再度、式(3)によって推定前半燃焼期間を算出した後、前記着火時期FAと仮想の熱発生率最大時期との間の期間(仮想の前半燃焼期間)と、式(3)で算出された推定前半燃焼期間とを比較する。この動作を繰り返し、これらが一致した場合(仮想の前半燃焼期間と推定前半燃焼期間とが一致した場合)における推定前半燃焼期間が真の前半燃焼期間aとして得られることになる。
式(3)における各係数について具体的に説明すると、Cおよびαは実験等に基づいた同定によって得られる。また、βは気筒内でのタンブル比に応じた値となっており、タンブル比が大きいほど大きな値として与えられる。なお、βは実験等に基づいた同定によって設定するようにしてもよい。また、これら係数は、吸気バルブの開閉タイミングの変化に対して同定することも可能である。このように、式(3)は、熱発生率最大時筒内体積V@dQpeakに基づき、且つタンブル比に応じた値βを指数とするエンジン回転速度Neの指数関数(補正係数)を乗算することにより、前半燃焼期間aを算出するものとなっている。
図18および図19は、互いに異なるエンジンに対して、式(3)で算出された予測前半燃焼期間と、実機において計測された実測前半燃焼期間との関係を検証した結果を示すグラフである。この予測前半燃焼期間を求めるに当たっては、式(3)における係数Cをエンジン運転条件に応じて同定することにより得られた予測式を使用している。図18では、「○」「△」「□」「◇」「×」「+」「▽」の順でエンジン回転速度Neが高くなっている。例えば「○」は800rpm、「△」は1000rpm、「□」は1200rpm、「◇」は1600rpm、「×」は2400rpm、「+」は3200rpm、「▽」は3600rpmである。また、図19では、「○」「×」「+」「△」「□」の順でエンジン回転速度Neが高くなっている。例えば「○」は800rpm、「×」は1200rpm、「+」は2400rpm、「△」は3600rpm、「□」は4800rpmである。
これら図18および図19から明らかなように、予測前半燃焼期間は実測前半燃焼期間に略一致しており、式(3)によって前半燃焼期間aが高い精度で算出されていることが解る。
以上、述べたように前半燃焼期間aを、機関負荷率、EGR率、空燃比、油水温、および、排気バルブの開閉タイミングの何れの影響も受けないものとして、熱発生率最大時筒内体積V@dQpeakとエンジン回転速度Neとに基づいて推定できる。これら熱発生率最大時筒内体積V@dQpeakとエンジン回転速度Neは前述した如く気筒内の乱れに相関のあるパラメータとなっている。言い換えると、機関負荷率、EGR率、空燃比、および、油水温は、気筒内の乱れに殆ど相関が無いことから前半燃焼期間aに影響を与えないものと想定される。また、排気バルブの開閉タイミングが変化しても、この排気バルブが開弁するタイミングでは既に前半燃焼期間aは終了しているため、この排気バルブの開閉タイミングは前半燃焼期間aに影響を与えないものと想定される。そして、これら機関負荷率、EGR率、空燃比、油水温、および、排気バルブの開閉タイミングを考慮することなしに、気筒内の乱れに相関のあるパラメータである熱発生率最大時筒内体積V@dQpeakとエンジン回転速度Neとに基づいて前半燃焼期間aを推定できることから、エンジンの種々の運転条件における前半燃焼期間aを決定するための工数が大幅に低減できることになる。
なお、前述したように、前半燃焼期間は機関負荷率の影響を受けない。この機関負荷率は、燃料噴射量を制御するためのパラメータの一つであり、燃料噴射量は気筒内の燃料密度に影響を及ぼす制御パラメータである。このため、前半燃焼期間は、気筒内の燃料密度に依ることなく推定される。具体的には、前述したように、熱発生率最大時筒内体積V@dQpeakおよびエンジン回転速度Neといった気筒内の乱れに影響を与えるパラメータに基づいて前半燃焼期間は推定される。これに対し、後述するように、熱発生率傾きは気筒内の燃料密度に基づいて推定される。このように、本実施形態で推定される前半燃焼期間と熱発生率傾きとは、互いに独立した(従属関係にない)値として推定されるものとなっている。
−熱発生率傾き推定部−
熱発生率傾き推定部4は、前述した如く、前半燃焼期間aにおける熱発生率の傾きb/a(以下、熱発生率傾きという)を推定する部分である。
熱発生率傾き推定部4は、前述した如く、前半燃焼期間aにおける熱発生率の傾きb/a(以下、熱発生率傾きという)を推定する部分である。
この熱発生率傾き推定部4において行われる熱発生率傾きb/aの推定処理は以下のとおりである。
この熱発生率傾きb/a[J/CA2]は、基本的には以下の式(4)を利用して推定される(この式が熱発生率傾き推定モデルに相当する)。
ρfuel@dQpeakは、前記熱発生率最大時期dQpeakAにおける燃料密度(筒内燃料量[mol]/熱発生率最大時期の筒内体積[L])であり、以下では、熱発生率最大時燃料密度ともいう。C3は実験等に基づいて同定される係数である。
この式(4)は、エンジン回転速度が固定されており、空燃比が理論空燃比であり、EGR率が「0」であり、エンジンの暖機運転が完了しており(油水温が所定値以上であり)、吸気バルブの開閉タイミングが固定されていることを条件に成立する式となっている。なお、エンジン回転速度、EGR率、空燃比、エンジンの油水温等の影響については後述する。
この式(4)によって熱発生率傾きb/aが算出可能である根拠について以下に説明する。
図20(a)〜図20(d)それぞれは、機関負荷率のみが互いに異なる各エンジン運転状態において得られる熱発生率波形であって、熱発生率最大時期dQpeakAが互いに一致するように点火時期SAを調整した各熱発生率波形を重ねて表示したものである。図20(a)〜図20(d)の順に点火時期は遅角側に変化しており、また、各図において機関負荷率は、KL1,KL2,KL3の順に大きくなっている。例えば図20において、KL1は機関負荷率20%、KL2は機関負荷率30%,KL3は機関負荷率40%である。
これら図20(a)〜図20(d)に表れているように、熱発生率傾きb/aは機関負荷率および点火時期SAの影響を受けている。具体的には、それぞれ点火時期SAの異なる図20(a)〜図20(d)のいずれにおいても、機関負荷率が大きいほど熱発生率傾きb/aは大きくなっている。このように熱発生率傾きb/aが機関負荷率の影響を受ける要因として、機関負荷率に応じて気筒内の燃料密度が変化することが考えられる。つまり、機関負荷率が高いほど筒内燃料量が多くなるので、気筒内の燃料密度も高くなって、混合気の燃焼速度が高くなるものと考えられる。
また、図20(a)〜図20(d)の順に点火時期SAが遅角側に移行するに連れて、熱発生率傾きb/aが小さくなっている。図21(a)および図21(b)それぞれは、点火時期SAの変化による影響を調べるために、点火時期SAのみが互いに異なる各エンジン運転状態において得られる熱発生率波形を重ねて表示したものである。これら図21(a)および図21(b)においてはそれぞれ機関負荷率が異なっているが、そのいずれにおいても熱発生率傾きb/aは、点火時期SAの遅角側への移行に連れて小さくなる傾向がある。
このように熱発生率傾きb/aが点火時期SAの影響を受ける要因も、前記した機関負荷率の場合と同じく気筒内の燃料密度によるものと考えられる。すなわち、ピストンが圧縮上死点(TDC)付近にあるときは、クランク角度の変化に伴う筒内体積の変化は小さいが、膨張行程においてTDCから離れてゆくに連れて(例えばATDC10°CAくらいからは)遅角側ほど筒内体積が大きくなってゆき、これに連れて気筒内の燃料密度は低下してゆく。
そして、前記図21(a)および図21(b)に表れているように熱発生率波形は、点火時期SAの遅角に伴い全体として遅角側に移動するとともに、着火時期FA(波形の始点)がTDC以降になると、徐々に熱発生率波形の傾きも小さくなってゆく。この結果、着火時期FA(波形の始点)から熱発生率最大時期dQpeakAにおける熱発生率b(波形の頂点)までを結んだ直線(図中には一点鎖線で示す)の傾き、即ち熱発生率傾きb/aも遅角側に向かって徐々に小さくなっている。
そのように点火時期SAの遅角(即ち着火時期FAの遅角)が熱発生率傾きb/aに及ぼす影響は、この熱発生率傾きb/aと熱発生率最大時燃料密度ρfuel@dQpeakとの関係に顕著に表れている。すなわち、図21(a)および図21(b)に表れているように、点火時期SAの遅角に伴い熱発生率最大時期dQpeakAが遅角側に移行し、この熱発生率最大時期dQpeakAにおける筒内体積(熱発生率最大時筒内体積V@dQpeak)が徐々に大きくなってゆくと、これに応じて熱発生率最大時燃料密度ρfuel@dQpeakが小さくなってゆき、これに対応して熱発生率傾きb/aが小さくなってゆく。
本発明者は、そのように熱発生率最大時燃料密度ρfuel@dQpeakの変化に対応して熱発生率傾きb/aが変化する様子を調べた。この実験の結果を図22(a)〜図22(d)のグラフに示す。これらの各図において機関負荷率は、「○」「×」「+」「△」「□」「◇」「▽」「☆」の順に大きくなっている。例えば図22において、「○」は機関負荷率15%、「×」は機関負荷率20%、「+」は機関負荷率25%、「△」は機関負荷率30%、「□」は機関負荷率35%、「◇」は機関負荷率40%、「▽」は機関負荷率45%、「☆」は機関負荷率50%である。
また、図22(a)〜図22(d)の順にエンジン回転速度Neが高くなっており、例えば、図22(a)は800rpm、図22(b)は1200rpm、図22(c)は2000rpm、図22(d)は3200rpmである。
図22(a)〜図22(d)それぞれに表れているように、エンジン回転速度を固定すれば、熱発生率最大時燃料密度ρfuel@dQpeakと熱発生率傾きb/aとの関係は、機関負荷率や点火時期SAが異なっていても概ね1本の直線として表すことができ、両者の間には高い相関(具体的には概略比例関係)のあることが解る。つまり、熱発生率傾きb/aに対するエンジンの負荷率および点火時期SAの影響は、熱発生率最大時燃料密度ρfuel@dQpeakという一つのパラメータによって、まとめて表現されるものである。
本発明の発明者は、この新たな知見に基づいて前記式(4)を導き出した。
前記式(4)の変数である熱発生率最大時燃料密度ρfuel@dQpeakは、前述したように筒内燃料量を熱発生率最大時筒内体積V@dQpeakによって除算して、求めることができる。熱発生率最大時筒内体積V@dQpeakを求める手順は、前半燃焼期間推定部3の説明において上述したとおりである。また、筒内燃料量は、熱発生率波形算出装置1の入力情報として与えられる。
このようにして、熱発生率波形の特性値の一つである熱発生率傾きb/aを、基本的には熱発生率最大時燃料密度ρfuel@dQpeakの一次関数(この実施形態では、一例として比例関数)として算出することができる。言い換えると、機関負荷率および点火時期SAを考慮せず、主に熱発生率最大時燃料密度ρfuel@dQpeakに基づいて熱発生率傾きb/aを推定できることから、エンジンの種々の運転条件における熱発生率傾きb/aの決定にかかる工数が低減される。
−熱発生量推定部−
熱発生量推定部5は、前述した如く、燃焼期間の全期間において発生した熱発生量(総熱発生量Qall)を推定する部分である。
熱発生量推定部5は、前述した如く、燃焼期間の全期間において発生した熱発生量(総熱発生量Qall)を推定する部分である。
以下、この熱発生量推定部における総熱発生量Qallの推定動作について説明する。この推定動作では、前半燃焼期間aにおける熱発生量Q1を求めると共に総熱発生量Qallを算出し、これらから後半燃焼期間cにおける熱発生量Q2を算出する。そして、この熱発生量Q2を利用して後半燃焼期間cを算出する。このようにして、熱発生率波形の形状を特定するための各特性値を求めるようにしている。
まず、前半燃焼期間aにおける熱発生量Q1は、図2を用いることで幾何学的に以下の式(5)によって算出される。
一方、総熱発生量Qallは、筒内燃料量×k(燃焼効率)として表すことができる(この式が熱発生量推定モデルに相当する)。燃焼効率kは、例えば暖機運転中のように油水温が低い場合に低下すると共に、機関負荷率やエンジン回転速度などの変化によっても変化する。そこで、本実施形態では、種々のエンジンの実験結果のデータベースを利用して燃焼効率kの値を、油水温、機関負荷率およびエンジン回転速度に対応づけて決定するマップを予め決定しておく。そして、この燃焼効率kの値を用いて、筒内燃料量から総熱発生量Qallが算出される。
図2を参照して上述したように、熱発生率波形を作成するためには、熱発生率最大時期dQpeakAにおける熱発生率bおよび後半燃焼期間cを求める必要がある。この後半燃焼期間cにおける熱発生量Q2は以下の式(6)によって算出される。
そして、熱発生率最大時期dQpeakAにおける熱発生率bは以下の式(7)により、また、後半燃焼期間cは以下の式(8)によりそれぞれ求められる。
以上のようにして熱発生率波形算出装置1では、着火遅れ推定モデルを使用した着火遅れ推定部2での着火遅れ期間τの推定、前半燃焼期間推定モデルを使用した前半燃焼期間推定部3での前半燃焼期間aの推定、熱発生率傾き推定モデルを使用した熱発生率傾き推定部4での熱発生率傾きb/aの推定、熱発生量推定モデルを使用した熱発生量推定部5での熱発生量Qallの推定が行われると共に、最大熱発生率bおよび後半燃焼期間cが算出される。そして、これらの算出値を用いて、図2のように熱発生率波形を近似する三角波形を作成し、この三角波形を熱発生率波形として出力する。この出力された熱発生率波形を利用して、エンジン設計に際してのシステムの検討、制御の検討、適合値の検討が行われることになる。
以上説明したように本実施形態では、エンジンの熱発生率波形に近似した三角波形を作成するに際し、その波形の特性値の一つである前半燃焼期間aを用いている。そして、この前半燃焼期間aは、機関負荷率、EGR率、空燃比、油水温、および、排気バルブの開閉タイミングの何れの運転条件の影響も受けないことが新たな知見として見出されている。つまり、前半燃焼期間aを、機関負荷率、EGR率、空燃比、油水温、および、排気バルブの開閉タイミングの何れにも依らないものとして、熱発生率最大時筒内体積V@dQpeakとエンジン回転速度Ne(より具体的にはタンブル比に応じた値βを指数とするエンジン回転速度Neの指数関数)とに基づいて算出している。そして、本実施形態にあっては、この前半燃焼期間aに基づいて熱発生率波形を作成するようにしている。このため、前記各運転条件を考慮する必要がない。従って、機関負荷率、EGR率、空燃比、油水温、および、排気バルブの開閉タイミングの運転条件を考慮して(これら運転条件を変化させて)熱発生率波形を作成するといった従来技術(例えば、ウィーベ関数を利用し、複数のパラメータ(形状パラメータなど)を種々の運転条件に対して同定するもの)に比べて、十分な精度を保証しながらも熱発生率波形を作成する工数の低減を図ることができる。
よって、熱発生率波形を利用して、エンジン設計に際しての種々の検討などを効率的に行うことによって、開発コストを削減できる。
また、熱発生率最大時筒内体積V@dQpeakとエンジン回転速度Neとに基づいて前半燃焼期間aを算出し、この前半燃焼期間aに基づいて熱発生率波形を作成していることから、この熱発生率波形は、気筒内での燃焼状態における物理現象に従って作成されたものとなっている。この点で、単に波形形状を合わせ込むために、形状パラメータなどの各種パラメータを数学的に合わせ込むといったウィーベ関数を利用した熱発生率波形の作成手法に比べて、本実施形態に係る熱発生率波形算出装置1によって作成された熱発生率波形は高い信頼性を得ることができる。
さらに、本実施形態では、熱発生率波形全体を作成しなくても、前記のように熱発生率最大時筒内体積V@dQpeakとエンジン回転速度Neとから前半燃焼期間aを算出することができるので、この前半燃焼期間aについて所要の精度を確保しながら、簡易に推定し、評価することができる。
また、前述した如く、本実施形態で推定される前半燃焼期間aと熱発生率傾きb/aとは、互いに独立した(従属関係にない)値として推定されるものとなっている。このため、前半燃焼期間aは、熱発生率傾きb/aに推定誤差が含まれる場合にその誤差の影響を受けることの無い値として推定され、熱発生率傾きb/aは、前半燃焼期間aに推定誤差が含まれる場合にその誤差の影響を受けることの無い値として推定される。その結果、これら値の推定精度を高く確保することができる。
−他の実施形態−
以上説明した実施形態は、自動車用のガソリンエンジンを対象とした熱発生率波形を作成する熱発生率波形算出装置に本発明を適用した場合について説明した。本発明はこれに限らず、自動車用以外の火花点火機関に対しても適用が可能である。また、ガソリンエンジンにも特に限定されるものではなく、例えばガスエンジンに対しても適用が可能である。
以上説明した実施形態は、自動車用のガソリンエンジンを対象とした熱発生率波形を作成する熱発生率波形算出装置に本発明を適用した場合について説明した。本発明はこれに限らず、自動車用以外の火花点火機関に対しても適用が可能である。また、ガソリンエンジンにも特に限定されるものではなく、例えばガスエンジンに対しても適用が可能である。
また、前記の実施形態で説明した熱発生率波形算出装置において実施される熱発生率波形算出方法も本発明の技術的思想の範疇である。
前記の実施形態では、混合気の着火時期FAから熱発生率最大時期dQpeakAまでの期間における熱発生率の平均的な増加率を熱発生率傾きb/aとし、式(4)のように、この熱発生率傾きb/aを熱発生率最大時燃料密度ρfuel@dQpeakの一次関数として算出するようにしているが、これにも限定されない。
すなわち、着火時期FAから熱発生率最大時期dQpeakAまでの間で熱発生率が増加している間(熱発生率増加期間)で、例えば、着火時期から熱発生率最大時期dQpeakAの少し手前の所定時期までの期間における熱発生率の増加率を熱発生率傾きとし、この熱発生率傾きを、前記所定時の燃料密度に基づいて推定するようにしてもよい。
また、前記の実施形態では、熱発生率最大時筒内体積V@dQpeakおよび前半燃焼期間aを求める手法として、仮想の熱発生率最大時期を設定し、前記式(3)の繰り返し計算によって算出するようにしていた。本発明はこれに限らず、実機での試験において熱発生率最大時期をセンシングし、これに基づいて熱発生率最大時を設定するようにしたり、熱発生率波形算出装置1への入力信号として所望の熱発生率最大時期を入力したりすることによって、熱発生率最大時筒内体積V@dQpeakおよび前半燃焼期間aを求めるようにしてもよい。
さらに、前記の実施形態における混合気の着火遅れ期間τの算出の仕方も一例に過ぎず、これらに限定されることはない。例えば、着火遅れ期間τを、実験、シミュレーションによって決定するようにしてもよい。
また、前記の実施形態に係る熱発生率波形算出装置1は、三角波形を出力するものであった。本発明はこれに限らず、作成した三角波形に対して所定のフィルタ処理を行って熱発生率波形を作成し、この熱発生率波形を出力するものであってもよい。
また、前記の実施形態では、熱発生率最大時期における物理量として筒内体積を挙げたが、気筒内の乱れを規定する(気筒内の乱れに影響を与える)他の物理量であってもよい。
本発明によると、火花点火式の内燃機関における熱発生率波形の作成にかかる工数を低減でき、コストの削減が可能になるので、例えば自動車用の内燃機関に適用可能である。
1 熱発生率波形算出装置
SA 点火時期
FA 混合気の着火時期
a 前半燃焼期間(着火時期から熱発生率最大時期までの期間)
b 熱発生率最大時期における熱発生率
dQpeakA 熱発生率最大時期
V@dQpeak 熱発生率最大時筒内体積
Neβ エンジン回転速度に基づく補正係数
V@dQpeak α 熱発生率最大時筒内体積に基づく補正係数
SA 点火時期
FA 混合気の着火時期
a 前半燃焼期間(着火時期から熱発生率最大時期までの期間)
b 熱発生率最大時期における熱発生率
dQpeakA 熱発生率最大時期
V@dQpeak 熱発生率最大時筒内体積
Neβ エンジン回転速度に基づく補正係数
V@dQpeak α 熱発生率最大時筒内体積に基づく補正係数
Claims (7)
- 火花点火式の内燃機関における熱発生率波形を算出するための装置であって、
混合気の燃焼期間のうち着火時期から熱発生率が最大になる熱発生率最大時期までの期間を、前記熱発生率波形の特性値の一つである前半燃焼期間として規定し、
前記前半燃焼期間を、機関負荷率、EGR率、空燃比、油水温、および、排気バルブの開閉タイミングの何れにも依らず、前記熱発生率最大時期における物理量に基づいて推定し、この推定した前半燃焼期間を用いて前記熱発生率波形を算出する構成となっていることを特徴とする内燃機関の熱発生率波形算出装置。 - 請求項1に記載の内燃機関の熱発生率波形算出装置において、
前記前半燃焼期間を、前記熱発生率最大時期における筒内体積に基づいて算出する構成となっている、内燃機関の熱発生率波形算出装置。 - 請求項2に記載の内燃機関の熱発生率波形算出装置において、
前記前半燃焼期間を、機関回転速度に基づく補正係数を乗算して算出する構成となっている、内燃機関の熱発生率波形算出装置。 - 請求項3に記載の内燃機関の熱発生率波形算出装置において、
前記機関回転速度に基づく補正係数は、タンブル比に応じた値を指数とする機関回転速度の指数関数である、内燃機関の熱発生率波形算出装置。 - 請求項1〜4のいずれか一つに記載の内燃機関の熱発生率波形算出装置において、
前記前半燃焼期間は、
仮想の熱発生率最大時期を設定し、実際の点火時期に従って求められた着火時期と前記仮想の熱発生率最大時期との間の期間である仮想の前半燃焼期間と、前記仮想の熱発生率最大時期における物理量に基づいて推定された前半燃焼期間とを比較し、これらが一致した場合における前記推定された前半燃焼期間が真の前半燃焼期間として算出され、
この真の前半燃焼期間を用いて前記熱発生率波形を算出する構成となっている、内燃機関の熱発生率波形算出装置。 - 請求項1〜5のいずれか一つに記載の内燃機関の熱発生率波形算出装置において、
混合気の着火から燃焼終了までのクランク角度期間を底辺とし、熱発生率最大時期における熱発生率を頂点とする三角波形によって熱発生率波形を近似し、
前記三角波形において着火時期から熱発生率最大時期までの熱発生率を表す三角形の底辺を前記前半燃焼期間として規定する構成となっている、内燃機関の熱発生率波形算出装置。 - 火花点火式の内燃機関における熱発生率波形を算出する方法であって、
混合気の燃焼期間のうち着火時期から熱発生率が最大になる熱発生率最大時期までの期間を、前記熱発生率波形の特性値の一つである前半燃焼期間として規定し、
前記前半燃焼期間を、機関負荷率、EGR率、空燃比、油水温、および、排気バルブの開閉タイミングの何れにも依らず、前記熱発生率最大時期における物理量に基づいて推定し、この推定した前半燃焼期間を用いて前記熱発生率波形を算出することを特徴とする内燃機関の熱発生率波形算出方法。
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