JPH0726582B2 - 内燃機関の燃料噴射時期制御装置 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 この発明は、排気ガス中のNOx濃度と機関出力の安定性
との最適化を図った内燃機関の燃料噴射時期制御装置に
関するものである。

〔従来の技術〕

燃料噴射装置付きの内燃機関において、特開昭56−1486
36号公報に記載されている内燃機関の燃料噴射制御方法
のごとく、燃焼室内の混合気の着火特性や燃料消費率を
良好にするために、機関回転数が変化しても常に吸気弁
閉弁クランク角より一定クランク角だけ以前に燃料噴射
を終了させるように制御する装置が一般に知られてい
る。

一方、機関の仕様、燃料噴射弁の位置、吸気弁の位置お
よび形状、副燃焼室の有無などによって機関の最適な燃
料噴射時期がそれぞれ異なっていることが実験的に明ら
かにされている。

〔発明が解決しようとする問題点〕

従来の内燃機関の燃料噴射時期制御方法のように燃料噴
射の噴射終了時期を常に所定のクランク角に一致させた
場合、使用機関によってはその燃料噴射時期が必ずしも
最適噴射時期とならず、その結果、燃焼安定性、機関出
力、排気ガス特性などに関して、その機関が本来有する
性能を十分に引き出すことができないという問題点があ
った。

この発明は、上記のような問題点を解決するためになさ
れたもので、排気ガス中のNOx濃度を規定値以下の所定
値に抑え、かつトルク変動を可能な限り少なくさせるこ
とができる内燃機関の燃料噴射時期制御装置を得ること
を目的とする。

〔問題点を解決するための手段〕

この発明に係る内燃機関の燃料噴射時期制御装置は、シ
リンダ内圧力を検出する検出手段と、クランク角を検出
するクランク角検出手段と、この両検出手段の出力を入
力するとともに、所定サイクル間をシリンダ内最高ガス
温度の平均値Tmaxbと、出力の変動状況を表す変動パラ
メータとを用いて燃料噴射時期を進角または遅角制御す
る制御装置とを設けたものである。

〔作用〕

この発明における制御装置はシリンダ内圧力を計測する
ことによって得られる所定のサイクル間のシリンダ内最
高ガス温度の平均値Tmaxbと、出力の変動状況を表す変
動パラメータとを用いて燃料噴射時期を進角または遅角
するように制御して、排気ガス中NOx濃度は規定値以下
に抑制しかつ安定した機関出力を得る。

〔実施例〕

以下、この発明の一実施例を図について説明する。第１
図において、１はエアクリーナ、２は吸入空気流量を計
測するエアフロメータ、３はスロットル弁、４は吸気マ
ニホールド、５はシリンダ、６は機関の冷却水温を検出
する水温センサ、７はクランク角センサ、８は排気マニ
ホールド、９は排気ガス成分濃度（例えば酸素濃度）を
検出する排気センサ、10は燃料噴射弁、11は点火プラ
グ、12は制御装置、13はシリンダ内圧力を検出する圧力
センサである。

クランク角センサ７は、例えばクランク角の基準位置毎
（４気筒機関では180度毎、６気筒機関では120度毎）に
基準位置パルスを出力し、また単位角度毎（例えば１度
毎）に単位角パルスを出力する。そして、制御装置12内
においてこの基準位置パルスが入力された後の単位角パ
ルスの数を計算することによって、そのときのクランク
角θを知ることができる。また、単位角パルスの周波数
または周期を計測することによって機関回転数Ｎを知る
こともできる。

なお、第１図においてはディストリビュータ内にクラン
ク角センサが設けられている場合を例示している。

制御装置12は、例えば、CPU,RAM,ROM,入力インタフェー
スなどからなるマイクロコンピュータで構成され、上記
エアフローメータ２から与えられる吸入空気量信号S1、
水温センサ６から与えられる水温信号S2、クランク角セ
ンサ７から与えられるクランク角信号S3、排気センサ９
から与えられる排気信号S4、圧力センサ13から与えられ
る圧力信号S6、および図示しないバッテリ電圧信号やス
ロットル全閉信号などを入力し、それらの信号に応じた
演算を行って機関に供給すべき燃料噴射量を算出し、噴
射信号S5を出力する。この噴射信号S5によって燃料噴射
弁10が作動し、機関に所定量の燃料を供給するようにし
ている。

上記制御装置12内における燃料噴射量Tiの演算は、例え
ば次式によって行われる。

Ti＝Tp×（１＋Ft＋KMR/100）×β＋Ts …（１） 上記（１）において、Tpは基本噴射量であり、例えば吸
入空気流量をGa、機関回転数をＮ、定数をKoとした場合
にTp＝Ko×Ga/Nで求められる。

また、Ftは機関の冷却水温に対応した補正係数であり、
例えば冷却水温が低い程大きな値となる。KMRは高負荷
時における補正係数であり、例えば第２図に示すごと
く、基本噴射量Tpと機関回転数Ｎとに応じた値としてあ
らかじめデータテーブルに記憶した値からテーブル・ル
ックアップによって読み出している。

Tsはバッテリ電圧による補正係数であり、燃料噴射弁10
を駆動する電圧の変動を補正するための係数である。ま
たβは排気センサ９からの排気信号S4に応じた補正係数
であり、このβを用いることによって混合気の空燃比を
所定の値、例えば理論空燃比14.6近傍にフィードバック
制御することができる。

ただし、この排気信号S4によるフィードバック制御を行
っている場合には常に混合気を空燃比が一定の値となる
ように制御されるので、上記の冷却水温による補正や、
高負荷による補正が無意味になる。したがって、排気信
号S4によりフィードバック制御は、水温による補正係数
Ftや高負荷による補正係数KMRが零の場合のみ行われ
る。上記の各補正の演算とセンサ類との関係を示すと第
３図のようになる。

圧力センサ13は点火プラグ11の座金の代わりに用いられ
ており、シリンダ内圧力の変化を電気信号として取り出
すものである。第４図は圧力センサ13の一例を示す図
で、第４図（Ａ）は正面図、第４図（Ｂ）は断面図であ
る。この第４図（Ｂ）において、13Aは圧電素子、13Bは
マイナス電極、13Cはプラス電極である。

第５図は上記の圧力センサ13の取付け図であり、シリン
ダヘッド14に点火プラグ11によって締め付けられて取り
付けられている。

次にこの発明の本質である燃料噴射時期がトルク変動と
NOx排気量に与える影響を第６図に示す。燃料噴射が吸
気上死点後90゜近傍で終了するようにすると、ピストン
の動きによって発生する吸気流れが燃料の微粒化に有効
に作用して燃焼効率は上がりトルクは安定する。しか
し、シリンダ内の燃焼温度が高温になるためNOx排気量
は急増し、許容限界を越える。

一方、NOx排気量の少ない吸気上死点後60゜近傍の場合
には、トルク変動が許容限界を越える。

したがって、実用上の燃料噴射終了時期はトルク変動と
NOx排気量との許容限界を同時に満足する図中の斜線領
域を選ぶ必要がある。

第７図は制御装置12により燃料噴射弁10を開閉弁制御す
る場合のこの発明に係るプログラムの一実施例を示すフ
ローチャートであり、このプログラムはクランク角セサ
７による基準位置（吸気TDC）信号発生時に割込み処理
される。

まず、第７図（Ａ）の処理の概要を説明する。このフロ
ーチャートは機関動作点に応じた燃料噴射量を算出し、
予め設定しておいた基本燃料噴射時期や点火時期などを
データ・テーブルから読み込むとともに、所定クランク
角期間〔SAsからSAeの間〕に発生するシリンダ内最高圧
力PmaxnとPmaxnが発生するクランク角θｎを求め、シリ
ンダ内最高ガス温度Tmaxnを算出する処理となってい
る。

次に、図中P1,P2,P3…の処理手順のステップに従って説
明する。ステップP1では、機関回転数Ｎと吸気空気量Ge
または吸気管圧力Pbから機関動作点を求める。

次に、ステップP2で機関回転数Ｎに対応するシリンダ内
圧力のサンプリング・クランク角Δθをデータ・テーブ
ルから読み込む。

このΔθは高速回転時に１回の点火サイクル内で、後術
の燃料噴射時期に関する計算が終了しないという不具合
を無くすために成され、機関回転数Ｎによって数段階に
変化する。

ステップP3では、機関動作点に応じた燃料噴射量Tiを前
記（１）式を用いて算出し、ステップP4では予め設定さ
れた基本燃料噴射終了時期θeOをデータ・テーブルから
読み込む。

次に、ステップP5では、機関動作点に応じた点火時期を
データ・テーブルから読み込み、ステップP6ではクラン
ク角θを読み込む。

ステップP7では、ステップP6で読み込んだクランク角θ
がステップP5で読み込んだ点火時期SAsと一致するか否
かを判定する。ステップP7でNO（否定判定）の場合に
は、ステップP9に進む。ステップP7で「YES」（肯定判
定）の場合には前回のシリンダ内最大圧力Pmaxnを零ク
リアして、ステップP8,P9でそのときのシリンダ内圧力
Ｐ（θ）を読み込む。

次にステップP10では、ステップP9で読み込んだシリン
ダ内圧力Ｐ（θ）が前回までのシリンダ内圧力の最大値
Pmaxn（ｎは点火サイクルｎ回目の意味）よりも大か否
かを判定する。

ステップP10でNOの場合には、直ちにステップP13に行
く。ステップP10で「YES」の場合には、ステップP11へ
進み、今回のシリンダ内圧力Ｐ（θ）を新たなシリンダ
内圧力の最大値Pmaxnとして記憶する。また、ステップP
12ではPmaxnが発生したときのクランク角θをθｎとし
て記憶する。

次にステップP13では、ステップP6で読み込んだクラン
ク角θが（２）式で求められるクランク角SAeよりも大
か否かを判定する（但し、SAsはP5で読み込んだ点火時
期、SAiはシリンダ内最大圧力発生する範囲であり、第
８図に示すごとくSAsとSAeの間に必ずPmaxnが発生する
ようなSAiを実験的に予め求めておく必要がある）。

SAe＝SAs＋SAi …（２） ステップP13では「YES」の場合にはPmaxnが発生する範
囲を越えたと判断し、次のステップP14に進む。ステッ
プP13でNOの場合には、再びステップP6に戻り上述の処
理を繰返す。

ステップP14では、ステップP12で求められたθｎを用い
てシリンダ内容積Vnをデータ・テーブルから読み込む。

次にステップP15では、シリンダ内最高ガス温度Tmaxnを
算出する。Tmaxnはシリンダ内最高圧力をPmaxn、そのと
きのシリンダ内容積をVn、吸入空気流量をGa、ガス定数
をＲ、機関回転数をＮとして（３）式によって求められ
る。

Tmaxn＝（Pmaxn×Vn）／（Ｒ×Ga/N） …（３） ステップP16では今回のサイクルが失火サイクルか否か
を判定する。ステップP12で記憶したθｎが圧縮上死点
近傍にあり、シリンダ内最高ガス温度Tmaxnが所定値以
下の場合（「YES」の場合）失火サイクルと判定し、第
７図（Ｂ）のステップP29に進む。

NOの場合には、失火サイクルではないと判定し、第７図
（Ｂ）のステップP17に進む。

なお、この発明の一実施例では失火の検出にシリンダ内
最高ガス温度Tmaxnを用いたが、他にシリンダ内圧力上
昇割合dP/dθや熱発生量Ｑを用いることもできる。

次に、第７図（Ｂ）のステップP17からステップP21まで
の処理で、シリンダ内最高圧力が発生するクランク角位
置θｎとシリンダ内最高温度Tmaxnとのそれぞれについ
て所定サイクル間の平均値を求める。ステップP17では
θｎの合計値Ｔ・θ、ステップP18ではTmaxnの合計値Ｔ
・Tmaxnをそれぞれ算出する。

続いて、ステップP19ではサンプル・サイクル数ｎが所
定値になったか否かを判定する。この実施例では、ｎ＝
10としたが、機関回転数や負荷によって変化させること
もできる。ステップP19で「NO」の場合は、ステップP29
に進む。

ステップP19で「YES」の場合、ステップP20でシリンダ
内最高圧力が発生するクランク角位置の平均値θｂを算
出し、ステップP21でシリンダ内最高ガス温度の平均値T
maxbを算出する。

ステップP21では、ステップP12で記憶したｎ個のθｎに
ついて変動率σθを算出する。この実施例においては、
上記のようにシリンダ内最高圧力が発生するクランク角
θｎの標準偏差を（４）式によって算出し、変動率σθ
としたが、θｎの不偏分散σθを用いることもできる。

また、シリンダ内最高圧力Pmaxnの標準偏差σPmaxやPma
xnの不偏分散σPmaxなどを用いることもできる。

第９図はトルクの変動率に相当する図示平均有効圧の変
動率σPiとσθとの関係を示したものであるが、両者の
間には線形関係があることがわかる。このことからトル
ク変動をσθに置換えることができることがわかる。

次に、ステップP23では、機関の運転状態に応じて設定
された変動率の許容限界σΟをデータ・テーブルから読
み込み、続いてステップP24では、ステップP22で求めら
れた変動率σθがステップP23で読み込んだ変動率の許
容限界σΟよりも大か否かを判定する。

「YES」の場合、トルク変動が許容限界を越えているこ
とを意味するので、第６図でトルク変動が減少する方
向、すなわち燃料噴射終了時期を遅角するように制御し
なければならない。そのためにステップP28では（５）
式を用いて遅角補正量を算出しステップP30に進む（但
しK1は定数）。

Δθｅ＝K1×（σθ−σΟ） …（５） ステップP24で「NO」の場合、トルク変動は許容範囲内
にあるが、排気ガス中のNOx量が許容範囲を越えている
可能性がある。そこでステップP25では、NOx量の限界値
に対応するシリンダ内最高温度の限界値T0をデータ・テ
ーブルから読み込む。

続いて、ステップP26では、ステップP20で求められたシ
リンダ内最高温度の平均値TmaxbがステップP25で読み込
んだT0よりも大か否かを判定する。ここで、「YES」の
場合は、燃料噴射終了時期を進角させるためにステップ
P27に進む。

ステップP27では（６）式を用いて進角補正値を算出す
る（但しK2は定数）。

Δθｅ＝K2×（T0−Tmaxb） …（６） ステップP26でNOの場合は、トルク変動もNOx量も許容範
囲内にあると判定し、ステップP29において、補正量Δ
θｅを零とする。またステップP14で失火と判定した場
合とステップP19で所定サイクル数のサンプリングが終
了していない場合も、ステップP29で補正量Δθｅを零
とし、燃料噴射時期に関する補正を行わない。

次にステップP30では（７）式を用いて燃料噴射開始時
期θstを算出する。

θst＝θｅΟ＋Δθｅ−（Ti×K3/N）−τ …（７） この、（７）式において、θｅΟはステップP4で読み込
んだ基本燃料噴射終了時期、ΔθｅはステップP27〜P29
で求めた補正量、TiはステップP3で求めた燃料噴射量、
K3は定数、Ｎは機関回転数、τは（８）式で求められる
燃料搬送に関する無駄時間である（但しK4は定数、Vfは
燃料噴射速度、Ｌは燃料噴射弁から吸気弁までの距離で
ある）。

τ＝K4×（Vf×Ｌ） …（８） 次に、ステップP31では、基本燃料噴射終了時期θｅΟ
のデータ・テーブルを（９）式にしたがい書き換える。

θｅΟ（今回）＝θｅΟ（前回）＋Δθｅ …（９） このようにすることによって、次に同じ動作点で機関が
運転された場合は、予め前回までの補正量を含んだθｅ
Οが読み込まれるので、燃料噴射時期制御の応答性や精
度が向上する。

ステップP32では、ステップP30で求められた燃料噴射開
始時期θstを燃料噴射弁駆動回路に出力する。

上記の繰返し行うことによって、内燃機関の燃料噴射時
期はトルク変動とNOx濃度との関係を最適にするように
制御される。

さて、このような演算は極めて高速に実行する必要があ
るが（例えばクランク角Δθ＝１゜の時間内で第７図
（Ａ）のステップP6からステップP13までのルーチンを
実行してしまう必要がある）、例えばデータフロー形プ
ロセッサ（例えばNECμPD7281）をコプロセッサとして
用いて上記の計算を行わせることによって可能となる。
そして、ホストプロセッサ（従来のノイマン形プロセッ
サで可）では、１サイクル毎に計算すればよいもの、例
えば機関動作点の判断（ステップP1）、燃料噴射量Tiの
計算（ステップP3）、第７図（Ｂ）の計算、燃料噴射時
期の制御動作、およびコプロセッサのルーチン（前記ス
テップP6からステップP13までのシリンダ内最高圧力と
その発生クランク角位置を求めるルーチン）に行く流れ
の制御などを行わせればよい。

データフロー形プロセッサは、演算がデータによって駆
動される特徴を持っているから、この特徴を利用してコ
プロセッサのルーチンに行く流れの制御を次のようにす
ることができる。例えば、ホストプロセッサにクランク
角の信号が入力されたとき、ホストプロセッサはステッ
プP6からステップP13までの演算プログラムが格納され
たコプロセッサにクランク角度とそのときの筒内圧Ｐ
（θ）のデータを送ることで、コプロセッサのルーチン
に行く流れの制御が可能となる。

何故なら、データフロー形プロセッサは必要なデータが
揃えば自動的に演算を実行するからである。そしてステ
ップP13で「YES」と判定したなら、データフロー形プロ
セッサはシリンダ内最高圧力Pmaxnをホストプロセッサ
に送り返せばよい。

このデータを受け取ったホストプロセッサ側では、P14
以後のフローチャートで示される燃料噴射時期制御を実
施する。ステップP13で「NO」と判定したなら、再びP6
に戻り上記の処理を繰返す。

もし、自立形のデータフロー形プロセッサならば、これ
をホストプロセッサとして利用し、第７図（Ａ）および
第７図（Ｂ）の演算プログラムを含めた演算プログラム
を実行することによって、燃料噴射時期制御を行うこと
ができるのは言うまでもない。

以上はシリンダ内圧最大圧力Pmaxnとその発生クランク
角位置θｎをプログラム上で求める場合であるが、一
方、例えばピーク値ホールド回路等を用いることによっ
て回路的にこれらを求めることもできる。

なお、第１図のこの発明の一実施例においては、シリン
ダを１個のみ表示しているが、多気筒機関の場合には各
気筒に取り付けた圧力センサの信号に応じて各気筒毎に
燃料噴射時期を補正して制御することが可能である。

また、いくつかの気筒のうちの１個にのみ圧力センサを
設け、その圧力センサの出力によって全気筒同一の燃料
噴射時期の補正も可能である。

〔発明の効果〕

以上のようにこの発明によれば、筒内圧を計測すること
によってシリンダ内最高ガス温度と機関出力の変動状況
を表す変動パラメータを算出し、これらを用いて燃料噴
射時期を進角または遅角制御するように構成したので、
機関の出力トルクを最大限に安定させかつ排気ガス中の
NOx濃度を規定以下に抑制できるという効果がある。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の一実施例による内燃機関の燃料噴射時
期制御装置の構成図、第２図は同上実施例における機関
の冷却水温に対する高負荷補正係数の特性図、第３図は
同上実施例における演算内容とセンサ類との関係図、第
４図（Ａ）は同上実施例に用いる圧力センサの一例を示
す正面図、第４図（ｂ）は同上圧力センサの断面図、第
５図は圧力センサの取付け図、第６図は同上実施例にお
ける燃料噴射終了時期とトルク変動とNOx濃度との特性
図、第７図（Ａ）および第７図（Ｂ）はそれぞれ同上実
施例における制御装置の演算を示すフローチャート、第
８図は同上実施例を説明するためのクランク角とシリン
ダ内圧力の特性図、第９図は同上実施例を説明するため
のシリンダ内最高圧力が発生するクランク角位置の標準
偏差σθと図示平均有効圧の標準偏差σPiとの特性図で
ある。 １……エアクリーナ、２……エアフローメータ、３……
スロットル弁、４……吸気マニホールド、５……シリン
ダ、６……水温センサ、７……クランク角センサ、８…
…排気マニホールド、９……排気センサ、10……燃料噴
射弁、11……点火プラグ、12……制御装置、13……圧力
センサ。 なお、図中同一符号は同一又は相当部分を示す。

Claims (6)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】機関の吸入空気量と機関回転数を計測し、
   この吸入空気量と機関回転数から基本燃料量を算出する
   手段および当該基本燃料噴射量を噴射する手段とを備え
   た火花点火機関において、上記機関のシリンダ内圧力Ｐ
   を検出する検出手段と、上記機関のクランク角θを検出
   するクランク角検出手段と、上記両検出手段の検出出力
   を入力して一回の点火サイクル内における出力の変動状
   況を表す変動パラメータを算出しシリンダ内最高圧力Pm
   axnが発生したときのシリンダ内ガス温度をシリンダ内
   最高ガス温度Tmaxnと仮定してこのシリンダ内最高ガス
   温度Tmaxnの所定サイクル間の平均値Tmaxbを算出し、上
   記変動パラメータとこの平均値Tmaxbを用いて燃料噴射
   時期を制御する制御装置とを備えたことを特徴とする内
   燃機関の燃料噴射時期制御装置。
2. 【請求項２】変動パラメータとしてシリンダ内最高圧力
   が発生するクランク角θｎの標準偏差σθ、同じくθｎ
   の不偏分散σ^２θ、シリンダ内最高圧力Pmaxnの標準偏
   差σPmax、同じくPmaxnの不偏分散σ²Pmaxの少なくとも
   いずれかを用いることを特徴とする特許請求の範囲第１
   項記載の内燃機関の燃料噴射時期制御装置。
3. 【請求項３】シリンダ内圧力Ｐを検出するクランク角検
   出範囲を設定点火時期SAsから圧縮上死点後の所定クラ
   ンク角SAeまでとすることを特徴とする特許請求の範囲
   第１項および第２項に記載の内燃機関の燃料噴射時期制
   御装置。
4. 【請求項４】シリンダ内最高圧力が発生するクランク角
   θｎが圧縮上死点近傍にあり、かつそのときのシリンダ
   内最高温度Tmaxnが所定値以下の場合、このシリンダ内
   最高圧力温度Tmaxnを用いた燃料噴射時期制御を行わな
   いことを特徴とする特許請求の範囲第１項、第２項また
   は第３項記載の内燃機関の燃料噴射時期制御装置。
5. 【請求項５】シリンダ内最高ガス温度Tmaxnの算出にお
   いて、吸入空気流量をGa、シリンダ内最高圧力をPmax
   n、ガス定数をＲ、機関回転数をＮ、シリンダ内容積をV
   nとしたとき、式Tmaxn＝（Pmaxn×Vn）／（Ｒ×Ga/N）
   を用い、かつこのシリンダ内容積Vnは前記クランク角θ
   ｎに対応するデータテーブルから読み込むことを特徴と
   する特許請求の範囲第１項、第２項、第３項または第４
   項記載の内燃機関の燃料噴射時期制御装置。
6. 【請求項６】変動パラメータおよび上記平均値Tmaxbを
   用いて燃料噴射時期に関するデータテーブルの内容を学
   習することを特徴とする特許請求の範囲第１項、第２
   項、第３項、第４項または第５項記載の内燃機関の燃料
   噴射時期制御装置。