WO2008102905A1 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

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WO2008102905A1
WO2008102905A1 PCT/JP2008/053132 JP2008053132W WO2008102905A1 WO 2008102905 A1 WO2008102905 A1 WO 2008102905A1 JP 2008053132 W JP2008053132 W JP 2008053132W WO 2008102905 A1 WO2008102905 A1 WO 2008102905A1
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Hidenori Moriya
Ryo Tadokoro
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Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha
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Definitions

  • the present invention relates to an ignition means for igniting and burning a mixed gas in a combustion chamber at an ignition timing according to an operating state of the internal combustion engine, and an amount of burned gas for controlling the amount of burned gas contained in the mixed gas.
  • the present invention relates to a control means and a control device for a soot combustion engine comprising Background technology
  • a combustion rate MFB Mass Fraction Burnt
  • a combustion rate MFB Mass Fraction Burnt
  • the ignition timing SA is to control the ignition timing SA so that the combustion rate MFB 8 at a crank angle of 8 ° after compression top dead center is 50%.
  • combustion rate M F B is substantially equivalent to the rate of heat shown.
  • the amount of heat shown in the figure is related to the total amount of heat Q converted to work for the piston among the heat generated by all the fuel burned in the ⁇ combustion chamber for one combustion stroke. Of the heat generated by the fuel burned in the combustion chamber until the specified timing, and the total amount of heat converted to work for biston Q sum / Q to talj .
  • Combustion rate MFB is defined as: ⁇ of the fuel burned in the combustion chamber, the amount of fuel that contributed to the work for piston, the fuel burned in the combustion chamber by the predetermined timing Defined as ⁇ Percentage of accumulated fuel that contributed to work relative to piston ''
  • V V ⁇ variable valve timing device
  • valve over one lap period The period during which both the intake valve and the exhaust valve are maintained in the open state by advancing or retarding the valve opening timing (hereinafter referred to as “valve over one lap period” or “over This is referred to as a “lapping period”.
  • the variable valve timing device functions as a burned gas amount control device.
  • the combustion speed decreases. That is, as shown in Fig. 15, the rate of increase in the amount of heat that contributes to work for the piston (the amount of generated heat shown in the figure) out of the heat generated by the fuel burned in the combustion chamber is the amount of burned gas
  • the amount of burned gas is relatively small (the slope of the curve shown by the dashed line in Fig. 15) is relatively high (the slope of the curve shown by the solid line in Fig. 15). It will be smaller.
  • the burning rate decreases as the amount of burned gas increases. As a result, the combustion temperature decreases, so the amount of NOx emission decreases.
  • the inventor can increase the amount of burned gas contained in the mixed gas as much as possible within the range where HC and CO do not increase. It was found that x emissions could be reduced. Furthermore, when adjusting the amount of burned gas by changing the overlap period, if the burned gas amount can be set as high as possible within the range where HC and CO do not increase, HC and CO It was also found that the bombing loss can be reduced without incurring any increase.
  • crank angle X after compression top dead center Is expressed as “ATDCX. Or ATDCX” and the crank angle Y ° before compression top dead center is expressed as “BTDC ⁇ ° or BTDCY”.
  • the inventor determined that the amount of burned gas (overlapping) was maintained so that the amount of change in the combustion ratio during the period from compression top dead center to ATDC 15 ° was maintained at the predetermined value. It was found that even when the ignition period is controlled, HC and CO emissions may change when the ignition timing changes.
  • ⁇ real combustion period CP a means maintaining the crank angle at a predetermined magnitude, in other words, maintaining the combustion speed at a predetermined speed.
  • V V T advance amount the ignition valve opening timing advance amount by the variable valve timing device (hereinafter referred to as “V V T advance amount” while changing the ignition timing.
  • the VVT advance amount is determined by the intake valve opening timing when the exhaust valve opening timing and closing timing are constant. This is the advance amount of the intake valve opening timing with reference to the ⁇ that is set to the most retarded angle side. Therefore
  • V V T advance amount the more the on-lap period.
  • Figure 3 is a draft showing the results of the measurement.
  • the actual combustion period C Pa is the period from the crank angle C A s to the crank angle C A e as shown in Fig. 16.
  • the crank angle CA s is obtained by obtaining the maximum value of the variation amount of the combustion split P in a predetermined crank angle width after the start of combustion (for example, the crank angle width of 15 °).
  • O L ext (Straight line is obtained by extrapolating the change in the combustion rate from C2). This is the crank angle corresponding to the point P s where ext intersects the combustion rate 0%.
  • Is the crank angle CA e the point where the straight line L ext intersects with the combustion rate of 100%? This is the crank angle corresponding to e.
  • the amount of fuel corresponding to the combustion rate of 100% is the total amount of fuel that contributed to the work for the piston among all the fuel burned in the combustion chamber from the closing of the intake valve to ATDC 60 ° .
  • the ignition timing is the combustion ratio MF at a crank angle of 8 ° after compression top dead center.
  • V H is within the range where H C and C O do not increase.
  • the actual combustion period C Pa changes as shown in region B when the ignition timing changes.
  • the VVT advance amount is feedback controlled so that the actual combustion period CPa is made to coincide with the optimum target combustion period when ignition is performed at a certain ignition timing, the ignition At any time, the amount of burned gas can be controlled to an appropriate amount.
  • the V V T advance angle amount will be excessive in the field ⁇ where the time of the A fortune-telling V, no k's changes, ⁇
  • a control device for an internal combustion engine according to the present invention that achieves the above object is as follows.
  • Ignition means for igniting the mixed gas in the combustion chamber of the engine at an ignition timing according to the operating state of the internal combustion engine
  • a total combustion response period estimation means for estimating a total combustion response period that is a period from the ignition timing to the combustion end timing when the combustion of the mixed gas in the combustion chamber ends;
  • Burned gas amount control means for controlling the amount of burned gas contained in the mixed gas so that the estimated total combustion correspondence period coincides with the target total combustion correspondence period
  • the total combustion correspondence period CP estimated by the total combustion correspondence period estimation means is the combustion end timing when the combustion of the mixed ⁇ gas in the combustion chamber substantially ends from the ignition timing SA. This is the period up to CA e.
  • the total combustion response period CP of the combustion chamber maintains a constant amount of burned gas by maintaining the VVT advancement amount (ie, the normal sop period) constant. For example, it hardly changes even if the ignition timing changes. Therefore, if the amount of burned gas is controlled so that the total combustion correspondence period CP matches the predetermined macro total combustion correspondence period as in the above configuration, the amount of burnt gas is appropriately set regardless of the ignition timing. It becomes possible to control the amount
  • control device does not cause an increase in HC and CO emissions, and also reduces NOx emissions.
  • This o ⁇ burned gas control means has both intake and exhaust valves.
  • the burned gas amount control means reduces the onolap period by changing the opening timing of the intake valve of the engine at least. Desirable to be configured to change.
  • the overlap period can be easily controlled as long as possible without causing an increase in the emission of ⁇ C and Co. Therefore, the pumping loss can be reduced while avoiding the increase of H C, C ⁇ and ⁇ ⁇ X. As a result, the fuel efficiency of the engine can be improved.
  • the total combustion response period estimation means estimates the total combustion response period to be represented by a crank angle width
  • the burned gas amount control means includes:
  • the combusted gas flow rate is set so that the total combustion response period represented by the estimated crank angle width matches the hundred crank angle width predetermined as the target total combustion response period. It is preferable to control the amount in a smooth manner.
  • control device provides:
  • In-cylinder pressure detecting means for detecting an in-cylinder pressure that is a pressure in the combustion chamber
  • the total combustion correspondence period estimating means is
  • combustion end timing is estimated based on the detected in-cylinder pressure.
  • the total combustion correspondence period estimating means includes:
  • the ratio of the indicated amount of heat corresponding to Q sum / Q total is estimated based on the detected in-cylinder pressure.
  • the maximum amount of change in a predetermined crank angle width of the indicated heat quantity ratio Q sum / Q total can be obtained, and the combustion end timing can be estimated based on the maximum value.
  • the total combustion correspondence period estimation means includes:
  • Non-heat amount ratio Q sum / Q total is the same by the predetermined timing with respect to the total amount of fuel that contributed to work for the piston among all the fuel burned in the combustion chamber. It can be configured to obtain the combustion ratio MFB corresponding to the crank angle, which is a percentage of the cumulative amount of fuel that has contributed to the work of the fuel burned in the combustion chamber.
  • the rate of heat shown Q sum / Q total is substantially equivalent to the combustion rate M F B, and the combustion rate M F B can be obtained using the in-cylinder pressure.
  • the total combustion response period can be estimated by a simpler method.
  • the total combustion correspondence period estimating means includes:
  • Means for obtaining parameters affecting the combustion rate of the fuel It is preferable to include a correction unit that corrects the total combustion response period based on the acquired parameter.
  • the combustion speed is affected by the amount of air taken into the cylinder, the air-fuel ratio, the cylinder wall temperature, and so on.
  • the effect of these parameters affecting the combustion speed on the total combustion response period is independent of the effect of the amount of burned gas on the total combustion response period. Therefore, when controlling the amount of burned gas based on the total combustion response period and the target total combustion response period, it is necessary to eliminate the influence of these parameters on the total combustion response period.
  • the parameter that affects the combustion speed is acquired, and the above-described estimated total combustion response period is corrected based on the acquired parameter. Even if the estimated total combustion response period fluctuates according to the parameters that affect the combustion speed, the amount of burned gas is more appropriate without correcting the target total combustion response period. Can be controlled.
  • the burned gas amount control means force
  • the target correction means for correcting the total combustion response period for the 100 m
  • the target total combustion response period is modified based on the parameter that affects the combustion speed
  • the estimated total combustion response period fluctuates according to the parameter that affects the combustion speed. Even so, the amount of burned gas can be more appropriately controlled.
  • the ignition means includes
  • ignition timing control means for controlling the ignition timing so that the combustion ratio at a predetermined crank angle coincides with a target combustion ratio determined according to the operating state of the engine.
  • FIG. 1 shows an internal combustion engine to which a control device according to an embodiment of the present invention is applied.
  • FIG. 1 shows an internal combustion engine to which a control device according to an embodiment of the present invention is applied.
  • Fig. 2 is a graph showing the change in the combustion rate with respect to the crank angle in the expansion stroke (combustion stroke).
  • Fig. 4 is a draft showing HC emissions by ignition timing SA.
  • (A) is a graph showing HC emissions over the real combustion period
  • Is graph C which shows HC emissions for the entire combustion response period estimated by this equipment.
  • FIG. 5 is a graph showing the change in the combustion rate when the fuel injection amount changes.
  • Fig. 6 is a graph showing the amount of HC emission for the entire combustion response period by fuel injection amount.
  • A shows the amount of HC emission for the entire combustion response period before correction by the fuel injection amount.
  • Fig. 7 is a graph showing how the combustion rate changes when the cooling water temperature changes.
  • Fig. 8 is a Draft showing the HC emissions for the entire combustion response period according to the cooling water temperature, and (A) shows the HC emissions for the entire combustion response period before the correction to the cooling water temperature for each cooling water temperature. (B) is a graph showing the amount of HC discharged by the cooling water temperature for the entire combustion response period after correction based on the cooling water temperature.
  • Figure 9 is a graph showing how the combustion ratio changes when the air-fuel ratio changes.
  • Fig. 10 is a Draft that shows HC emissions by air-fuel ratio for the entire combustion response period.
  • (A) shows HC emissions by air-fuel ratio for the entire combustion response period before correction by air-fuel ratio.
  • the graph (B) is a graph showing the amount of HC discharged by the air-fuel ratio for the entire combustion response period corrected by the air-fuel ratio.
  • Fig. 11 is a graph showing the relationship between the corrected total combustion response period, bombing loss and exhaust gas emissions (HC, CO 2 and NO x) when the load (air filling rate KL) is changed. It is.
  • Fig. 1 2 is a flowchart showing the routine for obtaining the combustion rate and total combustion response period executed by the CPU shown in Fig. 1.
  • Fig. 1 3 shows the CPU shown in Fig. 1. This is a flowchart showing a routine for performing ignition timing control (MBT control).
  • MBT control ignition timing control
  • Fig. 14 is a flow chart showing a routine for controlling the VVT advance amount (intake valve opening timing, overlap period, burnt gas amount) executed by the CPU shown in Fig. 1. Is.
  • Fig. 15 is a graph showing how the combustion rate in the combustion stroke changes with respect to the crank angle.
  • Fig. 16 is a graph showing how the combustion rate and in-cylinder pressure change in the combustion stroke with respect to the crank angle.
  • FIG. 1 shows a schematic configuration of a system in which a control device according to an embodiment of the present invention is applied to a piston reciprocating spark-ignition multi-cylinder (four-cylinder) four-cycle internal combustion engine 10. .
  • FIG. 1 shows only a cross section of a specific cylinder, other cylinders have the same configuration.
  • the internal combustion engine 10 includes a cylinder block 20 including a cylinder block, a cylinder block lower case and an oil pan, and a cylinder block 2.
  • a cylinder head 30 fixed on top of 0, an intake system 40 for supplying a gasoline mixture to the cylinder head 20 and a cylinder block And exhaust system 50 for releasing the exhaust gas from 20 to the outside.
  • the cylinder block 20 includes a cylinder 21, a piston 2 2, a rod 2 3, and a crank shaft 24.
  • the piston 2 2 reciprocates in the cylinder 2 1, and the reciprocating motion of the piston 2 2 is transmitted to the crankshaft 2 4 via the rod 2 3, thereby The crankshaft 2 4 is designed to rotate.
  • the heads of the cylinder 21 and the piston 22 together with the cylinder head part 30 form a combustion chamber 25.
  • the cylinder head section 30 drives the intake port 3 1 communicating with the combustion chamber 25, the intake valve 3 2 that opens and closes the intake port 31, and the intake valve 3 2 that opens and closes.
  • Exhaust valve controller 3 3 Exhaust port 3 4 communicating with combustion chamber 25, Exhaust valve 3 5 opening and closing exhaust port 3 4, Exhaust cam shaft 3 driving exhaust valve 3 5 6.Ignition plug 3 7, igniter 3 8 including an ignition coil that generates a high voltage to be applied to the ignition plug 3 7, and fuel injected into the intake port 3 1 Injector (fuel injection means) 3 9 is provided.
  • the intake valve control device 3 3 has a known configuration that adjusts and controls the relative rotation angle (phase angle) between the intake cam shaft and the intake force (not shown) by hydraulic pressure.
  • the valve opening timing (intake valve opening timing) 2 can be changed.
  • the opening period of the intake valve (opening crank angle width) is a single glance. Therefore, when the intake valve opening timing is advanced or retarded by a predetermined angle, the intake valve closing timing is also advanced or retarded by the predetermined angle. Also, the exhaust valve 3
  • the intake system 40 is connected to the intake port 31 and includes an intake pipe 41 and an end of the intake pipe 41 including an intake manifold that forms an intake passage with the intake port 31.
  • the throttle valve 4 3 and the throttle valve drive means that are in the air filter 4 2 and the intake pipe 4 1 provided in the intake pipe 4 1 and have a variable opening cross-sectional area of the intake passage. It is equipped with a motor valve 4 3 a.
  • the exhaust system 50 is connected to the exhaust port 3 4 and the exhaust manifold (exhaust pipe) 5 2 connected to the exhaust manifold 51 and the exhaust manifold K 51.
  • An upstream three-way catalyst 5 3 disposed in the pipe 52 and a downstream three-way catalyst 5 4 disposed in the exhaust pipe 5 2 downstream of the catalyst 53 are provided.
  • Exhaust 1/4 3 4 Exhaust Toma 2 Hall K 5 1 and Exo 1,, Eve 5
  • this system consists of a hot-wire air flow meter 61, a throttle position sensor 6 2, a cam positive, a sensor 6 3, a crank position sensor 6 4, each An in-cylinder pressure sensor 6 5 provided in the cylinder, a cooling water temperature sensor 6 6, an air-fuel ratio sensor 6 7 disposed in the exhaust passage upstream of the first catalyst 53, and a downstream of the first catalyst 53. Air-fuel ratio sensor 6 8 and accelerator opening sensor 6 disposed in the exhaust passage upstream of the second catalyst 5 4 9 is provided.
  • the hot-wire air flow meter 61 detects the mass flow rate per unit time of the intake air flowing through the intake pipe 41 and outputs a signal representing the mass flow rate Ga.
  • the throttle position sensor 6 2 detects the opening degree of the throttle valve 43 and outputs a signal indicating the throttle valve opening degree TA.
  • the cam position sensor 63 outputs one pulse each time the intake camshaft rotates 90 degrees, 90 degrees, and 180 degrees from a predetermined angle. This signal is also referred to as the G 2 signal.
  • the crank position sensor 6 4 outputs a pulse every time the crank shaft 24 4 rotates by 0 degree. Crank position sensor 6 4 The pulse output from the force is converted to a signal representing the engine speed NE.
  • the in-cylinder pressure sensor 65 detects the pressure in the combustion chamber 25 and outputs a signal representing the in-cylinder pressure P c.
  • the upstream air-fuel ratio sensor 67 and the downstream air-fuel ratio sensor 68 detect the upstream / downstream air / fuel ratio of the catalyst 53 and output signals representing the upstream / downstream air / fuel ratio, respectively. ing.
  • the accelerator opening sensor 69 detects the amount of operation of the accelerator pedal 8 1 operated by the driver, and outputs a signal representing the amount of operation Accp of the accelerator pedal 81.
  • the electric control device 70 is connected to each other via buses C P U 7 1, C P
  • U 7 1 temporarily stores data as needed RA 7 3, stores data while power is on and retains stored data while power is shut off Backup RAM 7 4, and
  • a microphone including an interface including AD converter 7 5 etc.
  • the interface 7 5 sends a drive signal to the intake valve control device 3 3, the injector 3 9, and the solenoid valve actuator 4 3 a in response to an instruction from the CPU 7 1. As a result, an ignition signal is sent to the igniter 3 8.
  • control device for the internal combustion engine 10 configured as described above (hereinafter referred to as “the control device”). This is called “this device”. The various control contents performed by) will be explained.
  • the combustion ratio M F B defined as described above is estimated (acquired) as a value representing the ratio of indicated heat quantity Q sumZ Q total defined as described above. Details of the method for obtaining the combustion ratio MFB from the in-cylinder pressure P c detected by the in-cylinder pressure sensor 6 5 are disclosed in, for example, Japanese Patent Application Laid-Open No. 2 0 0 6-1 4 4 6 4 5. The outline will be described.
  • the combustion rate M F B is obtained corresponding to a crank angle 0 representing a predetermined timing.
  • the combustion rate M F B at a crank angle of 0 is expressed as M F B ⁇ .
  • the combustion rate ⁇ F B ⁇ at the crank angle of 0 is estimated by the following equation (1).
  • the ignition timing SA is feedback controlled so that the MFB 8 (combustion rate at ATDC 8 °) becomes a predetermined target value (for example, a value near 50%).
  • This target value of MFB 8 is the operating condition so that the combustion efficiency of the engine is good and h fluctuation fluctuation due to knocking etc. does not occur
  • the ignition timing S A (S A> 0) means that ignition is performed at.
  • V V T advance angle (intake valve opening timing) is controlled so that it matches C ⁇ t g t.
  • the amount of burned gas is controlled based on the total combustion response period CP.
  • the total combustion response period CP is the period from the ignition timing S A to the combustion end timing C A e.
  • Combustion end time C A e is the time when the combustion of the mixed gas in the combustion chamber substantially ends.
  • the combustion end timing C A e and the total combustion response period C P are obtained as follows.
  • combustion is the latest from the timing of the ignition timing SA, ie, the timing at which the ignition timing SA is advanced more than the timing at which the ignition timing SA is advanced (for example, BTDC 60).
  • the retarded time for example, ATDC 60
  • the crank angle CA e corresponding to the point P e at which the straight line L ext reaches the combustion rate 100% is determined as the combustion end timing CA e.
  • the combustion rate of 100% is burned in the combustion chamber from the crank angle 0 s (BTDC 60 °) force to the crank angle 0e (ATDC 60 °). It corresponds to the total amount of fuel that contributed to the work for all of the fuels.
  • the total combustion response period CP is obtained by the following equation (2).
  • the total combustion response period C P is expressed by the crank angle width (crank angle size, unit)).
  • Figure 3 shows the changes in C 0 2 and HC emissions and the total combustion response period CP with respect to the VVT advance amount.
  • the ignition timing SA was changed so that the combustion ratio MFB 8 was 20%, 30%, 40%, and 50%.
  • the VVT advance amount and the total combustion response period CP maintain a substantially 1: 1 relationship.
  • the VVT advancement amount overlap period, burnt gas amount
  • the total combustion response period CP hardly changes.
  • the cormorants I shown Ri by the area A VVT to the extent that the discharge amount of CO and HC do not ⁇ (C 0 2 ranges emissions does not increase the ⁇ one HC not emissions not decrease) the advance angle
  • the VVT advance so that the burn-up time is as large as possible (the maximum overlap period is the longest and the burnt gas volume is maximized)
  • the VVT advancement amount feedpack control
  • this device controls the VVT advance amount so that the total combustion response period CP matches a predetermined target total combustion response period CP tgt.
  • the period is set as long as possible.
  • the apparatus can reduce NOx emissions without increasing HC and Co emissions, and can reduce pumping loss. As a result, it is possible to provide an internal combustion engine with a small exhaust gas emission and excellent fuel consumption.
  • Fig. 3 shows the above-mentioned actual combustion period C vs. VVT advance amount. It also shows the relationship between the combustion period CP p estimated based on P a and in-cylinder pressure, and the emissions of C 0 2 and HC, respectively.
  • the real combustion period CPa is the crank angle width until the "burning rate reaches 0 to 100%", which is obtained by the straight line Lext.
  • the combustion period CP p estimated based on the in-cylinder pressure is the period from the crank angle CA s to the crank angle CA p at which the in-cylinder pressure becomes maximum.
  • Both the actual combustion period CP a and the combustion period CP p estimated based on the in-cylinder pressure have values corresponding to the VVT advance amount at which CO 2 and HC emissions start to increase when the ignition timing changes. (Refer to each value in area B and area C for area A.) ⁇ Therefore, change these values
  • VVT c angle of Fui Doba' click control desirable and that you use properly a record, and the this is understood
  • Fig. 4 is a graph showing the results of an experiment to confirm the effect of this device in another engine 10.
  • (A) in Fig. 4 is the actual combustion period C
  • Ignition timing S A is 8 ° combustion ratio M F B 8, 20, 30,
  • the rate is changed to 4 0 and 50%.
  • the 8 ° combustion rate M F B 8 is 20 0, 30,
  • the HC emissions do not increase, and the optimum value of the actual combustion period c Pa in the range is determined by the straight lines L 1 ⁇ L 2, 3 and L 4. • 9 As shown, it varies depending on the ignition timing SA, and it exists to have a certain width W. In other words, the actual combustion occurs when ignition is performed at a certain ignition timing. Even if the VVT advance amount is controlled so that the period c Pa coincides with the optimum S target combustion period, if the ignition timing changes, the VV ⁇ advance amount is excessive. Or it will become too small, leading to an increase in HC and Co emissions, or an increase in NOX emissions and a reduction in pumping spouts.
  • (B) in Fig. 4 represents the total combustion response period c P estimated by this equipment.
  • the result of measuring the amount of HC emission by ignition timing S A is shown.
  • the ignition timing S A is changed in the same way as shown in Fig. 4 (A).
  • the 8 ° combustion rate M F B 8 is 20 0, 3 0,
  • the present apparatus can reduce the NO x emission amount and the boning loss without increasing the HC and CO emission amount.
  • FIG. 5 is a graph showing how the combustion ratio M F B changes when the fuel injection amount T A U changes.
  • the total combustion response period CP becomes shorter as the fuel injection amount T A U increases. Therefore, in order to control the amount of burned gas appropriately based on the total combustion response period CP and the target total combustion response period CP tgt, the influence of the fuel injection amount TAU on the total combustion response period CP is eliminated. I need to do it.
  • the total combustion response period is corrected according to the following formula (3) so that it can be used as it is.
  • CP mfd is the corrected period for all combustion.
  • FIG. 6 is a graph showing the results of an experiment for confirming the effect of correcting the total combustion response period CP with the fuel injection amount T A U for the engine 10.
  • (A) in Fig. 6 shows the results of measurement of HC emissions for each fuel injection amount T A U for the entire combustion response period C P before correction.
  • the fuel injection amount (actually the fuel injection time approximately proportional to the fuel injection amount T A U) was set to 2 7 0 0, 3 90 0 and 5 2 0 0 / z s.
  • the total combustion response period CP where the emission of HC begins to increase with respect to each fuel injection amount TAU is not constant as shown by the straight lines Ll, 2 and ⁇ 3.
  • an optimal total combustion response period CP exists with a certain width W.
  • FIG. 6 shows the result of measuring the HC emission amount for the total combustion response period CPmfd corrected by the fuel injection amount T AU for each fuel injection amount T A U.
  • the fuel injection amount T A U is changed in the same manner as in the case shown in Fig. 6 (A).
  • the corrected total combustion response period CP mfd where the HC emission starts to increase is only one point indicated by the straight line L opt. Is understood. Therefore, if the VVT advance amount is controlled so that the corrected total combustion response period CP mfd matches the target total combustion response period CP tgt, the HC emissions (and therefore the CO
  • the overlap period can be set as long as possible within a range where the (emission) does not increase.
  • Fig. 7 is a graph showing how the combustion rate MFB changes when the cooling water temperature THW changes.
  • T HW the cooling water temperature
  • the cylinder wall temperature THW the longer the total combustion response period CP. Therefore, in order to control the amount of burned gas appropriately based on the total combustion response period CP and the target total combustion response period CP tgt, the cylinder wall temperature It is necessary to eliminate the effect of (cooling water temperature T HW) on the total combustion response period CP.
  • this system uses the target total combustion response period CP tgt set on the assumption that the coolant temperature THW is a certain value (in this example, 8 6 after warm-up is completed) as feedback.
  • the total combustion response period is corrected according to the following formula (4) so that it can be used as is as the target value for the combustion chamber.
  • FIG. 8 is a graph showing the results of an experiment for confirming the effect of correcting the total combustion response period CP with the cooling water temperature T HW for the engine 10.
  • (A) in Fig. 8 shows the results of measurement of HC emissions for the total combustion response period C P before correction for each cooling water temperature T H W.
  • the cooling water temperature T HW was set to 20, 50 and 86.
  • the total combustion response period CP where the emission of HC begins to increase for each cooling water temperature T HW is not constant as shown by the straight lines L 1, L 2 and L 3. In other words, there exists an optimal total combustion response period CP with a certain width W.
  • FIG. 8 shows the results of measuring the amount of HC emission for the total combustion response period CPmfd after correction with the cooling water temperature T HW for each cooling water temperature THW.
  • the cooling water temperature T HW is changed in the same manner as shown in Fig. 8 (A).
  • Fig. 9 is a graph showing how the combustion rate MFB changes when the air-fuel ratio A / F changes.
  • this equipment feeds back the target total combustion response period CP tgt set under the assumption that the air-fuel ratio AZ F is a certain value (theoretical air-fuel ratio in this example).
  • the total combustion response period is corrected according to the following formula (5) so that it can be used as is as the target value.
  • Q total is the amount obtained by the same equation as the denominator in (1) above, and is the amount of heat generated by all the fuel combusted in the combustion chamber. The total amount of heat converted into work for Q total.
  • FIG. 10 is a graph showing the results of an experiment for confirming the effect of correcting the total combustion response period CP with the air-fuel ratio AZ F for the engine 10.
  • (A) in Fig. 10 shows the result of measuring the amount of HC emission with respect to the entire combustion correspondence period C P before correction for each air-fuel ratio AZF.
  • the air-fuel ratio AZF was set to 14.5 (theoretical air-fuel ratio), 17 and 19.
  • the total combustion response period CP for which the amount of HC emission begins to increase for each air-fuel ratio AZ F is linear, and is not constant as shown by 1, L 2 and L 3 .
  • an optimal total combustion response period CP exists with a certain width W.
  • FIG. 10 shows the result of measuring the HC emission amount for the entire combustion corresponding period CP mfd after correction by the air-fuel ratio AZ F for each air-fuel ratio AF.
  • the air / fuel ratio A / F is the same as shown in Fig. 10 (A). It has been changed to.
  • the corrected total combustion response period CP mfd where the HC emission starts to increase is only one point indicated by the straight line L opt. It will be understood. Therefore, if the VVT advance amount is controlled so that the corrected total combustion response period CP mfd matches the target total combustion response period CP tgt, the HC emissions (and therefore the CO The overlap period can be set as long as possible within the range that does not increase.
  • This device corrects the fuel injection amount T AU, the cooling water temperature T HW and the air-fuel ratio AZ F according to the following equation (6).
  • Figure 11 shows the corrected (normalized) total combustion response period CP mfd when the load (actually, air filling rate KL: a value proportional to the intake air amount per cylinder) is changed. It shows the relationship between the amount of bombing loss and exhaust gas (HC, C 0 2 and NO x). From this Fig. 11 it can be seen that the total combustion response period CP mfd during which the exhaust gas emission starts to increase is concentrated at almost one point (the area indicated by the broken line in Fig. 11). See area.) That is, if the VVT advance amount is controlled so that the corrected total combustion response period CP mfd coincides with a certain target total combustion response period CP tgt (about 85 ° in the example shown in FIG. 11). The bombing loss can be reduced without increasing the exhaust gas emission.
  • the load actually, air filling rate KL: a value proportional to the intake air amount per cylinder
  • the routine described below is a routine executed by the CPU 71 of the electric control device 70 for a specific cylinder.
  • C P U 7 1 performs the same routine for the other cylinders.
  • the CPU 71 executes an in-cylinder pressure acquisition routine (not shown) every time a minute crank angle elapses, and when the routine is executed, the crank angle 0 and the in-cylinder pressure P c ( ⁇ ) Are stored in RAM 7 3.
  • the CPU 71 repeats the routine shown in FIG. 12 every time the crank angle matches the “predetermined crank angle after the combustion stroke is substantially completed (for example, ATDC 160 °)”. Executing the return. Therefore, when the predetermined timing is reached, the CPU 7 1 executes the routine shown in FIG. Step 1 2 0 0 Start, Step 1 2 1 0 to Step 1
  • Step 1 2 1 0 For each crank angle ⁇ (the crank angle every time the minute crank angle elapses), calculate the combustion ratio MFB 0 using the above equation (1) .
  • the calculated combustion rate M F B ⁇ includes the 8 ° combustion rate M F B 8.
  • Step 1 2 2 0 Combustion ratio M calculated in Step 1 2 1 0
  • Step 1 2 4 0 By applying the values obtained in Step 1 2 3 0 and the ignition timing SA for the previous combustion to the above equation (2), the total combustion response period CP Is estimated (calculated).
  • Step 1 2 5 0 The total combustion response period CP estimated in Step 1 2 4 0 is corrected using the above equation (6).
  • Q total and Q sto ich are calculated using equation (5).
  • the coolant temperature T HW is obtained from the coolant temperature sensor 6 6.
  • the fuel injection amount TAU is the fuel injection amount forming the air-fuel mixture provided in the previous combustion stroke, and is stored in the RAM 73.
  • Step 1 2 6 0 Stores the corrected total combustion response period C P mfd obtained in Step 1 2 5 0 as the total combustion response period C P for feedback control.
  • C PU 71 returns the routine shown in FIG. 13 every time the crank angle matches a predetermined crank angle (for example, B T D C 90 °). Therefore, C P U when a predetermined time is reached.
  • a predetermined crank angle for example, B T D C 90 °
  • step 7 1 starts the process of the routine of Fig. 1 3 at step 1 3 0 0 and proceeds to step 1 3 1 0 to set the operating state (parameter indicating the operating state of engine 1 0).
  • 8 ° target combustion rate MFB 8 tgt is determined based on The parameters representing the operating state are the intake air amount Ga (or the accelerator pedal operation amount Accp, that is, the engine load) and the engine speed NE. Other parameters such as cooling water temperature T HW may be added as parameters indicating the operating state.
  • step 1 3 2 8 ° burn rate MFB 8 force 8 ° target burn rate MFB 8 tgt calculated in step 1 2 1 0 of Fig. 1 2 explained earlier Determine whether it is on the more advanced side (whether it is larger).
  • the CPU 7 1 will step 1 3 2 0 Go to steps 1 3 3 0 and retard the ignition timing SA by a small angle ASA.
  • the CPU 7 1 will step 1 3 2 0 from step 1 3 4 Go to 0 and advance ignition timing SA by a small angle ASA.
  • step 1 3 5 0 sets so that ignition is executed at the ignition timing SA determined in step 1 3 30 or step 1 3 4 0 above. Go.
  • C P U 7 1 proceeds to step 1 3 9 5 and ends this routine.
  • the feedback control is performed so that the ignition timing S A coincides with the 8 ° combustion rate M F B 8 force 8 ° target combustion rate M F B 8 t g t.
  • the fuel injection amount TAU is the standard fuel injection amount TAU 0 (for example, 0 / is), and the cooling water temperature T HW is the standard water temperature T HW 0 (for example, 8 6). Therefore, when the air-fuel ratio AZF is the standard air-fuel ratio AF 0 (for example, the stoichiometric air-fuel ratio), the longest overlap period is within the range where HC and CO emissions do not increase. It is determined in advance so that it becomes the total combustion response period C ⁇ ⁇ corresponding to the interval (VVT advance amount on the most advanced side).
  • step 1 4 2 0 Means this. Therefore, the same 17 17 1 proceeds to step 1 4 2 0 to shorten the overlap period and retard the intake valve opening timing IO by a predetermined angle ⁇ ⁇ so that the combustion speed increases. . That is, V V T advance amount is decreased.
  • the total combustion response period CP is shorter than the target total combustion response period CPtgt, it means that the combustion speed is too high (the amount of burned gas is too small). Therefore, C P U 71 advances to step 14 30 and advances the intake valve opening timing I O by a predetermined angle ⁇ ⁇ so that the overlap period is lengthened and the combustion speed decreases. That is, the V V T advance angle amount is increased.
  • step 1 4 40 the intake valve 3 2 is opened at the intake valve opening timing IO determined in step 1 4 2 0 or step 1 4 30.
  • Set the intake valve opening timing IO the intake valve control device 3 3 opens the intake valve 3 2 at the set intake valve opening timing IO.
  • the intake valve control device 3 3 closes the intake valve 3 2 so that the intake valve closing timing IC is the sum of the intake valve disclosure valve timing IO and the constant intake valve opening angle IO 0.
  • the amount of overwrap is appropriate and the amount of burned gas is appropriate. Accordingly, it is possible to reduce the emission amount of N 2 O x without causing an increase in the emission amount of HC and C 2 O, and to reduce the bombing loss. Therefore, the fuel consumption of the engine 10 is improved. Also, since the ignition timing SA is changed so that the 8 ° combustion rate MFB 8 matches the 8 ° target combustion rate MFB 8 tgt, the combustion efficiency increases, the torque of the engine 10 increases, and the fuel efficiency increases. It can be improved.
  • the intake valve control device 3 3 is configured to adjust only the valve opening timing and the valve closing timing of the intake valve 3 2. It may be configured so that the maximum lift amount can be adjusted. Further, the intake valve control device 33 may be configured to be able to adjust the opening timing and closing timing of the intake valve 3 2 independently of each other. Further, in the above embodiment, the intake valve control device 3 3 In addition, an exhaust valve control device that independently adjusts the closing timing, opening timing, lift amount, etc. during the opening period of the exhaust valve 35 may be provided.
  • the fuel injection amount TAU, the cooling water temperature T HW and the air-fuel ratio A / F are adopted as parameters that affect the combustion speed, and all these are used for the entire combustion corresponding period.
  • CP has been modified (see equation (6))
  • the total combustion response period CP may be modified by any one of these or any combination of these two.
  • the total combustion response period CP is corrected based on any one or any combination of the fuel properties, the size of the fuel droplets, the amount of ananolol in the fuel, etc. Good
  • the total combustion response period CP estimated based on the above equation (6) is corrected by the parameter that affects the combustion speed.
  • Combustion response period CP tgt may be modified by parameters that affect the combustion rate o or
  • the combustion rate MFB (therefore, the indicated heat rate rate Q sumZ Q total) is a combustion module called a Wiebe function (see, for example, Japanese Patent Laid-Open No. 2000-069720).
  • the amount of burnt gas is the VVT advance amount (o ⁇ ⁇ -lap period). It was controlled by changing, but instead of this, or in addition to this, external E
  • the amount of burnt gas can also be adjusted with the GR unit.

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Abstract

この制御装置は、点火時期SAから燃焼終了時期CAeまでの期間である全燃焼対応期間CPを推定し、推定した全燃焼対応期間CPが一定の目標全燃焼対応期間CPtgtと一致するようにVVT進角量(既燃ガス量、オーバーラップ期間、吸気弁の開弁時期)を制御する。全燃焼対応期間CPは、点火時期SAが変化しても、HC及びCO2等が増大を開始するVVT進角量と実質的に1対1の関係を維持する。これにより、点火時期が変化した場合であっても、既燃ガス量(オーバーラップ期間)を適切に制御することができ、その結果、HC及びCOの増大を招くことなくNOXを低減し且つポンピングロスを低減することによって燃費を改善することができる。

Description

明 細 書
内燃機関の制御装置 技 術 分 野
本発明は、 内燃機関の運転状態に応じた点火時期にて燃焼室内の 混合ガスを点火して燃焼させる点火手段と、 前記混合ガスに含まれ る既燃ガス の量を制御する既燃ガス量制御手段と、 を備えた內燃機 関の制御装置に関する。 背 景 技 術
従来よ り 、 筒内圧検出手段によ り検出される筒内圧 （燃焼室内の 圧力） に基づいて燃焼割合 M F B ( Mass Fraction Burnt ) を算出 し 、 所定のク ラ ンク角度における燃焼割合 M F Bが巨檫燃焼割合と 一致するよ う に点火時期 （燃焼開始時期） を制御する内燃機関の制 御装置が知られている。 こ の よ う な装置の一つは、 例えば 、 圧縮上 死点後のク ラ ンク角度 8 ° における燃焼割合 M F B 8 が 5 0 %にな る よ う に点火時期 S Aを制御する よ う になつてレヽる o これによ り 、 内燃機関の個体差がある場合でも、 各機関に対して 切な点火時期 が設定される。 従って、 燃焼効率が改善され、 内燃機関の出力 トル ク を増大させる こ とができ る （例えば、 特開 2 0 0 6 1 4 4 6 4
5号公報を参照）. 。
こ こ で、 燃焼割合 M F Bは図示熱量の割合と実質的に等価な値で ある。 図示熱量の割合は、 一回の燃焼行程に関して 、 Γ燃焼室にお いて燃焼した総ての燃料によって発生した熱の う ちピス ンに对す る仕事に変換された熱の総量 Q totalに对する、 所定のタィ ミ ングま でに同燃焼室において燃焼した燃料によって発生した熱の う ちビス トンに対する仕事に変換された熱の積算量 Q sumの割合 Q sum/ Q to talj と定義される。 燃焼割合 M F Bは、 「燃焼室において燃焼した 総ての燃料の う ちピス ト ンに対する仕事に寄与した燃料の 量に対 するゝ 所定のタイ ミ ングまでに同燃焼室において燃焼した燃料の う ちピス 卜 ンに対する仕事に寄与した燃料の積算量の割合」 と定義さ れる o
一方 、 吸気弁及び Z又は排気弁の開弁時期及び閉弁時期を制御す る こ とがでさ る可変バルブタイ ミ ング装置 （ V V τ ) を備えた内燃 機関が広く 知られている。 可変バルブタイ ミ ング つは、 吸
装 の— 気弁の開弁時期を進角又は遅角するこ とによ り 、 吸気弁と排気弁と が共に開状態に維持される期間 （以下、 「バルブオーバ一ラ ップ期 間」 又は 「オーバーラ ップ期間」 と称呼する。 ） を制御する。
一般に、 オーバーラ ップ期間が長く なる と、 燃焼室から吸気ポー 卜に排出され且つその後に燃焼室に再び吸入される既燃ガス （ 「内 部 E G Rガス」 又は 「自 己 E G Rガス」 と も称呼される。 ） の量が 増大する。 換言する と、 可変バルブタイ ミ ング装置は、 既燃ガス量 制御装置と して機能する。
こ の可変バルブタイ ミ ング装置や外部 E G R装置等の既燃ガス量 制御装置によ り既燃ガス量が増大させられる と、 燃焼速度が低下す る。 即ち、 図 1 5 に示したよ う に、 燃焼室において燃焼した燃料が 発生した熱の う ちピス ト ンに対する仕事に寄与した熱の量 （図示発 生熱量） の増加割合は、 既燃ガス量が相対的に多い場合 （図 1 5 の 実線によ り 示した曲線の傾き） の方が既燃ガス量が相対的に少ない 場合 （図 1 5 の破線によ り 示した曲線の傾き） よ り も小さ く なる。 即ち、 既燃ガス量が多く なるほど燃焼速度が低下する。 その結果、 燃焼温度が低下するから、 N O xの排出量が低下する。
更に、 既燃ガス量が多く なるほど燃焼が緩慢に進むので燃焼期間 が長く なる。 従って、 よ り 多く の燃料を燃焼させる こ とができ る。 即ち、 図 1 5 の期間 T 1 は期間 T 2 よ り も長く な り 、 燃焼した燃料 の総量に対応する総熱量 Q totallは総熱量 Q total2よ り も大き く なる 。 この結果、 既燃ガス量が多いほど H C及ぴ C Oの排出量は低下す る。 と ころが、 既燃ガス量が過大となる と燃焼が不安定となる。 こ の結果、 H C及び C Oが増加する。 発 明 の 開 示
以上のこ とから、 発明者は、 混合ガスに含まれる既燃ガス量を H C及び C O等が増加しない範囲内において極力多く 設定する こ とが できれば、 H C及び C Oの増加を招く こ となく N O x の排出量を低 減する こ とができ る と の知見を得た。 更に、 既燃ガス量の調整をォ 一バーラ ップ期間の変更によって行う場合、 既燃ガス量を H C及び C O等が増加しない範囲内において極力多く 設定する こ とができれ ば、 H C及び C Oの増加を招く こ と なく ボンビングロスを低減する こ とができる との知見も得た。
そこで、 発明者は、 圧縮上死点から圧縮上死点後 1 5 ° ( A T D C 1 5 ° ) までの期間における燃焼割合の変化量 （即ち、 燃焼速 度） が H C及び C Oの増加を招かない範囲において出来るだけ小さ な所定値に一致する よ う に既燃ガス量を制御する こ と （オーバーラ ップ期間を制御する こ と） を提案した。 これによれば、 燃焼が不安 定になる こ と によ り H C及び C Oの排出量が増大する こ と を回避し ながら、 N O x の排出量を低減する こ とができ る。 なお、 本明細書 において、 圧縮上死点後のク ランク角度 X。 を 「A T D C X。 、 又 は、 A T D C X」 と表記し、 圧縮上死点前のク ランク角度 Y ° を 「 B T D C Υ° 、 又は、 B T D C Y」 と表記する。
しかしなが ら、 発明者は更に検討を重ねた結果、 圧縮上死点から A T D C 1 5 ° までの期間における燃焼割合の変化量を前記所定 値に維持する よ う に既燃ガス量 （オーバーラ ップ期間） を制御した 場合であっても、 点火時期が変化する と H C及び C Oの排出量が変 動する場合があるこ とを見出した。
o よ り 具体的に説明する と、 圧縮上死点から A T D C 1 5 まで
- の期間における燃焼割合の変化量を所定値に維持する とい う とは
、 点火後において燃焼が実質的に開始してから終了するまでの期間
(以下、 Γ実質燃焼期間 C P a 」 と称呼する。 ） を所定の大さ さの ク ラ ンク角度に維持する こ と 、 換言する と 、 燃焼速度を所定の速度 に維持する こ と を意味する。
そこで 、 発明者は、 点火時期を変化させながら、 可変バルブタ ミ ング装置による吸気弁開弁時期の進角量 (以下、 「 V V T進角量
」 と称呼する。 ） に対する C O 2及び H Cの排出量並びに実質燃焼期 間 C P を測定した o V V T進角量は、 排気弁の開弁時期及び閉弁 時期を一定と した場 Π での、 吸気弁開弁時期が最も遅角側に設定さ れている場 □ を基準と した吸気弁開弁時期の進角量であ 。 従って
、 刖述したよ う に、 V V T進角量が大きいほどォ ノくーラ ップ期間
- が長く な り 、 既燃ガス量は増大する。 図 3 は、 の測定の結果を示 すダラフであ 。
この測定におレヽて 、 実質燃焼期間 C P a は、 図 1 6 に示したよ う に、 ク ランク角度 C A s からク ラ ンク角度 C A e までの期間と した
。 ク ラ ンク角度 C A s は 、 燃焼開始後の所定のク ラ ンク角度幅 （例 えば、 ク ラ ンク角度幅 1 5 ° ) における燃焼割 P の変ィ匕量の最大値 を求め 、 その最大値が得られた点を通 り 且つ傾ぎがその最大値であ o L ext(C二よ り燃焼割合の変化を外挿した場□ において、 直線し extが燃焼割合 0 %と交わる点 P s に対応するク ラ ンク角度である。 ク ランク角度 C A e は、 直線 L extが燃焼割合 1 0 0 %と交ゎる点？ e に対応するに対応するク ラ ンク角度である。 燃焼割合 1 0 0 %に 相当する燃料量は、 吸気弁閉弁後から A T D C 6 0 ° までに燃焼 室において燃焼した総ての燃料の う ち ビス ト ンに対する仕事に寄与 した燃料の総量である。 更に、 図 3 に結果を示した測定において、 点火時期は圧縮上死点後のク ラ ンク角度 8 ° における燃焼割合 M F
B 8 が 、 2 0 、 3 0 ゝ 4 0及び 5 0 %と なる よ う に変化させられた
。 図 3 において、 C Ο 2が減少するこ とは C Οが増大するこ とを表す ο
図 3 から理解される よ う に 、 H C及び C Oが増大しない範囲で V
V T進角量を最大に しよ う と した場合 （図 3 における領域 Aを参照 o ) 、 実質燃焼期間 C P a は点火時期が変化する と領域 Bに示した よ う に変化する。 換曰する と 、 ある点火時期にて点火が行われてい る状態において実質燃焼期間 C P a を最適な目標燃焼期間に一致さ せる よ ラ に V V T進角量をフイー ドバッ ク制御すれば、 その点火時 期におレ、て既燃ガス量は適切な量に制御され得る。 と ころが 、 A占V、 ノ 'kゝ 時期が変化した場 α には V V T進角量が過大と なって しま う ので Η
C及ぴ C O の排出量が増大するか、 又は、 V V T進角量が過小とな つて しま う ので図示しない N O x の排出量が増大する場合が生じる
0
以上から、 本発明の 目的は 、 点火時期が変化した場合であつても
、 6¾燃ガス量を適切に制御する こ とができ、 その結果、 H C及び C
O の排出量を増大させる こ となく N O x の排出量を低減する こ とが できる内燃機関の制御装置を提供するこ とにある。
上記目的を達成する本発明による内燃機関の制御装置は、
内燃機関の運転状態に応じた点火時期にて同機関の燃焼室内の混 合ガスを点火する点火手段と、
前記点火時期から前記燃焼室内の混合ガスの燃焼が終了する燃焼 終了時期までの期間である全燃焼対応期間を推定する全燃焼対応期 間推定手段と、
前記推定された全燃焼対応期間が 目標全燃焼対応期間と一致する よ う に前記混合ガスに含まれる既燃ガス の量を制御する既燃ガス量 制御手段と、
を備える。 図 2及び図 1 6 に示したよ う に、 前記全燃焼対応期間推定手段が 推定する全燃焼対応期間 C Pは、 点火時期 S Aから燃焼室内の混 α ガス の燃焼が実質的に終了する燃焼終了時期 C A e までの期間であ る。 の全燃焼対応期間 C Pは、 図 3 に示したよ う に、 V V T進角 量 （即ち、 ォ一バーラ ソプ期間） が一定に維持される こ と によ り既 燃ガス量が一定に維持されれば、 点火時期が変化しても殆ど変化し ない。 従って 、 上記構成の よ う に 、 全燃焼対応期間 C Pが所定の巨 標全燃焼対応期間と一致する よ う に既燃ガス量を制御すれば、 点火 時期に関わらず既燃ガス量を適切な量に制御する こ とが可能と なる
。 こ の結果、 本発明による制御装置は、 H C及び C O の排出量の増 大を招く こ と なく 、 且つ 、 N O X の排出量を低減する こ と がでさ る
0
ゝ
こ の o ^ 記既燃ガス量制御手段は、 吸気弁及び排気弁が共に
- 開弁しているォ ~ バ ' ~ラ ップ期間を変更する よ う に構成される と
、 、 ' が好適である o 更に、 刖記既燃ガス量制御手段は、 少なく と も 記 機関の吸気弁の開弁タィ ミ ングを変更する こ と によ り 前記ォーノヽ ラ ップ期間を変更するよ う に構成されるこ とが望ま しレ、。
これらによれば、 オーバーラ クプ期間を 、 Η C及び C oの排出量 の増大を招かない範囲であって出来るだけ長い期間に容易に制御す る こ とができ る。 従って、 H C 、 C ο及び Ν Ο X の増大を回避しな がら 、 ポンビングロスを低減する こ とができ る 。 その 果 、 機関の 燃費を改善する こ とができる。
更に、
前記全燃焼对応期間推定手段は、 前記全燃焼対応期間をク ラ ンク 角度幅によ り表すよ う に推定する と と もに、
前記既燃ガス量制御手段は、
前記推定されたク ランク角度幅によ り表された全燃焼対応期間が 前記目標全燃焼対応期間と して予め定められた百 ク ラ ン ク角度幅 と一致する よ う に前記既燃ガスの量をフィ一 ドノくソク制御する こ と が好適である。
先に説明 した図 3 に示したよ う に、 ク ラ ンク角度幅によつて表さ れた全燃焼対応期間 C P (ク ラ ンク角度を単位と して表された全燃
- 焼対応期間） は、 点火時期に依存する と なく 既燃ガス量に対応す る V V T進角量と一定の関係を維持する o Vtつて 、 上記構成のよ う に、 全燃焼対応期間を予めク ラ ンク角度幅によつて表し、 その全燃 焼対応期間が 目標全燃焼対応期間と して予め定められた目標ク ラ ン ク角度幅と一致する よ う に既燃ガス の量を制御 （フ ィ ー ドバ ッ ク制 御） すれば、 点火時期に関わらずオーバーラ ップ期間を適切な期間 に容易に設定するこ とができる。
また、 本発明による制御装置は、
前記燃焼室内の圧力である筒内圧を検出する筒内圧検出手段を備 え、
前記全燃焼対応期間推定手段は、
前記検出された筒内圧に基づいて前記燃焼終了時期を推定するよ う に構成されるこ とが好適である。
よ り具体的には、 前記全燃焼対応期間推定手段は、
前記燃焼室において燃焼した総ての燃料によって発生した熱の う ちビス ト ンに対する仕事に変換された熱の総量 Q totalに対する、 所 定のタイ ミ ングまでに同燃焼室において燃焼した燃料によって発生 した熱の う ち ビス ト ンに対する仕事に変換された熱の積算量 Q s urn の割合 Q s um / Q totalに相当する図示熱量の割合を、 前記検出され た筒内圧に基づいて推定する と と もに、 同図示熱量の割合 Q s um / Q totalの所定ク ランク角度幅における変化量の最大値を求め、 同最 大値に基いて前記燃焼終了時期を推定するよ う に構成され得る。
これによれば、 よ り簡便な手法によ り燃焼終了時期を推定する こ とができる。
一方、 前記全燃焼対応期間推定手段は、
刖 図不熱量の割合 Q sum / Q tot alと して、 前記燃焼室において 燃焼した総ての燃料の う ちビス ト ンに対する仕事に寄与した燃料の 総量に対する、 所定のタイ ミ ングまでに同燃焼室において燃焼した 燃料の う ちビス ト ンに対する仕事に寄与した燃料の積算量の割 ο で ある燃焼割合 M F B をク ランク角度に対応させて取得する よ に構 成されるこ とができる。
図示熱量の割合 Q s um / Q totalは燃焼割合 M F B と実質的に等価 であ り 、 燃焼割合 M F Bは筒内圧を用いて求める こ とがでさ るので
、 上記構成によ り 、 よ り 簡易な方法で全燃焼対応期間を推定する こ とができる。
更に、 前記全燃焼対応期間推定手段は、
前記燃料の燃焼速度に影響を与えるパラメ ータ を取得する手段と 前記取得されたパラメータに基いて前記全燃焼対応期間を修正す る修正手段と、 を備えるこ とが好適である。
燃焼速度は、 気筒内に吸入される空気量、 空燃比及ぴシリ ンダの 壁温等の影響を受ける。 これらの燃焼速度に影響を与えるパラメ一 タが全燃焼対応期間に及ぼす影響は、 既燃ガス量が全燃焼対応期間 に及ぼす影響とは独立してレ、 o。 従つて 、 既燃ガス量を全燃焼対応 期間及び目標全燃焼対応期間に基いて制御するにあた り 、 これらパ ラメ一タが全燃焼対応期間に及ぼす影響を排除しておく 必要がある
。 そこで、 上記構成のよ う に 、 燃焼速度に影響を与えるパラメ一タ を取得し、 その取得されたパラメ一タに基いて前記推疋された刖記 全燃焼対応期間を修正する これによ り 、 上記推定される全燃焼対 応期間が燃焼速度に影響を与えるパラメ ータに応じて変動したと し ても、 目標全燃焼対応期間を補正する となく 既燃ガス量をよ り一 層適切に制御するこ とができる。
代替と して、 前記既燃ガス量制御手段力
刖記燃料の燃焼速度に影響を与 るパラメ タを取得する手段と
、
BU記取得されたパラメ ータに基レ、て m記百標全燃焼対応期間を修 正する 目標修正手段と、
を備えていてもよい。
これによれば、 燃焼速度に影響を与えるパラメ一タに基いて 目標 全燃焼対応期間が修正されるので 、 上記推定される全燃焼対応期間 が燃焼速度に影響を与えるパラメ タに応じて変動したと しても 、 既燃ガス量をよ り一層適切に制御するこ とができる。
更に、 燃焼割合を推定する上記制御装置において、
前記点火手段は、
予め定められたク ランク角度における前記燃焼割合が前記機関の 運転状態に応じて定まる 目標燃焼割合と一致する よ う に前記点火時 期を制御する点火時期制御手段を含むこ とが好適である。
これによれば、 点火時期の制御によって燃焼効率を高く 維持しな がら、 既燃ガス量の制御によって H C及び C Oの増加を招く こ と な く 、 N O x及び/又はボンビングロスを低減するこ とができる。 図 面 の 簡 単 な 説 明
図 1 は、 本発明の実施形態に係る制御装置を適用 した内燃機関の 概略図である。
図 2 は、 膨張行程 （燃焼行程） における燃焼割合のク ラ ンク角度 に対する変化の様子を示したグラフである。
図 3 は、 点火時期を変化させた場合における、 C 0 2排出量、 H C 排出量 、 実質燃焼期間、 全燃焼対応期間及び筒内圧によ り 求められ る燃焼期間の V V T進角量に対する変化の様子を示したグラ フであ
O
図 4 は 、 H Cの排出量を点火時期 S A別に示したダラフであ り 、
( A ) は実質燃焼期間に対する H Cの排出量を示したグラフ 、 ( B
) は本装置が推定する全燃焼対応期間に対する H C の排出量を示し たグラフ C、ある。
図 5 は 、 燃料噴射量が変化した場合における燃焼割合の変化の 子を示したグラフである。
図 6 は 、 全燃焼対応期間に対する H C の排出量を燃料噴射量別に 示したグラ フであ り 、 （A ) は燃料噴射量による修正前の全燃焼対 応期間に対する H Cの排出量を燃料噴射量別に示したグラフ 、 ( B
) は燃料噴射量による修正後の全燃焼対応期間に対する H Cの排出 量を燃料噴射量別に示したグラフである。
図 7 は 、 冷却水温が変化した場合における燃焼割合の変化の様子 を示したグラフである。
図 8 は 、 全燃焼対応期間に対する H C の排出量を冷却水温別に示 したダラフであ り 、 ( A ) は冷却水温に る修正前の全燃焼対応期 間に対する H Cの排出量を冷却水温別に示したグラフ、 （ B ) は冷 却水温によ る修正後の全燃焼対応期間に対する H Cの排出量を冷却 水温別に示したグラフである。
図 9 はゝ 空燃比が変化した場合における燃焼割合の変化の様子を 示したグラフである。
図 1 0 は 、 全燃焼対応期間に对する H Cの排出量を空燃比別に示 したダラフであ り 、 （ A ) は空燃比による修正前の全燃焼対応期間 に対する H C の排出量を空燃比別に示したグラフ、 （ B ) は空燃比 による修正後の全燃焼対応期間に対する H Cの排出量を空燃比別に 示したグラフである。
図 1 1 は 、 負荷 （空気充填率 K L ) を変化させた場合における、 修正後の全燃焼対応期間、 ボンビングロ ス及び排ガス （ H C , C O 2 及ぴ N O x ) の排出量の関係を示したグラフである。 図 1 2 は、 図 1 に示 した C P Uが実行する燃焼割合及び全燃焼対 応期間等を取得するためのルーチンを示 したフ ロ ーチャー ト である 図 1 3 は、 図 1 に示した C P Uが実行する点火時期の制御 （M B T制御） を行う ためのルーチンを示 したフ ロ一チヤ一トである。
図 1 4 は、 図 1 に示 した C P Uが実行する V V T進角量 （吸気弁 開弁時期、 オーバ一ラ ップ期間、 既燃ガス量） の制御を行 う ための ルーチンを示したフローチヤ一トである。
図 1 5 は、 燃焼行程における燃焼割合のク ラ ンク角度に対する変 化の様子を示したグラ フである。
図 1 6 は、 燃焼行程における燃焼割合及び筒内圧のク ラ ンク角度 に対する変化の様子を示したグラ フである。 発明を実施するための最良の形態
以下、 本発明の実施形態に係る内燃機関の制御装置について図面 を参照 しつつ説明する。
(構成）
図 1 は、 本発明の実施形態に係る制御装置を ビス ト ン往復動型の 火花点火式多気筒 （ 4気筒） 4 サイ クル内燃機関 1 0 に適用 したシ ステムの概略構成を示 している。 なお、 図 1 は、 特定の気筒の断面 のみを図示しているが、 他の気筒も同様な構成を備えている。
こ の内燃機関 1 0 は、 シ リ ンダブ ロ ッ ク 、 シ リ ンダブ ロ ッ ク ロ ワ 一ケース及びオイルパン等を含むシ リ ンダブ口 ッ ク部 2 0 と 、 シ リ ンダブ口 ッ ク部 2 0 の上に固定される シ リ ンダへッ ド部 3 0 と 、 シ リ ンダブ口 ッ ク部 2 0 にガソ リ ン混合気を供給するための吸気系統 4 0 と 、 シ リ ンダブロ ッ ク部 2 0 からの排ガスを外部に放出するた めの排気系統 5 0 と を含んでいる。
シ リ ンダブ ロ ッ ク部 2 0 は、 シ リ ンダ 2 1 、 ピス ト ン 2 2 、 コ ン ロ ッ ド 2 3 及びク ラ ンク軸 2 4 を含んでいる。 ビス ト ン 2 2 はシ リ ンダ 2 1 内を往復動 し、 ビス ト ン 2 2 の往復動がコ ンロ ッ ド 2 3 を 介 してク ラ ンク軸 2 4 に伝達され、 これによ り ク ラ ンク軸 2 4 が回 転する よ う になっている。 シ リ ンダ 2 1 と ビス ト ン 2 2 のへッ ドは 、 シリ ンダへッ ド部 3 0 と と もに燃焼室 2 5 を形成している。
シ リ ンダへッ ド部 3 0 は、 燃焼室 2 5 に連通 した吸気ポー ト 3 1 、 吸気ポー ト 3 1 を開閉する吸気弁 3 2 、 吸気弁 3 2 を開閉駆動す る吸気弁制御装置 3 3 、 燃焼室 2 5 に連通 した排気ポー ト 3 4 、 排 気ポー ト 3 4 を開閉する排気弁 3 5 、 排気弁 3 5 を駆動するェキゾ ース トカム シャ フ ト 3 6 、 点火プラ グ 3 7 、 点火プラ グ 3 7 に与え る高電圧を発生するイ ダ二 ッ シ ョ ン コ イ ルを含むィ グナイ タ 3 8 及 び燃料を吸気ポー ト 3 1 内に噴射するイ ンジェ ク タ （燃料噴射手段 ) 3 9 を備えている。
吸気弁制御装置 3 3 は、 イ ンテーク カムシャ フ ト とイ ンテーク 力 ム （図示せず） と の相対回転角度 （位相角度） を油圧によ り 調整 · 制御する周知の構成を備え、 吸気弁 3 2 の開弁時期 （吸気弁開弁時 期） を変更する こ と ができ る よ になつている。 本例において、 吸 気弁の開弁期間 （開弁ク ラ ンク角度幅 ) は一疋 ある。 従って、 吸 気弁開弁時期が所定角度だけ進角又は遅角 させられる と 、 吸気弁閉 弁時期も同所定角度だけ進角又は遅角 させられる。 また 、 排気弁 3
5 の開弁時期及び閉弁時期は一定である 。 從つて、 吸気弁制御装置
3 3 によって吸気弁開弁時期が変更される こ と に伴って才ーノ ーラ ップ期間が変化する。
吸気系統 4 0 は、 吸気ポー ト 3 1 に連通 し吸 ¼ポ 3 1 と と ち に吸気通路を形成するィ ンテーク マ二ホ一ノレ ドを含む吸気管 4 1、 吸気管 4 1 の端部に設け られたェァフ ィ ルタ 4 2、 吸気管 4 1 内に あって吸気通路の開 口断面積を可変 とする ス ロ ッ 卜ル弁 4 3 及ぴス ロ ッ トル弁駆動手段を構成する D C モ一タ カ らなるス ク 卜ル弁ァ クチユエータ 4 3 a を備えている。
排気系統 5 0 は、 排気ポー ト 3 4 に連通 したェキゾ ■ ~ス マニホ 一ル ド 5 1 、 ェキゾース トマニホ ―ル K 5 1 に接続されたェキゾ一 ス トパイ プ （排気管） 5 2 、 ェキゾ一ス トパイ プ 5 2 に配 された 上流側の三元触媒 5 3 及びこ の触媒 5 3 の下流のェキゾ一ス トパイ プ 5 2 に配設された下流側の三元触媒 5 4 を備えている 排 ¼ホ一 ト 3 4 、 ェキゾ一ス トマ二ホール K 5 1 及びェキゾ一ス 卜 ,、イ ブ 5
2 は、 排気通路を構成している。
一方、 こ の シス テ ム は、 熱線式エア フ ロ ーメ ータ 6 1 、 ス ロ ッ ト ルポジショ ンセンサ 6 2 、 カムポジ、 ヨ ンセ ンサ 6 3 、 ク ラ ン ク ポ ジシヨ ンセ ンサ 6 4 、 各気筒に設け られた筒内圧セ ンサ 6 5 、 冷却 水温センサ 6 6 、 第 1 触媒 5 3 の上流の排気通路に配設された空燃 比センサ 6 7 、 第 1 触媒 5 3 の下流であって第 2 触媒 5 4 の上流の 排気通路に配設された空燃比センサ 6 8及びアクセル開度センサ 6 9 を備えている。
熱線式エアフ ローメ ータ 6 1 は、 吸気管 4 1 内を流れる吸入空気 の単位時間あた り の質量流量を検出 し、 質量流量 Gaを表す信号を出 力する よ う になってレヽる。 ス ロ ッ トルポジシ ョ ンセンサ 6 2 は、 ス 口 ッ ト ル弁 4 3 の開度を検出 し、 ス ロ ッ トル弁開度 TAを表す信号を 出力する よ う になっている。 カムポジシ ョ ンセンサ 6 3 は、 イ ンテ ーク カ ムシャ フ トが所定角度から 9 0度、 次いで 9 0 度、 更に 1 8 0 度回転する毎に一つのパルスを出力する よ う になっている。 こ の 信号は G 2 信号と も称呼される。 ク ラ ンク ポジショ ンセンサ 6 4 は 、 ク ラ ンク軸 2 4 力 0 度回転する毎にパルスを出力する よ う にな つてレヽる。 ク ラ ンク ポジシ ョ ンセンサ 6 4 力 ら出力 されるパルスは エ ンジン回転速度 NEを表す信号に変換される よ う になつている。 筒 内圧センサ 6 5 は、 燃焼室 2 5 内の圧力を検出 し、 筒内圧 P c を表 す信号を出力する よ う になクている。
上流側空燃比センサ 6 7及び下流側空燃比センサ 6 8 は、 触媒 5 3 の上下流の空燃比を検出 し、 その上下流の空燃比を表す信号をそ れぞれ出力する よ う になっている。 アクセル開度センサ 6 9 は、 運 転者によって操作されるアク セルペダル 8 1 の操作量を検出 し、 ァ クセルペダル 8 1 の操作量 Accpを表す信号を出力する よ う になって いる。
電気制御装置 7 0 は、 互いにバスで接続された C P U 7 1 、 C P
U 7 1 が実行するル一チン （プロ ダラ ム ) 、 テ一ブル (ルソ ク ア ツ プテーブル 、 マ ップ） 及び定数等を予め し條 した R o M 7 2 、 c P
U 7 1 が必要に応 じてデータ を一時的に格納する R A 7 3 、 電源 が投入された状態でデータ を格納する と と もに格納 したテ タ を電 源が遮断されている間も保持するバッ ク ア ップ R A M 7 4 、 並びに
、 A D コ ンバータ を含むィ ンターフ ェ一ス 7 5 等からなるマイ ク 口
： π ンピュータである。 イ ンターフエ一ス 7 5 は 、 刖 、 記センサ 6 1〜
6 9 と接続され、 C P U 7 1 にセンサ 6 1〜 6 9 からの信号を供給 する よ う になっている。 イ ンターフエ一ス 7 5 は、 C P U 7 1 の指 示に応 じて吸気弁制御装置 3 3 、 イ ンジェ ク タ 3 9 及びス π ッ 卜 ノレ 弁ァ ク チュ エータ 4 3 a に駆動信号を送出する と と ちに 、 ィ グナイ タ 3 8 に点火信号を送出する よ う になっている。
(制御）
次に、 上記のよ う に構成された内燃機関 1 0 の制御装置 （以下、 「本装置」 と称呼する。 ） によ り行われる、 各種の制御内容につい て説明する。
<燃焼割合 M F Bの推定 （取得） >
上述のよ う に定義された燃焼割合 M F Bは上述のよ う に定義され た図示熱量の割合 Q sumZ Q totalを表す値と して推定 （取得） され る。 燃焼割合 M F B を筒内圧センサ 6 5 によって検出された筒内圧 P c から求める手法の詳細は、 例えば、 特開 2 0 0 6 — 1 4 4 6 4 5号公報に開示されているので、 以下、 その概略について述べる。 本例において、 燃焼割合 M F Bは所定のタイ ミ ングを表すク ラン ク角度 0 に対応して求められる。 ク ラ ンク角度 0 における燃焼割合 M F B を M F B Θ と表す。 ク ラ ン ク 角 度 Θ は圧縮上死点において 0 とな り 、 圧縮上死点から圧縮上死点前に向って進角するほど絶対値 が大き く なる負の値をと り 、 圧縮上死点から圧縮上死点後に向って 遅角するほど絶対値が大き く なる正の値をと る よ う に定義される。 例えば、 0 =— 0 1 ° ( Θ 1 > 0 ) である こ と は、 ク ランク角度が B T D C θ 1 であるこ と を示す。
ク ラ ンク角度 0 における燃焼割合 Μ F B Θ は、 下記の （ 1 ) 式に よ り推定される。 （ 1 ) 式において、 ク ラ ンク 角 度 Θ s ( Θ s < 0
) は、 対象とする燃焼行程 （膨張行程 ) に向 う過程において吸気弁
3 2及び排気弁 3 5 の両方が閉 じた状態にあ り 且つ点火時期よ り ち 十分に進角 した時期 （例えば、 Θ s = ― 6 0 ° 、 即ち、 B T D C
6 0 ° ) であ り 、 ク ラ ン ク 角度 Θ e ( Θ e > 0 ) は、 对象とする燃 焼行程における燃焼が実質的に終了する最ち遅い時期よ り も遅い所 定の時期且つ排気弁開弁時期よ り も進角 した時期 （例えば、 Θ e =
6 0 ° 、 即ち、 A T D C 6 0 ° ) である
Pc(0)-V(0) - Pc(0s)-V(0s)
MFB0 = ···(
Ρο(θβ)-ν(θβ)Κ- Pc(0s)，V(0s)"
この （ 1 ) 式は、 発生した熱の う ち ピス ト ンに対する仕事に寄与 した熱の積算量 Qの変化パターンが P c ( Θ ) V ( θ ) κの変化バタ ーンと概ね一致する とい う知見に基いている。 P c ( Θ ) はク ラ ン ク角度 0 における筒内圧、 V ( Θ ) はク ランク角度 0 における燃焼 室 2 5 の容積、 κ は混合ガスの比熱比 （例えば、 1 . 3 2 ) である 。 なお、 （ 1 ) 式の分母は M F Bの 1 0 0 %に相当する値である。
ぐ点火時期制御 > 点火時期 S Aは M F B 8 ( A T D C 8 ° における燃焼割合） が 所定の目標値 （例えば、 5 0 %近傍の値 ) となる よ ラ にフィ一ドバ ック制御される。 こ の M F B 8 の目標値は、 機関の燃焼効率が良く 且つノ ッキング等による hルク変動等が発生しないよ う に運転状態
(例えば、 一回の吸気行程における筒内吸入空気量等によ り表され る機関負荷及ぴ 又は機関回転速度等の機関の運転状態を表すパラ メータ） に応じて決定される。 この結果 、 点火時期 S Aは運転状態 に応じて変化する。 なお 、 点火時期 S A ( S A > 0 ) とは、 点火が において行われるこ とを意味する。
<νντ進角量 （既燃ガス量、 オーバーラ ップ期間） の制御） > 本装置は、 全燃焼対応期間 C P を点火時期 S Aと燃焼割合 M F B とから求め、 その全燃焼対応期間 C Pが所定の 巨標全燃焼対応期間
C Ρ t g t と一致するよ う に V V T進角量 （吸気弁開弁時期 ) を制 御する 。 換言する と、 全燃焼対応期間 C Pに基いて既燃ガス量が制 御され 。
全燃焼対応期間 C Pは点火時期 S Aから燃焼終了時期 C A e まで の期間である。 燃焼終了時期 C A e は燃焼室内の混合ガス の燃焼が 実質的に終了する時期である。 燃焼終了時期 C A e及び全燃焼対応 期間 C Pは次のよ う にして求められる。
( 1 ) 図 2 に示したよ う に、 点火時期 S Aの Ό ち展も進角 した時 期よ り も進角側の時期 （例えば、 B T D C 6 0 ) から燃焼が最 も遅 < 終了する時期よ り も遅角側の時期 （例えば 、 A T D C 6 0
° ) の期間において、 所定のク ランク角度幅 N ° (例えば、 ク ランク 角度幅 1 5 。 ) における燃焼割合 M F Bの変化量 （増加量） Δ M F Bを所定の微小ク ラ ンク角度が経過する毎に求める。
( 2 ) 求められた変化量 A M F Bの う ちの最大値 A M F B max ( 燃焼割合最大変化速度） を求める。
( 3 ) 最大値 A M F B maxが求められたク ラ ンク角度 C A maxにお ける燃焼割合 M F B上の点 （ク ラ ンク角， M F B ) = ( C A max, M F B camax) を通り 、 且つ、 傾きが最大値 Δ M F B maxである直線 (外揷線） L extを引く。
( 4 ) 直線 L extが燃焼割合 1 0 0 %に到達した点 P e に対応する ク ラ ン ク角度 C A e を燃焼終了時期 C A e と して求める。 なお、 燃 焼割合 1 0 0 %は、 ク ラ ンク角度 0 s ( B T D C 6 0 ° ) 力 らク ラ ンク角度 0 e ( A T D C 6 0 ° ) までに燃焼室において燃焼し た総ての燃料の う ち ビス ト ンに対する仕事に寄与した燃料の総量に 对応する。
( 5 ) 点火時期 S Aから燃焼終了時期 C A e までの期間 （ク ラ ン ク角度幅） を全燃焼対応期間 C P と して求める。
即ち、 全燃焼対応期間 C Pは、 下記 （ 2 ) 式によ り 求められる。 全燃焼対応期間 C Pはク ランク角度の幅 （ク ランク角度の大き さ、 単位 ） ） によって表される。
I 一 MFBcamax , 、
CP=SA + CAmax + ·'·(2)
(AMFBmax/N)
図 3 は、 V V T進角量に対する、 C 02及び H Cの排出量並びに全 燃焼対応期間 C Pの変化の様子を示している。 こ の測定において、 点火時期 S Aは燃焼割合 M F B 8が、 2 0、 3 0 、 4 0及ぴ 5 0 % となるよ う に変化させられた。
図 3 から理解される よ う に、 点火時期 S Aが変動しても、 V V T 進角量と全燃焼対応期間 C P とは実質的に 1 ： 1 の関係を維持する 。 換言する と、 V V T進角量 （オーバーラ ップ期間、 既燃ガス量） がある一定値であれば、 点火時期 S Aが変化しても、 全燃焼対応期 間 C Pは殆ど変化しない。 従って、 領域 Aによ り 示したよ う に、 C O及び H Cの排出量が增大しない範囲 （ C 02の排出量が減少せず且 つ H Cの排出量が増大しない範囲） において V V T進角量が出来る だけ大き く なる （オーバ一ラ ップ期間が最長となって、 既燃ガス量 が最大となる） よ う に V V T進角量を制御するには、 全燃焼対応期 間 C Pが領域 Aにおける全燃焼対応期間 C P (図 3 の例では 7 0 ° ) と一致するよ う に V V T進角量を制御 （フ ィ ー ドパック制御） す れば良い。
即ち、 本装置は、 全燃焼対応期間 C Pが予め定められた目標全燃 焼对応期間 C P t g t と一致するよ う に V V T進角量を制御す 目標全燃焼対応期間 C P t g t は、 C o及び H Cの排出量が增大し ない範囲においてォ ~ノ > ~ラ ップ期間がでさ るだけ長く なる期間に 設定される 。 こ の結果、 装置は、 H C及び C oの排出量の増大を 招く こ となく N O X の排出量を低減し 、 且つ 、 ポン ピンダ ロ スを低 減する こ とができ る 。 その結果、 排ガスの排出量が小さ く 、 且つ、 優れた燃費の内燃機関が提供される。
なお、 図 3 は、 V V T進角量に対する、 前述した実質燃焼期間 C P a 及び筒内圧に基いて推定される燃焼期間 C P p のそれぞれと C 0 2及び H Cの排出量の関係も示している。 実質燃焼期間 C P a は、 図 1 6 に示したよ う に、 直線 L extによ り求められる 「燃焼割合が 0 から 1 0 0 %」 に到達するまでのク ラ ンク角度幅である。 筒内圧に 基いて推定された燃焼期間 C P p は、 図 1 6 に示したよ う に、 ク ラ ンク角度 C A s から筒内圧が最大値と なるク ラ ンク角度 C A p まで の期間である。
実質燃焼期間 C P a 及び筒内圧に基いて推定された燃焼期間 C P p の何れも、 点火時期が変化する と、 C O 2及び H Cの排出量が増大 を開始する V V T進角量に対応する値が変動している (領域 Aに対 する領域 B及ぴ領域 C内の各値を参照。 ） □ 従つて これらの値を
V V T c 角量のフイー ドバッ ク制御に使用する こ と は望ま しく なレ、 こ とが理解される (
図 4 は、 別の機関 1 0 につレヽて、 本装置の効果を確 Wひするための 実験の結果を示すグラ フである。 図 4 の （ A ) は 、 実質燃焼期間 C
P a に対する H Cの排出量を点火時期 S A別に測定した 果を示し てレ、る 。 点火時期 S Aは、 8 ° 燃焼割合 M F B 8 が 、 2 0 、 3 0 、
4 0及び 5 0 %となるよ う に変化させられてレヽる。
図 4 の （ A ) によれば、 8 ° 燃焼割合 M F B 8 が 、 2 0 、 3 0 、
4 0及び 5 0 %である と き、 H Cの排出量が増大しなレ、 囲におけ る実質燃焼期間 c P a の最適値は、 直線 L 1 ゝ L 2 、 し 3及び L 4 によ •9 示したよ う に、 点火時期 S Aに依存して変化し 、 ある幅 Wを 有する よ う に存在している o 換目する と、 ある点火時期にて点火が 行われている状態において実質燃焼期間 c P a を最適な S標燃焼期 間に一致させるよ う に V V T進角量をフィ 一 K ノくック制御しても 、 点火時期が変化した場合には V V τ進角量が過大又は過小になつて しま う ので 、 H C及び C oの排出量の増大を招く か 、 又は 、 N O X の排出量の増大及びポンピング口スの低減幅が減少して しま う場ム が生じ o 。
図 4 の （ B ) は 、 本装置が推定する全燃焼対応期間 c Pに対する
H Cの排出量を点火時期 S A別に測定した結果を示している 。 点火 時期 S Aは 、 図 4 ( A ) に示した場合と 同 に変化させられている o
図 4 の （ B ) によれば 、 8 ° 燃焼割合 M F B 8 が 、 2 0 、 3 0 、
4 0及び 5 0 %に一致する よ う に点火時期 S Aが変更されても、 Η Cの排出量が増大し始める全燃焼対応期間 C Pは直線 L optにて示し た一点のみとなる。 従って、 直線 L optによ り示される全燃焼対応期 間 C Pを 目標全燃焼対応期間 C P t g t に設定し、 実際に推定され る全燃焼対応期間 C Pがこの 目標全燃焼対応期間 C P t g t と一致 する よ う に V V T進角量を制御すれば、 点火時期 S Aに関わらず H Cの排出量 （従って、 C Oの排出量） が増大しない範囲においてォ 一バーラ ップ期間をでき るだけ長く （既燃ガス量をでき るだけ多く ) 設定する こ とができる。 この結果、 本装置は、 H C及び C Oの排 出量の増大を招く こ となく 、 N O x の排出量を低減し、 且つ、 ボン ビングロスを低減するこ とができる。
<全燃焼対応期間 C Pの修正 （正規化） 〉
と ころで、 燃焼速度は既燃ガス量に強く 依存する ものの、 他にも 燃焼速度に影響を与えるパラメータ （物理量） が存在する。 燃焼速 度に影響を与えるパラ メ ータの代表例は、 燃料噴射量 T A U、 冷却 水温 T HWによって推定される （表される） シリ ンダ壁温及び混合 気の空燃比等である。 以下、 これらのパラメ ータが全燃焼対応期間 C Pに与える影響と、 本装置による全燃焼対応期間 C Pの修正 （正 規化） 手法について順に説明を加える。
(燃料噴射量 T A Uによる修正）
図 5 は、 燃料噴射量 T A Uが変化した場合における燃焼割合 M F Bの変化の様子を示したグラフである。 この図に示したよ う に、 燃 料噴射量 T A Uが大き く なるほど燃焼室内における混合気の濃度及 び圧力等が増大するので燃焼速度が大き く なる。 その結果、 燃料噴 射量 T A Uが大き く なるほど全燃焼対応期間 C Pは短く なる。 従つ て、 全燃焼対応期間 C P及び目標全燃焼対応期間 C P t g t に基い て既燃ガス量を適量に制御するためには、 燃料噴射量 T A Uが全燃 焼対応期間 C Pに及ぼす影響を排除してやる必要がある。
そこで、 本装置は、 燃料噴射量 T A Uがある一定の値 （本例では 、 T A U = 0 ) である との前提の下で設定されている 目標全燃焼対 応期間 C P t g t をフィー ドバックの 目標値と してそのまま使用で きる よ う に、 下記 （ 3 ) 式に応じて全燃焼対応期間を修正する。 C P mfdは修正後の全燃焼対応期間である。
Figure imgf000019_0001
TAU( s)
図 6 は、 機関 1 0 について、 上記燃料噴射量 T A Uによる全燃焼 対応期間 C Pの修正の効果を確認するための実験の結果を示すダラ フである。 図 6 の （A ) は、 修正前の全燃焼対応期間 C Pに対する H Cの排出量を燃料噴射量 T A U別に測定した結果を示している。 この実験において、 燃料噴射量 （実際には、 燃料噴射量 T A Uと略 比例する燃料噴射時間） は、 2 7 0 0 、 3 9 0 0及び 5 2 0 0 /z s に設定された。
図 6 の （ A ) によれば、 各燃料噴射量 T A Uに対して H Cの排出 量が増大し始める全燃焼対応期間 C Pは、 直線 L l 、 2及び丄 3 に示したよ う に一定しない。 換言する と、 最適な全燃焼対応期間 C Pがある幅 Wを有するよ う に存在している。
図 6 の （ B ) は、 上記燃料噴射量 T A Uによる修正後の全燃焼対 応期間 C P mfdに対する H Cの排出量を燃料噴射量 T A U別に測定し た結果を示している。 燃料噴射量 T A Uは、 図 6 ( A ) に示した場 合と同様に変化させられている。
図 6 の （ B ) によれば、 燃料噴射量 T A Uが変化しても、 H Cの 排出量が増大し始める修正後の全燃焼対応期間 C P mfdは直線 L opt にて示した一点のみと なる こ とが理解される。 従って、 修正後の全 燃焼対応期間 C P mfdが目標全燃焼対応期間 C P t g t と一致するよ う に V V T進角量を制御すれば、 燃料噴射量 T A Uに関わらず H C の排出量 （従って、 C Oの排出量） が増大しない範囲においてォー バーラ ップ期間をできるだけ長く設定するこ とができる。
(シリ ンダ壁温 （冷却水温 T H W ) による修正）
シリ ンダ壁温は冷却水温 T H Wが低いほど低く なる。 図 7 は、 冷 却水温 T H Wが変化した場合における燃焼割合 M F Bの変化の様子 を示したグラフである。 この図に示したよ う に、 冷却水温 T HWが 低く なるほど燃焼室内において発生した熱がシリ ンダ壁に奪われる (即ち、 冷却損失が大き く なる） ので、 燃焼速度は小さ く なる。 そ の結果、 冷却水温 T H Wが低く なるほど全燃焼対応期間 C Pは長く なる。 従って、 全燃焼対応期間 C P及び目標全燃焼対応期間 C P t g t に基いて既燃ガス量を適量に制御するためには、 シリ ンダ壁温 (冷却水温 T HW) が全燃焼対応期間 C Pに及ぼす影響を排除して やる必要がある。
そこで、 本装置は、 冷却水温 T H Wがある一定の値 （本例では、 暖機完了後の 8 6 ) である と の前提の下で設定されている 目標全 燃焼対応期間 C P t g t をフィ ー ドバッ クの 目標値と してそのまま 使用でき る よ う に、 下記 （ 4 ) 式に応じて全燃焼対応期間を修正す る。
Figure imgf000020_0001
THW(°C)
図 8 は、 機関 1 0 について、 上記冷却水温 T HWによる全燃焼対 応期間 C Pの修正の効果を確認するための実験の結果を示すグラフ である。 図 8 の （ A ) は、 修正前の全燃焼対応期間 C Pに対する H Cの排出量を冷却水温 T H W別に測定した結果を示している。 この 実験において、 冷却水温 T HWは、 2 0 、 5 0及び 8 6でに設定さ れた。
図 8 の （ A ) によれば、 各冷却水温 T HWに対して H Cの排出量 が増大し始める全燃焼対応期間 C Pは、 直線 L l 、 L 2及び L 3 に 示したよ う に一定しない。 換言する と、 最適な全燃焼对応期間 C P がある幅 Wを有するよ う に存在している。
図 8 の （ B ) は、 上記冷却水温 T HWによる修正後の全燃焼対応 期間 C P mfdに対する H Cの排出量を冷却水温 T H W別に測定した結 果を示している。 冷却水温 T HWは、 図 8 ( A ) に示した場合と 同 様に変化させられている。
図 8 の （ B ) によれば、 冷却水温 T HWが変化しても、 H Cの排 出量が増大し始める修正後の全燃焼対応期間 C P mfdは直線 L optに て示した一点のみと なる こ とが理解される。 従って、 修正後の全燃 焼対応期間 C P mfdが目標全燃焼対応期間 C P t g t と一致するよ う に V V T進角量を制御すれば、 冷却水温 T HWに関わらず H Cの排 出量 （従って、 C Oの排出量） が増大しない範囲においてオーバー ラ ップ期間をできるだけ長く 設定するこ とができる。
(空燃比 AZ Fによる修正）
図 9 は、 空燃比 A / Fが変化した場合における燃焼割合 M F B の 変化の様子を示したグラフである。 この図に示したよ う に、 空燃比 A Z Fが大き く なるほど （ リ ーンな空燃比になるほど） 燃焼が不安 定となるので、 全燃焼対応期間 C Pは長く なる。 従って、 全燃焼対 応期間 C P及び目標全燃焼対応期間 C P t g t に基いて既燃ガス量 を適量に制御するためには、 空燃比 A Z Fが全燃焼対応期間 C Pに 及ぼす影響を排除してやる必要がある。
そこで、 本装置は、 空燃比 AZ Fがある一定の値 （本例では、 理 論空燃比） である との前提の下で設定されている 目標全燃焼対応期 間 C P t g t をフィー ドバ ッ ク の目標値と してそのまま使用でき る よ う に、 下記 （ 5 ) 式に応じて全燃焼対応期間を修正する。
Qstoicn
CPmfd = CP-
Qtotal
Qtotal= Pc(0e)-V(0e)'C Pc(0s)-V(0s)
Qstoich=0.19-TAU
TAU(jLis)
( 5 ) 式において、 Q totalは上記 （ 1 ) の分母と同 じ式によ り求 められる量であ り 、 燃焼室において燃焼した総ての燃料によって発 生した熱の う ちビス ト ンに対する仕事に変換された熱の総量 Q total である。 Qstoichは、 空燃比が理論空燃比である場合の熱の総量 Q to talであって、 推定 （近似） 式 （ Q stoich= 0.19 · T A U) によって 求められる。
図 1 0 は、 機関 1 0 について、 上記空燃比 AZ F による全燃焼対 応期間 C Pの修正の効果を確認するための実験の結果を示すグラフ である。 図 1 0 の （A ) は、 修正前の全燃焼対応期間 C Pに対する H Cの排出量を空燃比 AZ F別に測定した結果を示している。 この 実験において、 空燃比 AZ Fは、 1 4 . 5 (理論空燃比） 、 1 7及 び 1 9に設定された。
図 1 0の （ A) によれば、 各空燃比 AZ Fに対して H Cの排出量 が増大し始める全燃焼対応期間 C Pは、 直線し 1 、 L 2及び L 3 に 示したよ う に一定しない。 換言する と、 最適な全燃焼対応期間 C P がある幅 Wを有するよ う に存在している。
図 1 0 の （ B ) は、 上記空燃比 AZ Fによる修正後の全燃焼対応 期間 C P mfdに対する H Cの排出量を空燃比 A F別に測定した結果 を示している。 空燃比 A/ Fは、 図 1 0 (A) に示した場合と 同様 に変化させられている。
図 1 0 の （ B ) によれば、 空燃比 AZ Fが変化しても、 H Cの排 出量が増大し始める修正後の全燃焼対応期間 C P mfdは直線 L optに て示した一点のみと なる こ とが理解される。 従って、 修正後の全燃 焼対応期間 C P mfdが目標全燃焼対応期間 C P t g t と一致するよ う に V V T進角量を制御すれば、 空燃比 AZ Fに関わらず H Cの排出 量 （従って、 C Oの排出量） が増大しない範囲においてオーバーラ ップ期間をできるだけ長く設定する こ とができる。
本装置は、 以上の燃料噴射量 T A U、 冷却水温 T HW及び空燃比 AZ Fの修正を下記 （ 6 ) 式によって行う。
CPmfd …
Figure imgf000022_0001
図 1 1 は、 負荷 （実際には空気充填率 K L ： 1 気筒当た り の吸入 空気量に比例した値） を変化させた場合における、 修正 （正規化） された全燃焼対応期間 C P mfd、 ボンビングロ ス及び排ガス （H C , C 02及び N O x ) の排出量の関係を示している。 こ の図 1 1 から、 排ガスの排出量が増大を開始する全燃焼対応期間 C P mfdが略一点に 集中 している こ とが理解される （図 1 1 の破線帯部によ り 示した領 域を参照。 ） 。 即ち、 修正された全燃焼対応期間 C P mfdをある 目標 全燃焼対応期間 C P tgt (図 1 1 に示した例においては、 約 8 5 ° ) に一致させる よ う に V V T進角量を制御すれば、 排ガスの排出量の 増大を招く こ となく ボンビングロスを低減するこ とができる。
(実際の作動）
次に 、 本装置の実際の作動について説明する なお 、 以下に説明 するル一チンは電気制御装置 7 0 の C P U 7 1 が特定気筒に対して 実行するルーチンである。 C P U 7 1 は他の気筒に対してち同様な ルーチンを実行するよ う になっている。
C P U 7 1 は、 図示しない筒内圧取得ル一チンを微小ク ラ ンク角 度が経過する毎に実行し、 そのルーチンが実行された時点のク ラ ン ク角度 0 と筒内圧 P c ( Θ ) とを R AM 7 3 に格納している。
更に、 C P U 7 1 は図 1 2 に示したルーチンを、 ク ランク角度が 「燃焼行程が実質的に終了 した後の所定ク ランク角度 （例えば、 A T D C 1 6 0度） 」 に一致する毎に繰り 返し実行している。 従って 、 所定のタイ ミ ングになる と、 C P U 7 1 は図 1 2 のルーチンの処 理をステ ップ 1 2 0 0 力、ら開始し ステ ツプ 1 2 1 0 〜ステ クプ 1
2 6 0 にて以下の処理を行い、 ステ ップ 1 2 9 5 に進んで本ル一チ ンを一旦終了する。
ステ ップ 1 2 1 0 : 各ク ラ ンク角度 Θ (前記微小ク ラ ンク角度が 経過する毎のク ラ ンク角度） に対して上記 （ 1 ) 式を用いて燃焼割 合 M F B 0 を算出する。 算出 される燃焼割合 M F B Θ には 、 8 ° 燃 焼割合 M F B 8 が含まれている。
ステ ップ 1 2 2 0 : ステ ップ 1 2 1 0 にて算出 された燃焼割合 M
F B 0 を用いて N° (こ こではク ラ ンク角度 1 5 ° ) 幅における燃焼 割合 M F B の変化量 A M F B を各ク ラ ンク角度 0 に対して算出する 。 即ち、 A M F B = A M F B ( Θ ) = M F B 0 - M F B 0 b (但し 、 Θ b = Θ - N ) によって変化量 A M F Bが計算される。
ステ ップ 1 2 3 0 ： ステ ップ 1 2 2 0 にて算出 された燃焼割合変 化量 A M F Bの中から最大値 （燃焼割合最大変化速度） A M F B ma Xを取得する。 更に、 その燃焼割合最大変化速度 Δ M F B maxに対す る ク ラ ンク 角度 6 をク ラ ンク角度 C A maxと して取得する と と もに 、 ク ラ ンク角度 C Amaxにおける燃焼割合 M F B ( = M F B ( C A m ax) ) を M F B camaxと して取得する （図 2 を参照。 ） 。
ステ ップ 1 2 4 0 ： ステ ップ 1 2 3 0 にて求めた各値と直前の燃 焼に対する点火時期 S Aを上記 （ 2 ) 式に適用する こ と によ り 、 全 燃焼対応期間 C P を推定 （算出） する。
ステ ップ 1 2 5 0 ： ステ ップ 1 2 4 0 にて推定された全燃焼対応 期間 C Pを上記 （ 6 ) 式を用いて修正する。 なお、 Q total及び Q sto ichは （ 5 ) 式によ り 算出される。 冷却水温 T HWは冷却水温センサ 6 6 から取得される。 燃料噴射量 T A Uは前回の燃焼行程に提供さ れた混合気を形成 した燃料噴射量であ り 、 R AM 7 3 内に格納され ている。
ステ ップ 1 2 6 0 ： ステ ッ プ 1 2 5 0 にて求め られた修正後の全 燃焼対応期間 C P mfdをフィ ー ドバッ ク制御用の全燃焼対応期間 C P と して格納する。
一方、 C P U 7 1 は図 1 3 に示 したル チンを、 ク ラ ンク角度が 所定のク ラ ンク角度 （例えば、 B T D C 9 0 ° ) に一致する毎に株 り 返し実行 している。 従って、 所定のタィ ヽ 、 ングになる と 、 C P U
7 1 は図 1 3 のルーチンの処理をステ ップ 1 3 0 0 力、ら開始してス テ ップ 1 3 1 0 に進み、 運転状態 （機関 1 0 の運転状態を表すパラ メ ータ） に基づいて 8 ° 目標燃焼割合 M F B 8 t g t を決定する。 運転状態を表すパラ メ ータ は、 吸入空気量 Ga (又は、 ア ク セルぺダ ル操作量 Accp、 即ち、 エンジン負荷） 及ぴエンジン回転速度 NEであ る。 運転状態を表すパラ メ ータ と して、 冷却水温 T HW等の他のパ ラメ一タを加えてもよい。
次に、 〇 ？ 11 7 1 はステ ップ 1 3 2 0 に進み、 先に説明 した図 1 2 のステ ッ プ 1 2 1 0 にて算出された 8 ° 燃焼割合 M F B 8 力 8 ° 目 標燃焼割合 M F B 8 t g t よ り も進角側であるか否か （大き いか否 か） を判定する。 このと き、 8 ° 燃焼割合 M F B 8 が 8 ° 目標燃焼割 合 M F B 8 t g t よ り も進角側にあれば （大き ければ） 、 C P U 7 1 はステ ップ 1 3 2 0 力、らステ ップ 1 3 3 0 に進み、 点火時期 S A を微小角度 A S Aだけ遅角する。 一方、 8 ° 燃焼割合 M F B 8 が 8 ° 目標燃焼割合 M F B 8 t g t よ り も遅角側にある と （小さ い と） 、 C P U 7 1 はステ ップ 1 3 2 0 力 らステ ップ 1 3 4 0 に進み、 点火 時期 S Aを微小角度 A S Aだけ進角する。
その後、 〇 ？ 11 7 1 はステ ップ 1 3 5 0 に進み、 上記ステ ップ 1 3 3 0 又はステ ップ 1 3 4 0 にて決定された点火時期 S Aにて点火 が実行される よ う に設定を行 う 。 次いで、 C P U 7 1 はステ ッ プ 1 3 9 5 に進んで本ルーチンをー且終了する。 以上によ り 、 点火時期 S Aは、 8 ° 燃焼割合 M F B 8力 8 ° 目標燃焼割合 M F B 8 t g t と 一致するよ う にフ ィ ー ドバック制御される。
加えて、 C P U 7 1 は図 1 4 に示 したルーチンを、 ク ラ ンク角度 が所定のク ラ ンク角度 （例えば、 燃焼行程が実質的に終了 した後の 所定ク ラ ンク角度 （例えば、 B T D C 9 0 ° ) に一致する毎に繰り 返 し実行してレヽる。 従って、 所定のタイ ミ ングになる と 、 C P U 7 1 は図 1 4 のルーチンの処理をステ ップ 1 4 0 0 から開始してステ ップ 1 4 1 0 に進み、 先に説明 したステ ップ 1 2 6 0 にて求めた全 燃焼対応期間 C P (フ ィ ー ドバ ッ ク制御用全燃焼対応期間 C P =修 正後の全燃焼対応期間 C P mfd) が 目標全燃焼対応期間 C P t g t よ り 大きいか否かを判定する。
目標全燃焼対応期間 C P t g t は、 燃料噴射量 T A Uが標準燃料 噴射量 T A U 0 (例えば、 0 /i s ) であ り 、 冷却水温 T HWが標準 水温 T HW 0 (例えば、 8 6 で） であ り 、 空燃比 A Z F が標準空燃 比 A F 0 (例えば、 理論空燃比） である場合において、 H C及び C Oの排出量が増加 しない範囲内であって最も長いオーバーラ ップ期 間 （最も進角側の V V T進角量） に対応する全燃焼対応期間 C Ρ と なるよ う に予め定められている。
この と き、 全燃焼対応期間 C Pが目標全燃焼対応期間 C P t g t よ り 大きければ、 燃焼速度が小さすぎる （既燃ガス量が過大である
) こ と を意味する。 従って、 じ 17 7 1 はステ ップ 1 4 2 0 に進ん でオーバーラ ップ期間を短く して燃焼速度が増大する よ う に吸気弁 開弁時期 I Oを所定角度 Δ Ι Οだけ遅角する。 即ち、 V V T進角量 を減少する。 一方、 全燃焼対応期間 C Pが 目標全燃焼対応期間 C P t g t よ り小さければ、 燃焼速度が大きすぎる （既燃ガス量が過小 である） こ と を意味する。 従って、 C P U 7 1 はステップ 1 4 3 0 に進んでオーバーラ ップ期間を長く して燃焼速度が減少する よ う に 吸気弁開弁時期 I Oを所定角度 Δ Ι Οだけ進角する。 即ち、 V V T 進角量を増大する。
その後、 C P U 7 1 はステップ 1 4 4 0 に進み、 上記ステップ 1 4 2 0又はステップ 1 4 3 0 にて決定された吸気弁開弁時期 I Oに て吸気弁 3 2が開弁する よ う に、 吸気弁開弁時期 I Oを設定する。 この結果、 吸気弁制御装置 3 3 が吸気弁 3 2 を設定された吸気弁開 弁時期 I Oにて開弁させる。 なお、 吸気弁制御装置 3 3 は、 吸気弁 開示弁時期 I Oに一定の吸気弁開弁角度 I O 0 を加えた時期が吸気 弁閉弁時期 I C となるよ う に、 吸気弁 3 2 を閉弁させる。
以上の処理の結果、 ォ一バーラ ップ量が適切と な り 、 既燃ガス量 が適量となる。 従って、 H C及び C Oの排出量の増大を招く こ とな く N O xの排出量を低減し、 且つ、 ボンビングロスを低減する こ と ができ る。 従って、 機関 1 0 の燃費が改善される。 また、 8 ° 燃焼 割合 M F B 8 が 8 ° 目標燃焼割合 M F B 8 t g t と一致する よ う に 点火時期 S Aが変更されるので、 燃焼効率が増大し、 機関 1 0 の ト ルクを上昇させ且つ燃費を改善するこ とができる。
本発明は上記実施形態に限定される こ とはなく 、 本発明の範囲内 において種々の変形例を採用する こ とができ る。 例えば、 上記実施 形態においては、 吸気弁制御装置 3 3 は吸気弁 3 2 の開弁時期及び 閉弁時期のみを調整する よ う に構成されているが、 更に吸気弁 3 2 の開弁期間における最大リ フ ト量を調整でき る よ う に構成されてい てもよい。 また、 吸気弁制御装置 3 3 は、 吸気弁 3 2 の開弁時期及 び閉弁時期を互いに独立して調整する こ とができ る よ う に構成され ていてもよい。 更に、 上記実施形態において、 吸気弁制御装置 3 3 に加え、 排気弁 3 5 の閉弁時期、 開弁時期、 開弁期間中の リ フ ト量 等を独立して調整する排気弁制御装置が備えられてもよい。
また 、 上記実施形態においては、 燃焼速度に影響を与えるパラメ ータ と して、 燃料噴射量 T A U 、 冷却水温 T HW及び空燃比 A / F を採用 し、 これら総てを用いて全燃焼対応期間 C Pを修正していた が （ （ 6 ) 式を参照。 ） 、 これらの何れか一 つ 、 又は、 これらの う ちの任意の二つの組み合わせによつて全燃焼対応期間 C P を修正し てもよい。 更に、 燃焼速度に影響を与えるパラメータ と して 、 燃料 性状、 燃料液滴の大き さ及び燃料中のァノレコール量等の何れか一つ 又は任意の組み合わせに基いて全燃焼対応期間 C Pを修正してもよ い
更に、 上記実施形態においては、 上記 （ 6 ) 式に基いて推定され た全燃焼対応期間 C P を燃焼速度に影響を与えるパラメ ータによつ て修正していたが、 これに代え 、 目標全燃焼对応期間 C P t g t を 燃焼速度に影響を与えるパラメ ―タによって修正してもよい o また
、 全燃焼对応期間 C Pを時間を単ゃ と して求め、 その時点の工ンジ ン回転速度 NEによってク ランク角度を単位とする値に変換してから 制御に使用する こ と もでき る。 また 、 燃焼割合 M F B (従つて 、 図 示熱量の割合 Q sumZ Q total) は、 Wiebe関数と呼ばれる燃焼モ 7" ル （例えば、 特開 2 0 0 6 — 9 7 2 0号公報を参照。 ） によ り 求め る よ う に構成する こ と もでき る 。 加えて、 上記実施形態におレ、て 、 既燃ガス量は V V T進角量 （ォ ~~ノ^ —ラ ップ期間） を変更する と によ り制御されていたが、 これに代え、 又は、 これに加え、 外部 E
G R装置によって既燃ガス量を調整するこ と もできる。

Claims

請 求 の 範 囲
1 . 内燃機関の運転状態に応じた点火時期にて同機関の燃焼室内の 混合ガスを点火する点火手段と、
前記点火時期から前記燃焼室内の混合ガス の燃焼が終了する燃焼 終了時期までの期間である全燃焼対応期間を推定する全燃焼対応期 間推定手段と、
前記推定された全燃焼対応期間が 目標全燃焼対応期間と一致する よ う に前記混合ガスに含まれる既燃ガス の量を制御する既燃ガス量 制御手段と、
を備えた內燃機関の制御装置。
2 . 請求の範囲 1 に記載の内燃機関の制御装置において、
前記既燃ガス量制御手段は、
吸気弁及び排気弁が共に開弁しているオーバーラ ップ期間を変更 するよ う に構成された内燃機関の制御装置。
3 . 請求の範囲 2 に記載の内燃機関の制御装置であ
前記既燃ガス量制御手段は、
少なく と も前記機関の吸気弁の開弁タイ ミ ングを変更する こ と に よ り 前記オーバーラ ップ期間を変更する よ う に構成された内燃機関 の制御装置。
4 . 請求の範囲 1 乃至請求の範囲 3 の何れか一項に記載の内燃機関 の制御装置において、
前記全燃焼対応期間推定手段は、
前記全燃焼対応期間をク ラ ンク角度幅によ り 表すよ ラ に推定する と と もに、
前記既燃ガス量制御手段は、
前記推定されたク ラ ンク角度幅によ り表された全燃焼対応期間が 刖記目標全燃焼対応期間と して予め定められた目標ク ランク角度幅 と一致するよ う に前記既燃ガス の量を制御する內燃機関の制御装
置
5 . 請求の範囲 1 乃至請求の範囲 4 の何れか一項に記載の内燃機関 の制御装置であって、
前記燃焼室内の圧力である筒内圧を検出する筒内圧検出手段を備 え、
前記全燃焼対応期間推定手段は、
前記検出された筒内圧に基づいて前記燃焼終了時期を推定する よ う に構成された内燃機関の制御装置。
6 . 請求の範囲 5 に記載の内燃機関の制御装置であって、
前記全燃焼対応期間推定手段は、
前記燃焼室において燃焼した総ての燃料によって発生した熱の う ちビス トンに対する仕事に変換された熱の総量 Q totalに対する、 所 定のタイ ミ ングまでに同燃焼室において燃焼した燃料によって発生 した熱の う ちビス トンに対する仕事に変換された熱の積算量 Q s um の割合 Q s um Z Q totalに相当する図示熱量の割合を、 前記検出され た筒内圧に基づいて推定する と と もに、 同図示熱量の割合 Q s u m Z Q totalの所定ク ランク角度幅における変化量の最大値を求め、 同最 大値に基いて前記燃焼終了時期を推定するよ う に構成された内燃機 関の制御装置。
7 . 請求の範囲 6 に記載の内燃機関の制御装置であって、
前記全燃焼対応期間推定手段は、
m目己図示孰量の割合 Q sum / Q tot alと して m記燃焼至におレ、て 燃焼し /こ ての燃料の う ちピス ト ンに対する仕事に寄与した燃料の 量に対する 、 所定のタイ ミ ングまでに同燃焼室におレヽて燃焼した 燃料の う ちピス ト ンに対する仕事に寄与した燃料の積算量の割 で ある燃焼割 α をク ランク角度に対応させて取得する よ う に構成され た内燃機関の制御装置。
8 • 口 求の範囲 6又は請求の 囲 7 に記載の内燃機関の制御 置で あって、
前記全燃焼対応期間推定手段は、
前記燃料の燃焼速度に影響を与えるパラメータを取得する手段と 前記取得されたパラメータに基いて前記全燃焼対応期間を修正す る全燃焼対応期間修正手段と、 を備える内燃機関の制御装置。
9 . 請求の範囲 6 又は請求の範囲 7 に記載の内燃機関の制御装置で あって、
前記既燃ガス量制御手段は、
前記燃料の燃焼速度に影響を与えるパラメ ータを取得する手段と 前記取得されたパラメータに基いて前記目標全燃焼対応期間を修 正する 目標修正手段と、
を備える内燃機関の制御装置。
1 0 . 請求の範囲 7 に記載の内燃機関の制御装置であって、
前記点火手段は、
予め定められたク ラ ンク角度における前記燃焼割合が前記機関の 運転状態に応じて定まる 目標燃焼割合と一致する よ う に前記点火時 期を制御する点火時期制御手段を含む内燃機関の制御装置。
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