燃烧状态推定方法

文档序号:10562856阅读:458来源:国知局
燃烧状态推定方法
【专利摘要】本发明提供一种燃烧状态推定方法。在火花点火式内燃机的内燃机转速(NE)为任意速度(NE0)且进气门的开阀特性为基准特性的情况下的“热产生率最大时刻(θdQpeak)与前半燃烧期间长(aref)的关系(即,基准关系)”由aref=f(θdQpeak)这一函数表示的情况下,在进气门的开阀特性从该状态变为了特定特性时,基于“a=f(θ2)+Δa1”这一式子来推定相对于任意的热产生率最大时刻(θ2)的前半燃烧期间长(a)。在此,Δa1是在特定特性的情况下的前半燃烧期间长(ad1)与在基准特性的情况下的前半燃烧期间长(ar1)的差分值。
【专利说明】
燃烧状态推定方法
技术领域
[0001] 本发明设及将内燃机中的燃料的燃烧所设及的前半燃烧期间的长度(前半燃烧期 间长)作为表示燃烧状态的参数之一来进行推定的燃烧状态推定方法。
【背景技术】
[0002] 为了推定内燃机中的燃料的燃烧状态,提出了推定通过燃烧室内的燃料的燃烧而 产生的热的量(热产生量、发热量)Q的推移的各种方法。尤其是,某曲轴角下的热产生率 (dQ/d0)的推移(即,热产生率波形)对于推定内燃机的燃烧状态来说是重要的。此外,热产 生率dQ/d0被定义为与曲轴的旋转相对的每单位曲轴角的热产生量[J/CA]。
[0003] Wiebe函数是规定了各种变量与热产生率的关系的函数,作为用于推定热产生率 的有效的函数之一而广为人知。在Wi ebe函数中使用的各种变量例如是形状参数、效率W及 着火延迟期间等。日本特开2007-177654公开了一种基于"表示内燃机运转状态的参数(例 如,点火时刻、内燃机转速、负荷率W及空燃比等r来决定运些变量的方法。
[0004]上述日本特开2007-177654还公开了能够基于Wiebe函数来推定前半燃烧期间。前 半燃烧期间是指从"火花点火式内燃机中的燃料的着火时刻"到"与该燃料的燃烧相伴的热 的产生率(热产生率dQ/d0)成为最大的时刻(即,热产生率最大时刻r为止的期间。前半燃 烧期间的长度(曲轴角范围)也被称作"前半燃烧期间长"。前半燃烧期间长是推定内燃机的 燃烧状态时的重要参数之一。
[0005] 然而,前半燃烧期间长根据进气口的开阀特性(例如,由后述的"进气口相位角、进 气口作用角、进气口开阀时刻W及进气口闭阀时刻"等决定的进气口开阀的期间所设及的 特性值)而大幅变化。推测其原因在于:若进气口的开阀特性变更,则缸内(燃烧室内)的气 流的素乱的强度变化,由此,燃烧速度变化。
[0006] 因而,即使假设利用Wiebe函数推定了前半燃烧期间长,在进气口的开阀特性发生 了变化的情况下,也需要再次针对各种内燃机运转状态参数重新决定Wiebe函数的各变量。 而且,在通过实测取得前半燃烧期间长的情况下,必须在每当进气口的开阀特性变更时针 对各种的内燃机运转状态进行庞大的实验。除此之外,即使使用在本说明书中公开的"本申 请的
【申请人】所提出的模型(模型式r推定了前半燃烧期间长,也同样需要在每当进气口的 开阀特性变化时重新确定各种参数。即,要想高精度地针对进气口的各种开阀特性取得前 半燃烧期间长,需要花费极多的劳力和时间。

【发明内容】

[0007] 本发明是鉴于上述问题而完成的发明。即,本发明的目的之一在于提供一种燃烧 状态推定方法,能够高效率地推定进气口的开阀特性能够各种变更的内燃机的前半燃烧期 间长。
[000引发明人关于在进气口的开阀特性发生了变化的情况下前半燃烧期间长如何变化 进行了详细的研究。W下,对该研究的结果进行说明。
[0009]图1是示出在内燃机转速为预定速度(一定值)且进气口作用角VCAM为预定角(一 定值)的第1情况下针对各种进气口相位角INVT实测"热产生率最大时刻0d如eak和前半燃 烧期间长a"而得到的结果的概略的图表。
[0010]此外,热产生率最大时刻0d如eak由曲轴角Θ[deg]表示,前半燃烧期间长a由曲轴 角范围[CA]表示。关于单位,[deg]和[CA]都表示将曲轴旋转1圈的角度设为360°时的曲轴 角1°。通常,[deg]在表示特定的曲轴角的情况下使用,[CA]在示出曲轴角的范围的情况下 使用。
[0011 ]在此,参照图2的(A)和(B),对进气口作用角VCAM和进气口相位角INVT进行说明。 图2的(A)是示出曲轴角Θ与进气口升程量的关系的图,图2的(B)是用圆示出从进气上止点 到压缩上止点并且与该圆重叠地描绘进气口打开的期间(即,从进气口开阀时刻IV0到进气 口闭阀时刻IVC的进气口开阀期间)的图。在图2的(A)和(B)中,由实线&所示的开阀特性 (W下,为了方便,称作"A特性")和由虚线Cx所示的开阀特性m下,为了方便,称作"B特 性")中,进气口作用角VCAM彼此相同,进气口相位角INVT彼此不同。此外,进气口闭阀时刻 IVC由进气下止点后的曲轴角[ABDCdeg]表示。
[0012] 如从图2的(A)和(B)所理解那样,进气口作用角VCAM是"与从进气口开阀时刻IV0 至峨气口闭阀时亥IJIVC的期间对应的曲轴角范围"。在图2的(A)和(B)中,A特性的进气口作 用角VCAM和B特性的进气口作用角VCAM都为预定值(=VC1)。
[0013] 进气口相位角INVT是表示进气口开阀时刻IV0与进气口闭阀时刻IVC的中屯、所处 的曲轴角(即,表示进气口开阀期间的中屯、的曲轴角)相对于"基准曲轴角"提前了多少的曲 轴角范围。在此,基准曲轴角是"进气口开阀期间在进气口控制装置的工作范围内被设定在 最延迟侧的情况下的进气口开阀时刻IV0与进气口闭阀时刻IVC的中屯、所处的曲轴角"。因 此,若假设A特性下的进气口相位角INVT为"0"(即,假设A特性是进气口开阀期间的中屯、被 设定在最延迟侧的值( = vtr)的特性),假设B特性的进气口开阀期间的中屯、为值则B特 性的进气口相位角INVT是I vtr-vtx I。
[0014] 因此,如图2的(A)和(B)所示,在进气口作用角VCAM为一定值VC1的情况下,在进气 口相位角INVT为曲轴角0S时,进气口开阀时刻IV0从最延迟侧的进气口开阀时刻IVOr向进 气口开阀时刻I VOX提前曲轴角e S,进气口闭阀时亥Ij IVC从最延迟侧的进气口闭阀时刻I 向进气口闭阀时刻I VCx提前曲轴角Θ S。
[001引再次参照图1,实线Cr示出了进气口相位角INVT为基准相位角INV化的情况下的热 产生率最大时刻0d如eak与前半燃烧期间长a的关系。在此,基准相位角INVTr被设定在比 "0"大的预定值。单点划线Cs示出了进气口相位角INVT为"与基准相位角INVTr不同的相位 角(例如,比基准相位角IN V T r小的延迟侧的值)IN V T S "的情况下的热产生率最大时刻Θ dQpeak与前半燃烧期间长a的关系。双点划线Cd示出了进气口相位角INVT为"与基准相位角 INV化和相位角INVTs都不同的相位角(例如,比基准相位角INV化大的提前侧的值HNVTd" 的情况下的热产生率最大时刻ecKipeak与前半燃烧期间长a的关系。
[0016]如从该图表所理解那样,发明人发现了 :在内燃机转速维持为预定速度且进气口 作用角VCAM维持为预定角的情况下,若进气口相位角INVT从第1相位角(INV化)向第2相位 角(INVTs或INVTd)变化,则前半燃烧期间长a会与热产生率最大时刻0d如eak无关地变化 "预定值(例如,A al或Aa2)"。换言之,发明人发现了:在内燃机转速维持为预定速度且进 气口作用角VCAM维持为预定角的情况下,若进气口相位角INVT变化,则示出热产生率最大 时刻0d如eak与前半燃烧期间长a的关系的曲线会在前半燃烧期间长a的方向(增大和减少 方向的任一方向,即,图1中的Y轴方向)上平行移动。
[0017]更具体而言,在进气口相位角INVT为基准相位角INVTr的情况下,热产生率最大时 亥lj0dQpeak为基准值Θ1时的前半燃烧期间长a为ar 1 (参照点Pr 1),热产生率最大时刻Θ dQpeak为任意值Θ2时的前半燃烧期间长a为ar2(参照点Pr2)。而且,在进气口相位角INVT为 "与基准相位角INV化不同的预定相位角(比INV化小的延迟侧的INVTs或者比INV化大的提 前侧的INVTd)"的情况下,热产生率最大时刻0d如eak为基准值Θ1时的前半燃烧期间长a为 adl (参照点化1),热产生率最大时刻目d如eak为任意值目2时的前半燃烧期间长a为ad2(参照 点化2)。并且,发明人发现了:下述的(1A)式对于所有的任意值Θ2都成立。而且,
【发明人】还发 现了 :如后所述,对于其他内燃机转速NE和其他进气口作用角VCAM,只要它们不变化,该 (IA) 式就同样地成立。
[001 引(adl-a;rl) = (ad2-ar2)= Aal...(lA)
[0019] 因此,发明人得到了 W下的见解1。
[0020] 假设内燃机转速肥为任意速度肥0且进气口作用角VCAM为任意作用角VCAM0且进 气口相位角INVT为基准相位角INV化的情况下的"热产生率最大时刻0d如eak与前半燃烧期 间长aref的关系(即,基准关系Γ由aref = f (0d如eak)的函数表示。此时,若假设内燃机转 速肥为任意速度肥0且进气口作用角VCAM为任意作用角VCAM0且进气口相位角INVT为预定 相位角INVTs且热产生率最大时刻0d如eak为任意值(任意的基准值)Θ1时的前半燃烧期间 长as (目1)为adl,则内燃机转速肥为任意速度肥0且进气口作用角VCAM为任意作用角VCAM0 且进气口相位角INVT为预定相位角INVTs且热产生率最大时刻0d如eak为任意值Θ2时的前 半燃烧期间长as(02)能够通过W下的(1B)式求出。
[0021 ] as(02)=f(02)+A al = f (02) + (adl-arl) = f (02)-(arl-adl) = f (02) + {adl-f (Θ
[0022] 此外,值(adl-arl)为了方便也称作"第1差分值"。值(arl-adl)为了方面也称作 "第2差分值"。因此,上述(1B)式能够表述成是通过向?·(θ2)加上第1差分值来推定前半燃烧 期间长as(02)的式子,且是通过从?·(θ2)减去第2差分值来推定前半燃烧期间长as(02)的式 子。
[0023] 因此,若通过实测或者基于使用了模型等的推定而得到了上述基准关系(aref = f (0dQpeak))而且通过实测得到了上述前半燃烧期间长adl,则进气口相位角INVT为相位角 INVTs的情况下的"热产生率最大时亥pdQpeak与前半燃烧期间长as的关系"能够根据上述 (IB) 式来推定。
[0024] 另一方面,图3是示出在内燃机转速为预定速度(一定值)且进气口的闭阀时刻IVC 为预定曲轴角(一定值)的情况下针对各种进气口作用角VCAM实测"热产生率最大时刻Θ d^eak和前半燃烧期间长a"而得到的结果的概略的图表。
[0025] 在此,为了容易理解图3所示的结果的前提条件,在图4的(A)中示出将进气口闭阀 时刻IVC维持为一定的曲轴角IVCr且将进气口作用角VCAM设定为作用角V化的情况(参照实 线化)和将进气口作用角VCAM设定为"比作用角VCr小的作用角VCs"的情况(参照虚线Cx)下 的"曲轴角Θ与进气口升程量的关系"。而且,在与图2的(B)同样的图4的(B)中通过实线&和 虚线Cx分别示出与图4的(A)的实线Cr和虚线Cx对应的进气口的开阀期间。如从该图4的(A) 和(B)所理解那样,在进气口的闭阀时刻IVC为预定曲轴角(一定值)的情况下,若进气口作 用角VCAM变化,则至少进气口的开阀时刻IVO变化,实际上,进气口升程量和进气口相位角 INVT也变化。
[0026] 再次参照图3,实线Lr示出了进气口作用角VCAM为基准作用角VCAMr的情况下的热 产生率最大时刻0d如eak与前半燃烧期间长a的关系。单点划线Ls示出了进气口作用角VCAM 为"与基准作用角VCAMr不同的作用角(例如,比基准作用角VCAMr小的作用角)VCAMs"的情 况下的热产生率最大时刻9d如eak与前半燃烧期间长a的关系。双点划线Ld示出了进气口作 用角VCAM为"与基准作用角VCAMr和作用角VCAMs都不同的作用角(例如,比基准作用角 VCAMr大的作用角)VCAMd"的情况下的热产生率最大时刻0d如eak与前半燃烧期间长a的关 系。
[0027] 如从该图表所理解那样,
【发明人】发现了 :在内燃机转速维持为预定速度且进气口 闭阀时亥IjIVC维持为预定曲轴角的情况下,若进气口作用角VCAM从第1作用角(VCAMr)向第2 作用角(VCAMs或VCAMd)变化,则前半燃烧期间长a会与热产生率最大时刻0(^peak无关地变 化"预定值(例如,A曰3或Aa4)"。换言之,
【发明人】发现了 :在内燃机转速维持为预定速度且 进气口闭阀时刻IVC维持为预定曲轴角的情况下,若进气口作用角VCAM变化,则表示热产生 率最大时刻ed如eak与前半燃烧期间长a的关系的曲线会在前半燃烧期间长a的方向(增大 和减少方向的任一方向,即,图3中的Y轴方向)上平行移动。
[00%]更具体而言,在进气口作用角VCAM为基准作用角VCAMr的情况下,热产生率最大时 亥lj0dQpeak为基准值Θ3时的前半燃烧期间长a为ar3(参照点Pr3),热产生率最大时刻Θ dQpeak为任意值Θ4时的前半燃烧期间长a为ar4(参照点Pr4)。而且,在进气口作用角VCAM为 "与基准作用角VCAMr不同的预定作用角(比VCAMr大的作用角VCAMd或者比基准作用角 VCAMr小的作用角VCAMs)"的情况下,热产生率最大时刻0d如eak为基准值Θ3时的前半燃烧 期间长a为ad3(参照点化3),热产生率最大时刻0d如eak为任意值Θ4时的前半燃烧期间长a 为ad4(参照点化4)。并且,发明人发现了下述的(2A)式对于所有的任意值Θ4都成立。而且, 发明人还发现了:如后所述,对于其他内燃机转速NE和其他进气口闭阀时刻IVC,只要它们 不变化,该(2A)式就同样地成立。
[0029] (ad3-ar3) = (ad4-ar4) = Aa3---(2A)
[0030] 因此,发明人得到了 W下的见解2。
[0031] 假设在内燃机转速肥为任意速度肥0且进气口闭阀时刻IVC为任意闭阀时刻IVC0 且进气口作用角VCAM为基准作用角VCAMr的情况下的"热产生率最大时刻Bespeak与前半燃 烧期间长aref的关系(即,基准关系r由aref = g(0d如eak)的函数表示。此时,若假设内燃 机转速肥为任意速度肥0且进气口闭阀时刻IVC为任意闭阀时刻IVC0且进气口作用角VCAM 为预定作用角VCAMs且热产生率最大时刻0d如eak为任意值(任意的基准值)Θ3时的前半燃 烧期间长as (目3)为ad3,则内燃机转速肥为任意速度肥0且进气口闭阀时刻IVC为任意闭阀 时刻IVC0且进气口作用角VCAM为预定作用角VCAMs且热产生率最大时刻0d如eak为任意值Θ 4时的前半燃烧期间长as(04)能够通过W下的(2B)式求出。
[0032] as(目4) =g(目4) + Δ a3 = g(目4) + (ad3-ar3) =g(目4)-(ar3-ad3) =g(目4) + {ad3-g(白 3)}···(2Β)
[0033] 此外,值(ad3-ar3)为了方便也称作"第1差分值"。值(ar3-ad3)为了方便也称作 "第2差分值"。因此,上述(2B)式可W表述为是通过向g(04)加上第1差分值来推定前半燃烧 期间长as(04)的式子,且是通过从g(04)减去第2差分值来推定前半燃烧期间长as(04)的式 子。
[0034] 因此,若通过实测或者基于使用了模型等的推定得到了上述基准关系(aref = g(0 dQpeak))而且通过实测得到了上述前半燃烧期间长ad3,则进气口作用角VCAM为作用角 VCAMs的情况下的"热产生率最大时亥pdQpeak与前半燃烧期间长as的关系"能够根据上述 (2B)式来推定。
[0035] 另外,如从参照图2~图4进行的说明W及下述的关系式(*1)和(*2)所理解那样, 在进气口闭阀时刻(IVC)、进气口开阀时刻(IV0)、进气口作用角(VCAM似及进气口相位角 (INVT)之间存在如下关系:若它们中的两个确定,则剩下的两个自动确定。此外,在此,进气 口开阀时亥Ij IV0也由进气下止点后的曲轴角[ABDCdeg]表示。
[0036] (IVC-IV0)=VCAM...(*1)
[0037] (IVC+IV0)/2 = Vtr-INVT...(巧)
[0038] 因此,例如,若某进气口的开阀特性下的"进气口的闭阀时刻(IVC)和进气口作用 角(VCAM)"与其他进气口的开阀特性下的"进气口的闭阀时刻(IVC)和进气口作用角 (VCAM)"分别相同,则可W说双方的进气口的开阀特性彼此相同。换言之,所述特定开阀特 性可W是所述进气口的闭阀时亥ij(IVC)和所述进气口作用角(VCAM)中的至少一方与所述基 准开阀特性不同的特性。或者,所述特定开阀特性可W是所述进气口相位角(INVT)和所述 进气口作用角(VCAM)中的至少一方与所述基准开阀特性不同的特性。
[0039] 而且,在由进气口凸轮轴和凸轮使进气口开闭的通常的内燃机中,若进气口作用 角(VCAM)确定,则进气口的升程量(I化ift)的最大值(最大升程量)成为某特定的值。由此, 所述特定开阀特性可W是所述进气口的闭阀时刻(IVC)和所述进气口的最大升程量中的至 少一方与所述基准开阀特性不同的特性。或者,所述特定开阀特性可W是所述进气口相位 角(INVT)和所述进气口的最大升程量中的至少一方与所述基准开阀特性不同的特性。
[0040] 在此,上述见解1意味着:在下述的情况1和下述的情况2之间,"表示热产生率最大 时刻0d如eak与前半燃烧期间长a的关系的曲线"向前半燃烧期间长a增大或减少的方向平 行移动。
[0041 ]情况1:进气口相位角INVT = A1,进气口作用角VCAM = B1,进气口闭阀时刻IVC = Clo
[0042] 情况2:进气口相位角INVT = A2,进气口作用角VCAM = B1,进气口闭阀时刻I VC = C2〇
[0043] 上述见解2意味着:若将进气口作用角VCAM设定为合适的值,则在上述情况2与下 述的情况3之间,"表示热产生率最大时刻0d如eak与前半燃烧期间长a的关系的曲线"向前 半燃烧期间长a增大或减少的方向平行移动。
[0044] 情况3:进气口相位角INVT = A1,进气口作用角VCAM = B2,进气口闭阀时刻IVC = C2〇
[0045] 因此,意味着:在上述情况1与上述情况3之间(即,在进气口相位角INVT维持为一 定值A1而进气口作用角VCAM发生了变化的情况下(其结果,在进气口闭阀时刻IVC发生了变 化的情况下),"表示热产生率最大时刻ed如eak与前半燃烧期间长a的关系的曲线"也向前 半燃烧期间长a增大或减少的方向平行移动。
[0046] 由上,
【发明人】得到了如下的见解3:在内燃机的转速为一定速度的情况下,"表示热 产生率最大时刻0d如eak与前半燃烧期间长a的关系的曲线"向前半燃烧期间长a增大或减 少的方向平行移动"由基准开阀特性和特定开阀特性决定的一定量"。
[0047] 基于W上见解1至3而得到的本发明的燃烧状态推定方法,通过退订或实测来取得 例如通过基于We化e函数和后述的本说明书所公开的模型的推定或实测来取得基准状态下 的"热产生率最大时刻与前半燃烧期间长的关系",作为基准关系,并基于所述基准关系来 推定特定状态下的"热产生率最大时刻与前半燃烧期间长的关系",所述基准状态是火花点 火式内燃机的转速为预定的基准转速且所述内燃机的进气口的开阀特性被设定为预定的 基准开阀特性的状态,所述特定状态是所述内燃机的转速为所述基准转速且所述进气口的 开阀特性为"与所述基准开阀特性不同的特定开阀特性"的状态,该燃烧状态推定方法包括 W下所述的步骤。不过,W下所述的步骤的执行顺序在不产生矛盾的范围内是任意的。
[0048] 基于所述基准关系或者通过实测来取得在所述基准状态下所述热产生率最大时 刻为预定的第1时刻时的所述前半燃烧期间长,作为第1基准期间长的步骤(第1步骤);通过 实测来取得在所述特定状态下所述热产生率最大时刻为所述第1时刻时的所述前半燃烧期 间长,作为第1特定期间长的步骤(第2步骤);通过从所述第1特定期间长减去所述第1基准 期间长来取得第1差分值(例如,Δ al=adl-a;rl,或者,Δ a3 = ad3-ar3),或者通过从所述第 1基准期间长减去所述第1特定期间长来取得第2差分值(例如,-Δ al =a;rl-adl,或者,-Δ a3 = ar3-ad3)的步骤(第3步骤);基于所述基准关系取得在所述基准状态下所述热产生率 最大时刻为与所述第1时刻不同的第2时刻时的所述前半燃烧期间长,作为第2基准期间长 的步骤(第4步骤);W及通过向所述第2基准期间长加上所述第1差分值(例如,f(02) + (adl- arl))或者从所述第2基准期间长减去所述第2差分值(例如,f(02)-(arl-adl)),来推定在 所述特定状态下所述热产生率最大时刻为所述第2时刻时的所述前半燃烧期间长的步骤 (第5步骤)。
[0049] 根据该方法,在内燃机的转速为基准转速的情况下,若能够取得"基准关系"和"进 气口的开阀特性成为了特定开阀特性的情况下的第1特定期间长",则能够直接推定进气口 的开阀特性变成了特定开阀特性的情况下的热产生率最大时刻与前半燃烧期间长的关系。 因此,能够W极少的时间和劳力来推定各种进气口的开阀特性下的"相对于热产生率最大 时刻的前半燃烧期间长"。
[0050] 若针对所述基准开阀特性和所述特定开阀特性举出更具体的例子,则如从图1和 图2所理解那样,所述基准开阀特性可W是所述进气口作用角(VCAM)为预定的基准作用角、 且表示所述进气口的开阀时刻与所述进气口的闭阀时刻的中屯、的曲轴角与预定的基准曲 轴角的曲轴角差即进气口相位角(INVT)为预定的基准相位角的特性,所述特定开阀特性可 W是所述进气口作用角(VCAM)为所述基准作用角且所述进气口相位角(INVT)为与所述基 准相位角不同的特定相位角的特性。
[0051] 同样,如从图3和图4所理解那样,所述基准开阀特性可W是所述进气口的闭阀时 亥IJ(IVC)为预定的基准闭阀时刻且所述进气口作用角(VCAM)为预定的基准作用角的特性, 所述特定开阀特性可W是所述进气口的闭阀时刻(IVC)为所述基准闭阀时刻且所述进气口 作用角(VCAM)为与所述基准作用角不同的特定作用角的特性。
[0052] 本发明的其他目的、其他特征W及附带的优点应该可从参照W下的附图而叙述的 本发明的各实施方式的说明容易地理解。此外,在上述说明中,为了有助于发明的理解而使 用了表示基准关系的函数,并在第1差分值和第2差分值等中使用了具体的符号/标号,但它 们不对本发明进行限定。
【附图说明】
[0053] 本发明的实施方式的特征、优点W及技术和产业重要性将会参照附图而在W下进 行说明,在附图中同样的标号表示同样的元素,其中:
[0054] 图1是示出与各种进气口相位角相对的"热产生率最大时刻与前半燃烧期间长的 关聚'的图表。
[0055] 图2是用于说明规定进气口的开阀特性的参数的图。
[0056] 图3是示出与各种进气口作用角相对的"热产生率最大时刻与前半燃烧期间长的 关聚'的图表。
[0057] 图4是用于说明规定进气口的开阀特性的参数的图。
[0058] 图5是本发明的实施方式的装置(模拟器)的结构图。
[0059] 图6是示出图5所示的装置(本实施装置)所执行的工序(即,本实施方法)的流程 图。
[0060] 图7是示出本实施装置所推定的热产生率波形的一例的图。
[0061 ]图8是示出本实施装置的CPU所执行的例程的流程图。
[0062] 图9是示出BTDC着火的情况下的点火时刻下的缸内燃料密度与实测出的着火延迟 期间长的关系的图表。
[0063] 图10是示出在BTDC着火的情况下由本实施装置预测出的着火延迟期间长与实测 出的着火延迟期间长的关系的图表。
[0064] 图11是示出ATDC着火的情况下的着火时刻下的缸内燃料密度与实测出的着火延 迟期间长的关系的图表。
[0065] 图12是示出在ATDC着火的情况下由本实施装置预测出的着火延迟期间长与实测 出的着火延迟期间长的关系的图表。
[0066] 图13是概念性示出BTDC着火的情况下的热产生率波形的图。
[0067] 图14是概念性示出ATDC着火的情况下的热产生率波形的图。
[0068] 图15是示出本实施装置的CPU所执行的例程的流程图。
[0069] 图16是概念性示出相对于各种负荷率的热产生率波形的图。
[0070] 图17是概念性示出相对于各种EGR率的热产生率波形的图。
[0071] 图18是概念性示出相对于各种空燃比的热产生率波形的图。
[0072] 图19是概念性示出相对于各种冷却水溫的热产生率波形的图。
[0073] 图20是概念性示出相对于各种点火时刻的热产生率波形的图。
[0074] 图21是概念性示出相对于各种内燃机转速的热产生率波形的图。
[0075] 图22是针对第1型式的内燃机示出了由本实施装置预测出的前半燃烧期间长与实 测出的前半燃烧期间长的关系的图表。
[0076] 图23是针对第2型式的内燃机示出了由本实施装置预测出的前半燃烧期间长与实 测出的前半燃烧期间长的关系的图表。
[0077] 图24是示出了本实施装置的CPU所执行的例程的流程图。
[0078] 图25是将在除了点火时刻之外的内燃机运转状态参数中仅负荷率彼此不同的多 个内燃机运转状态下取得的W使得热产生率最大时刻彼此一致的方式调整了点火时刻而 得到的热产生率波形重叠示出的图表。
[0079] 图26是示出了使点火时刻变化的情况下的热产生率波形的图表。
[0080] 图27是示出了各种内燃机转速下的热产生率最大时刻的缸内燃料密度与热产生 率斜率的关系的图表。
[0081 ]图28是示出了本实施装置的CPU所执行的例程的流程图。
[0082] 图29是示出了将内燃机转速和进气口作用角分别维持为一定的情况下的相对于 各种进气口相位角的"实测出的热产生率最大时刻与实测出的前半燃烧期间长的关系"的 图表。
[0083] 图30的(A)至(C)分别是示出了将内燃机转速和进气口作用角分别维持为一定的 情况下的相对于各种进气口相位角的"实测出的热产生率最大时刻与实测出的前半燃烧期 间长的关系"的图表。
[0084] 图31的(A)至(C)分别是将内燃机转速和进气口作用角分别维持为一定的情况下 的相对于各种进气口相位角的"实测出的热产生率最大时刻与实测出的前半燃烧期间长的 关聚'的图表。
[0085] 图32是示出了将内燃机转速和进气口闭阀时刻分别维持为一定的情况下相对于 各种进气口作用角的"实测出的热产生率最大时刻与实测出的前半燃烧期间长的关系"的 图表。
[0086] 图33的(A)至(C)分别是将内燃机转速和进气口闭阀时刻分别维持为一定的情况 下的相对于各种进气口作用角的"实测出的热产生率最大时刻与实测出的前半燃烧期间长 的关系"的图表。
[0087] 图34的(A)至(C)分别是将内燃机转速和进气口闭阀时刻分别维持为一定的情况 下的相对于各种进气口作用角的"实测出的热产生率最大时刻与实测出的前半燃烧期间长 的关系"的图表。
[0088] 图35是示出了本实施方法的应用例的例程。
[0089] 图36是示出了本实施方法的应用例的例程。
【具体实施方式】
[0090] W下,参照附图,对本发明的实施方式的燃烧状态推定方法下,也简称为"本实 施方法")进行说明。W下,将使用本实施方法的模拟装置也简称为"本实施装置"。本实施装 置由包括CPU和存储器等的计算机实现。
[0091] 在图5中示出了概略结构的本实施装置(模拟装置)10使用本实施方法来推定周知 的"汽油燃料/端口喷射式/活塞往复移动型/火花点火式/多缸内燃机(W下,也简称为"内 燃机"Γ的燃烧状态。更具体而言,本实施装置10输入表示作为对象的内燃机的运转状态的 参数下,也简称为"内燃机运转状态参数"化P,基于该输入的内燃机运转状态参数进行 演算,从而生成模拟地表示相对于曲轴角θ的热产生率dQ/d0的波形(W下也称作"热产生率 波形')QW。热产生率波形QW良好地表示内燃机中的燃料(混合气)的燃烧状态。
[0092] 内燃机运转状态参数EP包括内燃机转速肥、负荷率化、点火时刻SA、EGR率Gegr、向 内燃机供给的混合气的空燃比A/F、内燃机的冷却水溫THW、进气口相位角INVT W及进气口 作用角VCAM等。如图5所示,本实施装置10将热产生率波形QW实质上设为Ξ角形而推定热产 生率波形。
[0093] 为了推定热产生率波形QW,本实施装置10具备着火延迟期间推定部(着火延迟期 间模型)11、前半燃烧期间推定部(前半燃烧期间推定模型)12、热产生率斜率推定部(热产 生率斜率模型H3W及热产生量推定部(热产生量模型)14。运些推定部(模型)11~14的功 能实际上通过CPU执行程序(指示)来实现。因此,如图6所示,本实施装置10通过由CPU依次 实现推定部11~14的功能(即,执行步骤610至步骤640的处理),来推定着火延迟期间的长 度(着火延迟期间长度、着火延迟期间长)τ、前半燃烧期间的长度(前半燃烧期间长)a、热产 生率斜率b/aW及热产生量(QUQ2W及化11)等。W下,对运些推定部分别进行说明。
[0094] 1.着火延迟期间推定部(着火延迟期间推定部的概要)
[00%]如图7所示,着火延迟期间是从自火花塞产生火花的点火时刻SA到在燃烧室内形 成的混合气的燃料实际开始燃烧的着火时刻FA为止的期间。即,着火延迟期间是从在火花 塞的电极间进行火花放电的点火时刻SA到由该火花生成的火焰核成长而爆发性的燃烧开 始的着火时刻FA为止的期间。着火延迟期间长τ是该着火延迟期间的长度。着火延迟期间长 τ的单位为曲轴角[CA],但根据模型的情况,有时也作为具有[ms]的单位的期间而计算。
[0096] 此外,着火时刻FA被定义为在点火时刻SAW后热产生率dQ/d0达到了预定阔值dqd eth(例如,1[J/CA])的时刻。不过,着火时刻FA也可W被定义为在点火时刻SAW后热产生率 dQ/d0变得比〇[J/CA]大的时刻,还可W被定义为点火时刻SAW后的热产生量达到了总热产 生量的预定比例(例如,5%)的热产生量的时刻。另外,着火时刻FA也可W是按照本领域技 术人员所认知的通常的定义而设定的时刻。
[0097] 着火延迟期间推定部11使用下述的(1)式和(2)式的任一方来推定着火延迟期间 长T[ms]。不过,通过(1)式和(2)式推定的着火延迟期间长τ是满足W下的所有条件的情况 下的着火延迟期间长τ。关于基于运些式子可高精度地推定着火延迟期间长τ的根据,将在 W后进行叙述。
[009引(条件τ 1)供燃烧的混合气的空燃比A/F为理论空燃比(例如,14.6)。(条件τ2化GR 率Gegr为"0"。即,没有执行外部EGR。(条件τ3)冷却水溫THW为表示内燃机完全暖机结束的 冷却水溫阔值Tth(例如,80°C)W上。由于该条件τ3是内燃机处于完全暖机后运一条件,所 W也可W取代冷却水溫THW而将内燃机的润滑油的溫度用于条件τ3的判定。(条件τ4)进气 口的开阀特性(进气口开阀时刻IV0、进气口闭阀时刻IVC、进气口作用角VCAM、进气口相位 角INVTW及进气口升程量IVLift的最大值等)被设定在进气口的基准特性(进气口基准特 性)。即,进气口开阀时刻IV0被设定在基准开阀时刻I,进气口闭阀时刻IVC被设定在基 准闭阀时刻IV化,进气口作用角VCAM被设定在基准作用角VCAMr,进气口相位角INVT被设定 在基准相位角INVh,进气口升程量IVLift的最大值被设定在基准最大值。(条件巧)排气口 的开阀特性(排气口开阀时刻EV0、排气口闭阀时刻EVC、排气口相位角EXVTW及排气口升程 量EVLift的最大值等)被设定在排气口的基准特性。即,排气口开阀时刻EV0、排气口闭阀时 刻EVC、排气口相位角EXVTW及排气口升程量EVLift分别被设定在各自的基准值。
[0099] 着火延迟期间推定部11在着火时刻FA是比压缩上止点靠前的时刻(曲轴角是比压 缩上止点靠提前侧的曲轴角的时刻)的情况下,基于下述的(1)式推定着火延迟期间长τ [ms]。将该情况也称作巧TDC着火"。
[0100] T[ms]=ClXpfuel@SAXX 肥 6...(1)
[0101] BTDC着火的情况
[0102] 在(1)式中,C1是通过实验等予先调试出的常数,P化el@SA是点火时刻SA的缸内 (燃烧室内)的燃料密度(=缸内燃料量[mol]/点火时刻SA的燃烧室容积[L]),x和δ都是通 过实验等予先调试出的常数。肥是内燃机转速(在本说明书中相同)。
[0103] 着火延迟期间推定部11在着火时刻FA是比压缩上止点靠后的时刻(曲轴角是比压 缩上止点靠延迟侧的曲轴角的时刻)的情况下,基于下述的(2)式推定着火延迟期间长τ [ms]。将该情况也称作"ATDC着火"。
[0104] τ [ms ] = C2 X Pf ue 1@FA* X 肥4· · · (2)
[01化]ATDC着火的情况
[0106] 在(2)式中,C2是通过实验等予先调试出的常数,P化el@FA是着火时刻FA的缸内的 燃料密度(=缸内燃料量[mol]/着火时刻FA的燃烧室容积α]],φ和Φ都是通过实验等予先 调试出的常数。
[0107] (着火延迟期间推定部的工作)
[0108] CPU为了实现与着火延迟期间推定部11相当的功能,按照图8的流程图所示的例程 来推定着火延迟期间长T[CA]。其结果,CPU进一步推定着火时刻FA。此外,在图8所示的例程 中,曲轴角由压缩上止点前(BTDC)的曲轴角(越从压缩上止点向提前侧靠近则越大的正的 值)表示。
[0109] CPU从步骤800起开始处理,进入步骤805,输入(取得)点火时刻SA、燃料喷射量 Fin j W及内燃机转速肥等各种内燃机运转状态参数。
[0110] 接着,CPU进入步骤810,将假想着火时刻化Z设定为初始值FA0。假想着火时刻化Z 是为了推定着火延迟期间长τ而假想地(暂定地)设定的着火时刻。初始值FA0是压缩上止点 前(BTDC)的预定的曲轴角,预先被设定为比点火时刻SA靠延迟侧且比设想的着火时刻中的 最提前侧的着火时刻化ad靠提前侧的曲轴角(SA〉FA0〉FAad)。
[0111] 接着,CPU进入步骤815,判定假想着火时刻化Z是否处于压缩上止点前。在最初进 入步骤815时,假想着火时亥ijFaz是"压缩上止点前的曲轴角即初始值FA0"。因此,CPU在步骤 815中判定为"是",依次进行W下所述的步骤820至步骤840的处理。
[0112] 步骤820: CPU通过将燃料喷射量Fin j除W点火时刻SA的缸内容积(燃烧室容积)V@ SA来算出"点火时刻SA的缸内燃料密度pfuel@SA"。此外,若曲轴角确定,则可唯一地计算出 燃烧室容积(缸内容积)V,因此,也可直接计算出燃烧室容积¥@54。步骤825: CPU通过将缸内 燃料密度Pfue 1 @SA和内燃机转速肥代入与上述(1)式相同的式子来算出假想着火延迟期间 长Tz[ms]。
[0113] 步骤830: CPU基于内燃机转速肥将假想着火延迟期间长τζ的单位[ms ]转换为曲轴 角的单位[CA],算出假想着火延迟期间长Tz[CA]。步骤835:CPU通过向假想着火时刻FAz [CA]加上假想着火延迟期间长Tz[CA]来算出假想点火时刻SAz[CA](参照图7)。步骤840: CPU判定假想点火时刻Saz是否与点火时刻SA-致。具体而言,CPU判定假想点火时刻Saz是 否比"从点火时刻SA减去微小的正的预定曲轴角dsa而得到的曲轴角"大且比"向点火时刻 SA加上所述预定曲轴角dsa而得到的曲轴角"小。
[0114]在假想点火时刻Saz与点火时刻SA-致的情况下,可认为为了算出着火延迟期间 长τ而假想地设定的假想着火时刻化Z与实际的着火时刻FA相等。于是,在假想点火时刻Saz 与点火时刻SA-致的情况下,CPU在步骤840中判定为"是",依次进行W下所述的步骤845和 步骤850的处理,并进入步骤895而结束本例程。
[011引步骤845:CPU采用假想着火延迟期间长Tz[CA]作为着火延迟期间长T[CA]。即,CPU 将在该时刻计算出的假想着火延迟期间长Tz[CA]确定为推定出的着火延迟期间长T[CA]。 步骤850 :CPU采用假想着火时刻化Z作为着火时刻FA。即,CP闲尋该时刻的假想着火时刻化Z 确定为推定出的着火时刻(真的着火时刻、实际的着火时刻)FA。
[0116]另一方面,在CPU进行步骤840的处理的时刻,在假想点火时刻Saz与点火时刻SA不 一致的情况下,CPU在步骤840中判定为"否"而进入步骤855,使假想着火时亥ijFaz减小微小 的预定值壯az。即,将假想着火时刻化Z向延迟侧的曲轴角变更微小的预定值dfaz。之后, CPU进入步骤815。
[0117]在反复进行运样的处理而假想着火时刻化Z从初始值FA0向压缩上止点逐渐接近 的期间,若假想点火时刻Saz与点火时刻SA-致,则取得该时刻的假想着火延迟期间长τζ作 为着火延迟期间长τ,取得该时刻的假想着火时刻化Ζ作为着火时刻FA。
[011引与此相对,在直到假想着火时刻化Ζ成为负的值(即,压缩上止点后的曲轴角)为止 假想点火时刻Saz都不与点火时刻SA-致的情况下,CPU在进入步骤815后,在该步骤815中 判定为"否",依次进行W下所述的步骤860和步骤865的处理。之后,CPU进入步骤830W后的 步骤。
[0119] 步骤860: CPU通过将燃料喷射量Fin j除W假想着火时刻化Z的燃烧室容积V@FAz来 算出"假想着火时刻FAz的缸内燃料密度Pfuel@FAz"。此外,若曲轴角确定,贝柯唯一地计算 出燃烧室容积V,因此,也可直接计算出燃烧室容积V@FAz。步骤865: CPU通过将缸内燃料密 度pfuel@FAz和内燃机转速肥代入与上述(2)式相同的式子来算出假想着火延迟期间长τζ [ms]。
[0120] 通过W上的处理来推定(取得)着火延迟期间长T[CA]和着火时刻FA。此外,在着火 时刻FA由压缩上止点后的曲轴角表示的情况下,在步骤850中推定出的着火时刻FA的符号 反转。即,着火时刻FA(ATDCdeg)是"-FA(BTDCdegr。
[0121] (着火延迟期间推定部的正确性)
[0122] 接着,针对基于上述(1)式和(2)式能够高精度地推定着火延迟期间长τ运一点进 行说明。即,针对(1)式和(2)式作为着火延迟期间模型是合适的模型运一点进行说明。 [01剖 ?关于上述(1)式(BTDC着火的情况)
[0124] 图9是BTDC着火且上述条件τ1~巧都成立的情况下的针对各种内燃机转速肥实测 缸内燃料密度Pfuel@SA与着火延迟期间长T[ms]的关系而得到的结果的图表。
[0125] 如从图9所理解那样,在BTDC着火的情况下,在缸内燃料密度pfuel@SA与着火延迟 期间长T[ms]之间分内燃机转速NE存在强的相关。该相关关系由上述(1)式的函数形式表 示。实际上,在图9中,基于(1)式算出了内燃机转速肥为1200[rpm]时的缸内燃料密度P 化el@SA与着火延迟期间长T[ms]的关系的曲线和基于(1)式算出了内燃机转速NE为2400 [巧m]时的缸内燃料密度pfuel@SA与着火延迟期间长T[ms]的关系的曲线通过虚线而画出。
[0126] 若从物理性观点对图9的图表进行说明,则在BTDC着火中,缸内燃料密度pfuel@SA 越高,则着火延迟期间长τ [ms ]越短。推测运是因为:缸内燃料密度pfuel@Sa越高,则点火时 刻SA的火花塞周边的燃料分子的数量越多,所W点火用火花产生后的火焰核的成长会急速 地进行。另一方面,内燃机转速肥越高,则着火延迟期间长T[ms]越短。推测运是因为:内燃 机转速肥越高,则缸内的气流的素乱的强度越强,所W点火用火花产生后的火焰核的成长 急速地进行。
[0127] 图10在示出通过(1)式算出(预测)的着火延迟期间长(预测着火延迟期间长)与实 测出的着火延迟期间长(实测着火延迟期间长)的关系的验证结果的图表。从该图10明显可 知,通过(1)式算出的预测着火延迟期间长与实测着火延迟期间长高精度地一致。即,可理 解为(1)式是适合推定BTDC着火中的着火延迟期间长τ的式子(着火延迟期间模型)。
[012引 ?关于上述(2)式(ATDC着火的情况)
[01巧]图11是在ATDC着火且上述条件τ1~τ5都成立的情况下在内燃机转速肥为1200 [巧m]时针对各种负荷率化实测缸内燃料密度Ρ化el@FA与着火延迟期间长τ [ms ]的关系而 得到的结果的图表。此外,负荷率化有空气充填率,在将着眼的汽缸在一次进气行程中吸入 的空气量设为Mc[g]、将空气密度设为P[g/L])、将内燃机的排气量设为Lv[L]、将内燃机的 汽缸数设为"4"时,通过下式算出。
[0130] KL={Mc/(P · Lv/4)} · 100(%)
[0131] 如从图11所理解那样,在ATDC着火的情况下,在缸内燃料密度pfuel@FA与着火延 迟期间长T[ms]之间与负荷率化无关地(即,与内燃机的负荷无关地)存在强的相关。该相关 关系由上述(2)式的函数形式表示。
[0132] 若从物理性观点对图11的图表进行说明,则在ATDC着火中,缸内燃料密度Pfuel@ FA越高,则着火延迟期间长T[ms]越短。推测运是因为,与BTDC着火的情况同样,缸内燃料密 度Pfuel@FA越高,则紧邻着火时刻FA之前的期间内的火花塞周边的燃料分子的数量越多, 所W火焰核的成长急速地进行。而且,虽然未图示,但内燃机转速NE越高,则着火延迟期间 长T[ms]越短。推测运是因为,内燃机转速肥越高,则缸内的气流的素乱的强度越强,所W点 火用火花产生后的火焰核的成长急速地进行。因此,可推测为内燃机转速NE也是决定着火 延迟期间长τ [ms ]的参数。
[0133] 图12是示出通过(2)式算出(预测)的预测着火延迟期间长与实测着火延迟期间长 的关系的验证结果的图表。从该图12明显可知,通过(2)式算出的预测着火延迟期间长与实 测着火延迟期间长高精度地一致。即,可理解为(2)式是适合推定ATDC着火中的着火延迟期 间长τ的式子(着火延迟期间模型)。
[0134] ?在BTDC着火和ATDC着火中分开使用着火延迟期间模型((1)式和(2)式)的理由
[0135] 在着火延迟期间内,由点火用火花生成的火焰核成长。另一方面,在着火延迟期间 内,燃烧室容积时刻都在变化,所W与火焰核的成长具有强的相关的缸内燃料密度Pfuel也 时刻都在变化。因此,本来认为通过具有时刻变化的缸内燃料密度Pfuel作为变量的着火延 迟期间的模型式来推定着火延迟期间的长度是合适的。然而,运样的着火延迟期间的模型 式会复杂化。于是,发明人对采用作为代表着火延迟期间内的燃料密度Pfuel的平均值的值 的"特定的时刻的燃料密度Pfuel"作为着火延迟期间的模型式的变量进行了研究。
[0136] 另外,在BTDC着火的情况下,如图13所示,不仅是着火时刻FA,点火时刻SA当然也 处于压缩上止点前。因而,在BTDC着火中,在着火延迟期间中燃烧室容积变小(单调减少), 与此相伴,缸内燃料密度Pfuel变高(单调增加)。
[0137] 与此相对,在ATDC着火的情况下,如图14的(A)和(B)所示,存在点火时刻SA处于压 缩上止点前的情况(参照图14的(A))和点火时刻SA处于压缩上止点后的情况(参照图14的 (B))运两种情况。
[0138] 在图14的(B)所示的情况下,在点火时刻SAW后,活塞朝向膨胀下止点移动。也就 是说,在着火延迟期间内,燃烧室容积变大(单调增加),与此相伴,缸内燃料密度Pfuel变低 (单调减少)。另外,即使在图14的(A)所示的情况下,在大多情况下也都是点火时刻SA与压 缩上止点的曲轴角差的大小比着火时刻FA与压缩上止点的曲轴角差的大小要小。而且,在 曲轴角处于上止点附近的情况下,相对于曲轴角的变化的燃烧室容积的变化非常小,之后, 当曲轴角离开上止点附近时,相对于曲轴角的变化的燃烧室容积急剧增加。因而,在ATDC着 火中,可认为在着火延迟期间中缸内燃料密度Pfue 1单调减少。
[0139 ]根据W上内容,可认为:在BTDC着火的情况下(也就是说,在缸内燃料密度Pfue 1单 调增加的情况下),作为代表着火延迟期间内的燃料密度Pfuel的平均值的值,"点火时刻的 燃料密度Pfuel@SA"是合适的。而且,在ATDC着火的情况下(也就是说,在缸内燃料密度P 化el单调减少的情况下),作为代表着火延迟期间内的燃料密度Pfuel的平均值的值,"着火 时刻的燃料密度Pfuel@FA"是合适的。W上是分开使用(1)式和(2)式的理由。
[0140] 2.前半燃烧期间推定部(前半燃烧期间推定部的概要)
[0141] 如图7所示,前半燃烧期间是从着火时刻FA到热产生率dQ/d0成为最大的时刻(即, 热产生率最大时刻0d如eak)为止的期间。前半燃烧期间长a是该前半燃烧期间的长度。热产 生率最大时刻0d如eak的单位是压缩上止点后的曲轴角[deg],前半燃烧期间长a的单位是 曲轴角(曲轴角的范围)[CA]。
[0142] 前半燃烧期间推定部12使用下述的(3)式来推定前半燃烧期间长a[CA]。但是,通 过(3)式推定的前半燃烧期间长a是满足W下的条件(条件al和a2)的情况下的前半燃烧期 间长a。换言之,(3)式与负荷率KL、EGR率Gegr、空燃比A/FW及冷却水溫THW(内燃机暖机状 态)无关地成立。关于基于(3)式可高精度地推定前半燃烧期间长a的根据,将在后面进行叙 述。而且,关于下述的(条件al)不成立的情况即进气口的开阀特性变化成了与进气口的基 准特性(进气口基准特性)不同的特性(特定特性:进气口特定特性)的情况下的前半燃烧期 间长a的推定方法,也将在后面进行叙述。
[0143] (条件al)进气口的开阀特性(进气口开阀时刻IV0、进气口闭阀时刻IVC、进气口作 用角VCAM、进气口相位角INVTW及进气口升程量IVLift的最大值等)被设定在进气口的基 准特性(进气口基准特性)。即,进气口开阀时刻IV0被设定在基准开阀时刻IWr,进气口闭 阀时刻IVC被设定在基准闭阀时刻I VCr,进气口作用角VCAM被设定在基准作用角VCAMr,进 气口相位角INVT被设定在基准相位角INFTr,进气口升程量IVLift的最大值被设定在基准 最大值。
[0144] (条件a2)排气口的开阀特性(排气口开阀时刻EV0、排气口闭阀时刻EVC、排气口相 位角EXVTW及排气口升程量EVLift的最大值等)被设定在排气口的基准特性。即,排气口开 阀时刻EVO、排气口闭阀时刻EVC、排气口相位角ΕΧνΤ W及排气口升程量EVLi f t的最大值分 别被设定在各自的基准值。此外,实际上,该条件a2不是必须的,排气口的开阀特性也可W 是任意特性。
[0145] a [ CA ] = C3 X V@edQpeak° X NE^· · · (3)
[0146] 在(3)式中,C3是通过实验等予先调试出的常数,V@0(^peak是热产生率最大时刻θ cKipeak的燃烧室容积α],α和β都是通过实验等予先调试出的常数。
[0147] (前半燃烧期间推定部的工作)
[0148] CPU为了实现与前半燃烧期间推定部12相当的功能,按照图15的流程图所示的例 程来推定前半燃烧期间长a[CA]。此外,在图15所示的例程中,曲轴角由越从压缩上止点后 (ATDC)的曲轴角(压缩上止点越向延迟侧靠近则越大的正的值[ATDCdeg])表示。
[0149] CPU从步骤1500起开始处理,依次进行W下所述的步骤1505至步骤1530的处理。
[0150] 步骤1505:CPU输入(取得)之前推定出的着火时刻FA和内燃机转速肥等各种参数。 步骤1510:CP闲尋假想热产生率最大时刻0zdQpeak设定为初始值Θ0。假想热产生率最大时刻 0zdQpeak是为了推定前半燃烧期间长a而假想地(暂定地)设定的热产生率最大时刻。在此, 初始值90被设定为比着火时刻FA大"小的正的预定曲轴角ΔΘ"(靠延迟侧的)曲轴角(FA<0〇 = FA+A 白)。
[0151] 步骤1515:CPU算出假想热产生率最大时刻目zd化eak的燃烧室容积V@0zdQpeak。如 前所述,若曲轴角确定,则可唯一地计算出燃烧室容积V,所W也可直接计算出燃烧室容积 V@0zd如eak。步骤1520:CPU通过将燃烧室容积V@0zdQpeak和内燃机转速肥代入与上述(3) 式相同的式子来算出假想前半燃烧期间长az[CA]。
[0152] 步骤1525: CPU通过从假想热产生率最大时刻0zdQpeak减去假想前半燃烧期间长 az来算出假想着火时刻FAx(参照图7)。步骤1530:CPU判定假想着火时刻化X是否与着火时 刻FA-致。具体而言,CPU判定假想着火时刻化X是否比"从着火时刻FA减去微小的正的预定 曲轴角壯a而得到的曲轴角"大且比"向着火时刻FA加上所述曲轴角壯a而得到曲轴角"小。
[0153] 在假想着火时刻化X与着火时刻FA-致的情况下,可认为为了算出假想前半燃烧 期间长az而假想地设定的假想热产生率最大时刻0zdQpeak与实际的(真的)热产生率最大 时刻ed如eak相等。于是,在假想着火时刻化X与着火时刻FA-致的情况下,CPU在步骤1530 中判定为"是",依次进行W下所述的步骤1535和步骤1540的处理,并进入步骤1595而结束 本例程。
[0154] 步骤1535: CPU采用假想热产生率最大时刻目zdQpeak作为热产生率最大时刻Θ d如eak。即,CPU将该时刻的假想热产生率最大时刻0zdQpeak确定为推定出的(真的)热产生 率最大时刻ed如eak。步骤1540:CPU采用假想前半燃烧期间长az作为前半燃烧期间长a。即, CPU将该时刻的假想前半燃烧期间长az确定为推定出的(真的)前半燃烧期间长a。
[0155] 另一方面,在CPU进行步骤1530的处理的时刻,在假想着火时刻化X与着火时刻FA 不一致时,CPU在该步骤1530中判定为"否"而进入1545,使假想热产生率最大时刻目zd化eak 增大微小的正的预定值ddqp。即,将假想热产生率最大时刻0zdQpea向W预定值ddqp靠延迟 侧的曲轴角变更。之后,CPU进入步骤1515。
[0156] 在反复进行运样的处理而假想热产生率最大时刻0zdQpeak逐渐接近膨胀下止点 的期间内,若假想着火时刻化X与着火时刻FA-致,则采用该时刻的假想热产生率最大时刻 0zdQpeak作为热产生率最大时刻0d如eak,采用该时刻的假想前半燃烧期间长az作为前半 燃烧期间长a。
[0157] (前半燃烧期间推定部的正确性)
[0158] 接着,对通过基于上述(3)式能够高精度地推定半燃烧期间长a的方面进行说明。 良P,对(3)式是适于作为前半燃烧期间模型的模型的方面进行说明。
[0159] 图16是将在除了点火时刻SA之外的内燃机运转状态参数中仅负荷率化彼此不同 的多个内燃机运转状态下分别取得的、W使热产生率最大时刻0d如eak彼此一致的方式调 整了点火时刻SA而得到的热产生率波形重叠示出的图表。图17是将在除了点火时刻SA之外 的内燃机运转状态参数中仅EGR率Gegr彼此不同的多个内燃机运转状态下取得的、W使热 产生率最大时刻0d如eak彼此一致的方式调整了点火时刻SA而得到的热产生率波形重叠示 出的图表。图18是将在除了点火时刻SA之外的内燃机运转状态参数中仅空燃比A/F彼此不 同的多个内燃机运转状态下取得的、W使热产生率最大时刻0d如eak彼此一致的方式调整 了点火时刻SA而得到的热产生率波形重叠示出的图表。图19是将在除了点火时刻SA之外的 内燃机运转状态参数中仅冷却水溫THW彼此不同的多个内燃机运转状态(即,仅内燃机暖机 状态彼此不同的运转状态)下取得的、W使热产生率最大时刻ed如eak彼此一致的方式调整 了点火时刻SA而得到的热产生率波形重叠示出的图表。
[0160] 如从运些图16至图19所理解那样,即使负荷率KUEGR率Gegr、空燃比A/FW及冷却 水溫THW的某个发生变化,前半燃烧期间长a也维持为一定。换言之,可理解为:前半燃烧期 间长a不依赖于负荷率KL、EGR率Gegr、空燃比A/FW及冷却水溫THW(即,内燃机暖机状态), 不受它们的影响。
[0161] 与此相对,图20是将在内燃机运转状态参数中仅点火时刻SA彼此不同的多个内燃 机运转状态下取得的热产生率波形重叠示出的图表。如从图20所理解那样,点火时刻SA越 延迟,则前半燃烧期间长a越长。
[0162] 可认为原因在于,点火时刻SA与从着火时刻FA到热产生率最大时刻0d如eak的期 间的缸内的气流的素乱的强度(W下,也称作"前半燃烧期间中的气流素乱的程度")具有相 关。即,点火时刻SA越向延迟侧移动,则着火时刻FA和热产生率最大时刻0d如eak也越向延 迟侧移动。其结果,前半燃烧期间中的气流素乱的程度变弱,且热产生率最大时刻9d如eak 的燃烧室容积如eak变大。因此,点火时刻SA越向延迟侧移动,则火焰传播速度越小,前 半燃烧期间长a越长。
[0163] 而且,图21是在将除了点火时刻SA之外的内燃机运转状态参数中仅内燃机转速肥 彼此不同的多个内燃机运转状态下取得的、W使得热产生率最大时刻ed如eak彼此一致的 方式调整了点火时刻SA而得到的热产生率波形重叠示出的图表。如从图21所理解那样,内 燃机转速NE越高,则前半燃烧期间长a[CA]越长。由此可推测为,存在内燃机转速NE越高则 使前半燃烧期间长a [ CA ]越长的原因。
[0164] 若对该原因进行研究,则可认为内燃机转速NE与前半燃烧期间中的气流素乱的程 度具有相关。通常,内燃机转速NE越高,则从进气系统流入汽缸内的空气的流速越高,所W 在燃烧室内形成的气流的素乱的程度越大。然而,前半燃烧期间长a[CA]因该气流的素乱的 程度而变短的程度(比例)与内燃机转速肥的增大程度(比例)之间不存在反比的关系。即, 例如,即使内燃机转速NE成为了 2倍,前半燃烧期间长a [ CA]也不会成为(1/2)倍,而会比(1/ 2)倍的值长。因此,可推测为:内燃机转速肥越高,则前半燃烧期间长a[CA]越长,内燃机转 速肥越低,则前半燃烧期间长a [ CA ]越短。
[0165] W上研究的结果,发明人采用作为与点火时刻SA具有相关的某物理量的"热产生 率最大时刻目d如eak的燃烧室容积V@0d如eak"和"内燃机转速肥"作为给前半燃烧期间长a 带来影响的参数(用于推定前半燃烧期间长a的主要的参数),得到了上述(3)式。
[0166] 在此,对上述(3)式中的各系数进行说明。(3)式中的乂3和α"基于实验等确定。(3) 式中的β作为滚流比越大则越大的值而决定,但也可W基于实验等来确定。
[0167] 图22和图23是示出针对彼此不同的内燃机验证使用(3)式算出的前半燃烧期间 (预测前半燃烧期间)与实际测定的前半燃烧期间(实测前半燃烧期间)的关系而得到的结 果的图表。从运些图22和图23明显可看出,通过(3)式算出的预测前半燃烧期间与实测前半 燃烧期间高精度地一致。即,可理解为(3)式是适合推定前半燃烧期间长a的式子(前半燃烧 期间模型)。
[0168] 3.热产生率斜率推定部(热产生率斜率推定部的概要)
[0169] 热产生率斜率b/a(=G),如图7所示,是前半燃烧期间长a中的热产生率dQ/d0的斜 率(前半燃烧期间内的热产生率的增加率的平均值)。热产生率斜率b/a的单位是[J/CA2]。
[0170] 热产生率斜率推定部13使用下述的(4)式来推定热产生率斜率b/a。但是,在此推 定的热产生率斜率b/a是满足W下全部条件的情况下的热产生率斜率b/a。关于基于(4)式 能够高精度地推定热产生率斜率b/a的根据,将在后面进行叙述。
[0171] (条件G1)供燃烧的混合气的空燃比A/F为理论空燃比(例如,14.6)。
[0172] (条件G2化GR率Gegr为"0-。即,没有执行外部EGR。
[0173] (条件G3)冷却水溫THW为表示内燃机完全暖机结束的冷却水溫阔值Tth (例如,80 °C ) W上。该条件G3是内燃机处于完全暖机后运一条件,因此,也可W取代冷却水溫THW而将 内燃机的润滑油的溫度用于条件G3的判定。
[0174] (条件G4)进气口的开阀特性(进气口开阀时刻IV0、进气口闭阀时刻IVC、进气口作 用角VCAM、进气口相位角INVTW及进气口升程量IVLift的最大值等)被设定在进气口的基 准特性(进气口基准特性)。即,进气口开阀时刻IV0被设定在基准开阀时刻IWr,进气口闭 阀时刻IVC被设定在基准闭阀时刻I VCr,进气口作用角VCAM被设定在基准作用角VCAMr,进 气口相位角INVT被设定在基准相位角INFTr,进气口升程量IVLift的最大值被设定在基准 最大值。
[0175] (条件G5)排气口的开阀特性(排气口开阀时刻EV0、排气口闭阀时刻EVC、排气口相 位角EXVTW及排气口升程量EVLift的最大值等)被设定在排气口的基准特性。即,排气口开 阀时刻EV0、排气口闭阀时刻EVC、排气口相位角EXVT W及排气口升程量EVLi f t的最大值分 别被设定在各自的基准值。
[0176] b/a = C4Xpfuel@9dQpeakX 肥丫...(4)
[0177] 在(4)式中,C4和丫是通过实验等预先匹配出的常数,P化el@0dQpeak是假设不产 生燃烧的情况下的热产生率最大时刻ed如eak的缸内(燃烧室内)的燃料密度(=缸内燃料 量[mol]/热产生率最大时刻Bespeak的燃烧室容积[L])。
[0178] (热产生率斜率推定部的工作)
[0179] CPU为了实现相当于热产生率斜率推定部13的功能,按照图24的流程图所示的例 程来推定热产生率斜率b/a。此外,在图24所示的例程中,曲轴角由压缩上止点后(ATDC)的 曲轴角[ATDCdeg ]表示。
[0180] CPU从步骤2400起开始处理,依次进行W下所述的步骤2410至步骤2440的处理,进 入步骤2495而结束本例程。
[0181] 步骤2410: CPU输入(取得)之前推定出的"着火时刻FA、热产生率最大时刻Θ 舶)peak" W及燃料喷射量Finj等各种参数。
[0182] 步骤2420:CPU算出热产生率最大时刻目c^peak的燃烧室容积V@0(^peak。
[0183] 步骤2430: CPU通过将燃料喷射量Fin j除W燃烧室容积V@0d如eak来算出"热产生 率最大时刻M^eak的缸内燃料密度Pfuel@0(^peak"。
[0184] 步骤244〇:〔?11通过将缸内燃料密度0化61@目(1如6曰4代入与上述(4)式相同的式子 来算出热产生率斜率b/a。
[01化]通过W上,可推定热产生率斜率b/a。
[0186] (热产生率斜率推定部的正确性)
[0187] 接着,对基于上述(4)式能够高精度地推定热产生率斜率b/a的点进行说明。即,对 (4)式是适于作为热产生率斜率模型的模型的方面进行说明。
[0188] 图25的(A)至(D)分别是将在除了点火时刻SA之外的内燃机运转状态参数中仅负 荷率化彼此不同的多个内燃机运转状态下取得的、W使热产生率最大时刻0d如eak彼此一 致的方式调整了点火时刻SA而得到的热产生率波形重叠示出的图表。点火时刻SA从图25的 (A巧lj(D)依次向延迟侧移动。而且,在图25的(A)至(D)中,负荷率化按化1、化2、化3依次变 大。
[0189] 而且,图26的(A)和(B)分别是示出在仅点火时刻SA彼此不同的多个内燃机运转状 态下取得的热产生率波形的图表。
[0190] 如从图25的(A)至(D)W及图26的(A)和(B)所理解那样,负荷率化越大则热产生率 斜率b/a越大,且点火时刻SA越靠提前侧则热产生率斜率b/a越大。
[0191] 负荷率化越大则热产生率斜率b/a越大的理由可推测为在于,负荷率化越高,则燃 料喷射量Finj也越大,因此,前半燃烧期间内的缸内燃料密度变高,其结果,混合气的燃烧 速度(火焰传播速度)变大。
[0192] 点火时刻SA越靠提前侧则热产生率斜率b/a越大的理由可推测为在于,与负荷率 KL的情况同样,点火时刻SA越靠提前侧,则前半燃烧期间内的缸内燃料密度越高,其结果, 混合气的燃烧速度(火焰传播速度)变大。即,可推测为在于,在活塞处于压缩上止点附近 时,与曲轴角的变化相伴的燃烧室容积的变化小,但在膨胀行程中(特别是,当曲轴角比压 缩上止点后l〇[deg]附近大时),燃烧室容积急剧增大,因此,前半燃烧期间内的缸内燃料密 度变低,其结果,混合气的燃烧速度(火焰传播速度)变小。
[0193] 于是,发明人针对"各种负荷率化和各种内燃机转速肥",通过实验调查了作为前 半燃烧期间内的缸内燃料密度的代表值的"热产生率最大时刻ed如eak的缸内燃料密度P fuel@0d^eak"与热产生率斜率b/a的关系。将其结果示于图27的(A)至(D)。
[0194] 如从图27的(A)至(D)所理解那样,若内燃机转速肥一定,则即使负荷率化(因此, 点火时刻SA)不同,缸内燃料密度Pfuel@0(^peak与热产生率斜率b/a也大概处于比例关系。 因此,可理解到,通过(4)式算出的热产生率斜率与实测热产生率斜率高精度地一致。即,可 理解到,(4)式是适合推定热产生率斜率b/a的式子(热产生率斜率模型)。
[01M] 4.热产生量推定部(热产生量推定部的概要)
[0196] 总热产生量化11,如图7所示,是前半燃烧期间内的热产生量Q1与后半燃烧期间内 的热产生量Q2之和。即,总热产生量化11是在一次燃烧中产生的总热量。运些热产生量的单 位为[J]。此外,后半燃烧期间是从热产生率最大时刻ed如eak到燃烧结束的燃烧结束时刻 EA为止的期间。
[0197] 热产生量推定部14使用下述的(5)式至(9)式,推定热产生率最大时刻0d如eak的 热产生率dQ/d0@0dQpeak(=b)、总热产生量化11、前半燃烧期间内的热产生量Q1、后半燃烧期 间内的热产生量Q2W及后半燃烧期间长C。此外,在(5)式中应用推定出的"前半燃烧期间长 a和热产生率斜率b/a"。另外,(7)式中的K是燃烧效率。燃烧效率K通过W下方式求出:预先 通过实验测定负荷率化、内燃机转速NEW及冷却水溫THW与燃烧效率K的关系,基于该测定 出的数据制作确定它们的关系的查找表Ma地化L、肥、THW),通过将实际的"负荷率化、内燃 机转速肥W及冷却水溫THW应用于该表Ma地化L、肥、THW)而求出燃烧效率K Jin巧日上所述 是实际的燃料喷射量。(6)式和(9)式能够根据求出图7所示的Ξ角形的面积的式子容易地 导出。
[019引 b = aX (b/a)...(5)
[0199] Ql = (l/2)XaXb...(6) 「 1 Qall = RnjxK
[0200] ,. ..、….口) Κ二 MapK(KL, N巳 THW)
[0201] 92 =化11-91'。(8)
[0202] c = 2XQ2/b...(9)
[0203] (热产生量推定部的工作)
[0204] CPU为了实现相当于热产生量推定部14的功能,按照图28的流程图所示的例程来 推定总热产生量化11和后半燃烧期间等。即,CPU从步骤2800起开始处理,依次进行W下所 述的步骤2810至步骤2870的处理,进入步骤2895而结束本例程。
[0205] 步骤2810:CPU输入(取得)之前推定出的"热产生率斜率b/a和前半燃烧期间长a" W及"冷却水溫THW、负荷率KL、燃料喷射量Finj和内燃机转速肥"等各种参数。
[0206] 步骤2820:CPU通过上述(5)式算出热产生率最大时刻0(^peak的热产生率b。
[0207] 步骤2830:CPU通过上述(6)式算出前半燃烧期间内的热产生量Q1。
[0208] 步骤2840:CPU通过将实际的"负荷率KL、内燃机转速肥W及冷却水溫THW"应用于 查找表Ma地化L、肥、THW)来求出燃烧效率K。
[0209] 步骤2850:CPU通过上述(7)式算出总热产生量化11。
[0210] 步骤2860:CPU通过上述(8)式算出后半燃烧期间内的热产生量Q2。
[0211] 步骤2870:CPU通过上述(9)式算出后半燃烧期间长C。
[0212] 由上可知,本实施装置10能够使用本实施方法推定热产生率波形QW。
[0213] (进气口的开阀特性发生了变化的情况下的前半燃烧期间的推定)
[0214] 作为上述(3)式的前提条件之一的条件al是在进气口的开阀特性被设定在进气口 的基准特性时成立的条件。换言之,在条件al不成立的情况下(即,在进气口开阀特性与进 气口基准特性不同的情况下),必须重新决定上述(3)式中的值"C3、aW及护。其结果,为了 推定相对于各种进气口的开阀特性的前半燃烧期间长a,需要庞大的时间和劳力。
[0215]与此相对,如参照图1和图2所说明,本申请的发明人得到了 W下的见解1。 脚6](见解1)
[0217]假设内燃机转速肥为任意速度肥0且进气口作用角VCAM为任意作用角VCAM0且进 气口相位角INVT为基准相位角INV化的情况下的"热产生率最大时刻0d如eak与前半燃烧期 间长aref的关系(即,基准关系Γ由aref = f (0d如eak)的函数表示。此时,若假设内燃机转 速肥为任意速度肥0且进气口作用角VCAM为任意作用角VCAM0且进气口相位角INVT为预定 相位角INVTs且热产生率最大时刻0d如eak为任意值Θ1时的前半燃烧期间长as(01)为adl, 贝IJ内燃机转速肥为任意速度肥0且进气口作用角VCAM为任意作用角VCAM0且进气口相位角 INVT为预定相位角INVTs且热产生率最大时刻0d如eak为任意值Θ2时的前半燃烧期间长as (92)能够通过W下的(1B)式求出。
[0218] as(目2)=f (目2)+Δ al = f (目2) + (adl-a;rl) = f (目2)-(a;rl-adl) = f (目2) + {adl-f (白
[0219] W下,对上述见解1的正确性进行说明。图29是在内燃机转速肥为一定速度(= 1200[rpm])的情况下将进气口作用角VCAM固定为一定的作用角( = 260[CA])并使进气口相 位角INVT变为各种值的实验中描绘了 "实测出的热产生率最大时刻0d如eak与实测出的前 半燃烧期间长a"的关系的图表。
[0220] 如从图29所示的图表所理解那样,规定热产生率最大时刻0d如eak与前半燃烧期 间长a的关系的曲线(虚线)与进气口相位角INVT具有强的相关,且当进气口相位角INVT变 化时,前半燃烧期间长a在增减的方向(纸面上下方向,即,Y轴方向)上平行移动。
[0221] 图30所示的图表分别是在内燃机转速肥为1200[rpm]的情况下将进气口作用角 VCAM固定为各种值并使进气口相位角INVT变为各种值从而使进气口闭阀时刻IVC变为各种 值的实验中描绘了"实测出的热产生率最大时刻ed如eak与实测出的前半燃烧期间长a"的 关系的图表。
[0222] 此外,将图30所示的各图表中的注释说明示于表1。
[0223] [表 1]
[0224]
[0225] 图30所示的图表表示:在内燃机转速肥为1200[rpm]的情况下将进气口作用角 VCAM固定为各种值时,若进气口相位角INVT变化,则前半燃烧期间长a在增减的方向上平行 移动。
[0226] 同样,图31所示的图表分别是在内燃机转速肥为2400[rpm]的情况下将进气口作 用角VCAM固定为各种值并且使进气口相位角INVT变为各种值从而使进气口闭阀时刻IVC变 为各种值的实验中描绘了"实测出的热产生率最大时刻ed如eak与实测出的前半燃烧期间 长a"的关系的图表。此外,图31所示的各图表中的注释说明也与表1所示的注释说明相同。
[0227] 图31所示的图表表示:在内燃机转速肥为2400[rpm]的情况下将进气口作用角 VCAM固定为各种值时,若进气口相位角INVT变化,则前半燃烧期间长a在增减的方向上平行 移动。而且,如从图30所示的图表和图31所示的图表所理解那样,即使内燃机转速肥不同, 只要内燃机转速肥维持为一定且进气口作用角VCAM维持为一定,当进气口相位角INVT变化 时,前半燃烧期间长a就会在增减的方向上平行移动。
[0。引如上所述,根据图30和图31所示的图表,也能确认上述见解1的正确性。
[0229] 而且,如参照图3和图4所说明,本申请的发明人也得到了 W下的见解2。
[0230] (见解 2)
[0231] 假设内燃机转速肥为任意速度肥0且进气口闭阀时亥Ij IVC为任意闭阀时刻IVC0且 进气口作用角VCAM为基准作用角VCAMr的情况下的"热产生率最大时刻0d如eak与前半燃烧 期间长aref的关系(即,基准关系Γ由aref = g(0d如eak)的函数表示。此时,若假设内燃机 转速肥为任意速度肥0且进气口闭阀时刻IVC为任意闭阀时刻IVC0且进气口作用角VCAM为 预定作用角VCAMs且热产生率最大时刻0d如eak为任意值(任意的基准值)Θ3时的前半燃烧 期间长as (目3)为ad3,则内燃机转速肥为任意速度肥0且进气口闭阀时刻IVC为任意闭阀时 刻IVC0且进气口作用角VCAM为预定作用角VCAMs且热产生率最大时刻0d如eak为任意值Θ4 时的前半燃烧期间长as(04)能够通过W下的(2B)式求出。
[0232] as(目4) =g(目4) + Δ a3 = g(目4) + (ad3-ar3) =g(目4)-(ar3-ad3) =g(目4) + {ad3-g(白 3)}···(2Β)
[0233] W下,对上述见解2的正确性进行说明。图32是在内燃机转速肥为一定速度(= 2400[rpm])的情况下将进气口闭阀时刻IVC固定为预定时刻(= 30[A抓Cdeg])并且使进气 口作用角VCAM变为各种值的实验中描绘了 "实测出的热产生率最大时刻0d如eak与实测出 的前半燃烧期间长a"的关系的图表。
[0234] 如从图32所示的图表所理解那样,规定热产生率最大时刻0d如eak与前半燃烧期 间长a的关系的曲线(虚线)与进气口作用角VCAM具有强的相关,且当进气口作用角VCAM变 化时,前半燃烧期间长a在增减的方向(纸面上下方向,即,Y轴方向)上平行移动。
[0235] 图33所示的图表分别是在内燃机转速肥为1200[rpm]的情况下将进气口闭阀时刻 IVC固定为各种值并且使进气口作用角VCAM变为各种值的实验中描绘了 "实测出的热产生 率最大时刻ecKipeak与实测出的前半燃烧期间长a"的关系的图表。
[0236] 此外,将图33所示的各图表中的注释说明示于表2。
[0237] [表 2]
[023引
[0239] 图33所示的图表表示:在内燃机转速肥为1200 [rpm]的情况下将进气口闭阀时刻 IVC固定为各种值时,若进气口作用角VCAM变化,则前半燃烧期间长a在增减的方向上平行 移动。
[0240] 同样,图34所示的图表分别是在内燃机转速肥为2400[rpm]的情况下将进气口闭 阀时刻IVC固定为各种值并且使进气口作用角VCAM变为各种值的实验中描绘了 "实测出的 热产生率最大时刻0d如eak与实测出的前半燃烧期间长a"的关系的图表。此外,图34所示的 各图表中的注释说明也与表2所示的注释说明相同。
[0241] 图34所示的图表表示:在内燃机转速肥为2400[rpm]的情况下将进气口闭阀时刻 IVC固定为各种值时,若进气口作用角VCAM变化,则前半燃烧期间长a在增减的方向上平行 移动。而且,如从图33所示的图表和图34所示的图表所理解那样,即使内燃机转速肥不同, 只要内燃机转速肥维持为一定且进气口闭阀时刻IVC维持为一定,当进气口作用角VCAM变 化时,前半燃烧期间长a就会在增减的方向上平行移动。
[0242] 由上可知,根据图33和图34所示的图表,也能确认上述见解2的正确性。因此,也确 认了能够从见解1和见解2如上述那样导出的见解3的正确性。
[0243] 如W上所说明,本实施装置10使用本实施方法,能够高精度地推定包括前半燃烧 期间长a的推定热产生率波形所需的参数(着火延迟期间长τ、着火时刻FA、前半燃烧期间长 曰、热产生率最大时刻0d如eak、热产生率斜率b/aW及热产生量Q1、Q2、化11、后半燃烧期间 长C等)。因此,能够提供对于内燃机的开发和设计等极为有用的信息。
[0244] 特别是,在本实施方法中,基于上述见解1和见解2,即使在进气口的开阀特性成为 了与"某基准特性"不同的特性(特定特性)的情况下,也能容易地推定前半燃烧期间长a。换 言之,无需按每个进气口的开阀特性独立地制作前半燃烧期间长a的预测式(上述(3)式)。
[0245] 目P,通过实测或者基于上述(3)式或Wiebe函数等推定而取得进气口开阀特性为基 准特性的情况下的"前半燃烧期间长a与热产生率最大时刻0d如eak的关系(基准关系Γ,并 且,仅取得一点进气口开阀特性为特定特性的情况下的"某热产生率最大时刻9d如eak下的 前半燃烧期间长a"(或者,针对2~3个彼此不同的热产生率最大时刻0d如eak取得前半燃烧 期间长a,并求出其平均),由此能够使用上述(1B)式和上述(2B)式简单地推定不同的特定 特性下的相对于所有的热产生率最大时刻的前半燃烧期间长a。
[0246] 而且,具体而言,在本实施方法中,上述(3)式可作为"上述函数f(0d如eak)或函数 g(9dQpeak)"而采用。
[0247] 在此,如上所述,上述(3)式与负荷率化、EGR率Gegr、空燃比A/FW及冷却水溫THW (内燃机暖机状态)无关地成立,所W无需按运些运转状态参数的每个参数反复进行实验来 独立地决定(3)式((3)式所使用的C3、aW及β)。因此,能够削减针对运些运转状态参数的组 合求出前半燃烧期间长a所需的时间和劳力。此外,在其他模型式中也是同样的,C3、aW及0 等在各模型式中使用的值能够基于代表性的数据点来决定。
[0248] 而且,若制作上述(3)式,则仅通过实测在进气口开阀特性处于与基准特性不同的 特定特性的情况下热产生率最大时刻Μ化eak为任意的基准值(上述Θ1或上述Θ3)时的前半 燃烧期间长a,就能推定进气口开阀特性处于特定特性的情况下的"相对于任意的热产生率 最大时刻9d如eak的前半燃烧期间长a"。其结果,能够大幅削减求出前半燃烧期间长a所需 的时间和劳力。
[0249] (应用例1)
[0250] 而且,例如,上述(3)式和本实施方法的见解1(上述(1A)式或(1B)式)在图35的流 程图所示的例程中也使用。该例程在进气口相位角INVT为特定相位角INVTx且进气口作用 角VCAM为基准作用角VCAMr的情况下(即,在进气口的开阀特性是相对于基准特性仅进气口 相位角INVT不同的特定特性的情况下),取代图15所示的例程而使用。W下,对该例程进行 简单说明。此外,对图35所示的步骤中的图15所示的步骤标注同一标号,省略关于运些步骤 的说明。而且,CPU在步骤1505中输入特定相位角INVTx。
[0251] CPU在步骤1515中算出假想热产生率最大时刻目zdQpeak的燃烧室容积V@0zdQpeak 后,依次进行W下所述的步骤3510至步骤3540的处理,进入步骤1525。
[0252] 步骤3510:CPU通过将燃烧室容积V@0zdQpeak和内燃机转速肥代入与上述(3)式相 同的式子,来算出假想基准前半燃烧期间长aza[CA]。假想基准前半燃烧期间长aza是通过 针对进气口开阀特性被设定在基准特性的情况制作出的上述(3)式而求出的前半燃烧期间 长的基准值。
[0253] 步骤3520: CPU基于基准作用角VCAMr与内燃机转速肥的组合选择查找表Map Δ曰1 (INVT)。表Map Δ al (INVT)按每个"基准作用角VCAMr与内燃机转速肥的组合"而存储于存储 器。
[0254] 表Map Δ al(INVT)基于上述见解1而预先制作。即,表Map Δ al(INVT)是针对在内燃 机转速肥下进气口作用角VCAM被维持为基准作用角VCAMr的状态下进气口相位角INVT从基 准相位角INV化变更为预定相位角INVTx的情况,预先通过实测和计算等求出热产生率最大 时刻0d如eak为任意的基准值Θ1时的前半燃烧期间长a的增大量(与上述(1A)式中的(adl- arl)相当的值,包括负的值)Aal,并将该增大量Aal与预定相位角INVTx的关系和"基准作 用角VCAMr与内燃机转速肥的组合"相关联地存储的表。
[0巧5] 步骤3530: CPU通过将进气口相位角INVTx应用于选择出的表Map Δ al (INVT)(即, 通过使用进气口相位角INVTx作为变量(自变量)INVT)来取得修正量Δ a 1。
[0256] 步骤3540:CPU通过向假想基准前半燃烧期间长aza加上所取得的修正量Aal来推 定假想前半燃烧期间长az。
[0257] 运样,根据基于见解1的本实施方法,即使在进气口相位角INVT发生了变化的情况 下,也能够简单地推定假想前半燃烧期间长az。而且,与在进气口相位角INVT变为了各种值 的情况下独立地制作上述(3)式的情况相比,表Map A al(INVT)能够W极少的时间和劳力来 制作。
[025引(应用例2)
[0259] 而且,例如,上述(3)式和本实施方法的见解2(上述(2A)式或(2B)式)在图36的流 程图所示的例程中也使用。该例程在进气口作用角VCAM为特定作用角VCAMx且进气口闭阀 时刻IVC为基准闭阀时刻IV化的情况下(即,在进气口的开阀特性是相对于基准特性仅进气 口作用角VCAM不同的特定特性的情况下),代替图15所示的例程而使用。W下,对该例程进 行简答说明。此外,对图36所示的步骤中的图15所示的步骤附上同一标号,省略关于运些步 骤的说明。而且,CPU在步骤1505中输入特定作用角VCAMx。
[0260] CPU在步骤1515中算出假想热产生率最大时刻目zdQpeak的燃烧室容积V@0zdQpeak 后,依次进行W下所述的步骤3610至步骤3640的处理,进入步骤1525。
[0%1] 步骤3610:CPU通过将燃烧室容积V@0zdQpeak和内燃机转速肥代入与上述(3)式相 同的式子来算出假想基准前半燃烧期间长aza[CA]。假想基准前半燃烧期间长aza是通过 "针对进气口开阀特性被设定在基准特性的情况(进气口相位角INVT被设定在基准相位角 INV化且进气口作用角VCAM被设定在基准作用角VCAMr的情况)制作的上述(3)式"而求出的 前半燃烧期间长的基准值。
[0262] 步骤3620:CPU基于基准闭阀时刻IV化与内燃机转速肥的组合选择查找表Map Δ a3 (VCAM)。表Map Δ a3 (VCAM)按每个"基准闭阀时刻IVCr与内燃机转速NE的组合"存储于存储 器。
[0%3] 表Map Δ a3(VCAM)基于上述见解2预先制作。即,表Map Δ a3(VCAM)是针对在内燃机 转速肥下进气口闭阀时刻IVC维持为基准闭阀时刻IV化的状态下进气口作用角VCAM从基准 作用角VCAMr变更为预定作用角VCAMx的情况,预先通过实测和计算等求出热产生率最大时 亥iJedQpeak为任意的基准值Θ3时的前半燃烧期间长a的增大量(与上述(2A)式中的(ad3- ar3)相当的值,包括负的值)Aa3,并将该增大量Aa3与预定作用角VCAMx的关系和"基准闭 阀时刻IV化与内燃机转速NE的组合"相关联地存储的表。
[0264] 步骤3630:CPU通过将作用角VCAMx应用于选择出的表MapΔa3(VCAM)(即,使用作 用角VCAMx作为变量(自变量)VCAM)来取得修正量Δ曰3。
[0265] 步骤3640:CPU通过向假想基准前半燃烧期间长aza加上所取得的修正量Aa3来推 定假想前半燃烧期间长az。
[0266] 运样,根据基于见解2的本实施方法,即使在进气口作用角VCAM发生了变化的情况 下,也能够简单地推定假想前半燃烧期间长az。而且,与在进气口作用角VCAM变为了各种值 的情况下独立地制作上述(3)式的情况相比,表Map Δ a3(VCAM)能够W极少的时间和劳力来 制作。
[0267] 如W上所说明,在本实施装置10和本实施方法中,根据进气口的开阀特性高精度 地W少的劳力推定作为表示燃烧状态的重要参数之一的前半燃烧期间长a。因此,能够减少 内燃机的开发工时。而且,即使假设表示燃烧状态的其他参数(着火延迟期间长τ和热产生 率斜率b/a等)受到进气口开阀特性的影响而与真值不同,至少前半燃烧期间长a也是高精 度地反映了进气口开阀特性的值,因此,热产生率波形的精度作为整体也能够提高。
[0268] 此外,本发明不限于上述实施方式,能够在本发明的范围内采用各种变形例。例 如,上述见解1和见解2也可W组合使用。也就是说,求出进气口相位角INVT为基准相位角 INV化且进气口作用角VCAM为基准作用角VCAMr的情况下的"热产生率最大时刻0d如eak与 前半燃烧期间长a的关系"作为基准函数η,首先,基于上述见解1求出表示仅进气口相位角 INVT变为了相位角INVTx的情况下的"热产生率最大时刻0d如eak与前半燃烧期间长a的关 系"的函数f2。然后,W该函数f2为新的基准函数(即,将相位角INVTx认为是基准相位角), 基于上述见解2求出表示仅进气口作用角VCAM变为了作用角VCAMx的情况下的"热产生率最 大时刻0(^peak与前半燃烧期间长a的关系"的函数巧。
[0269] 或者,也可W将在上述步骤3540或上述3640中与假想基准前半燃烧期间长aza相 加的修正量A a作为表Map Δ a(肥、INVT、VCAM)而求出,向该表Map Δ a(肥、INVT、VCAM)应用 实际的内燃机转速肥、进气口相位角INVTx W及进气口作用角VCAMx来取得修正量Δ a,通过 向假想基准前半燃烧期间长aza加上该修正量Δ a( Δ al或Δ曰3)来推定进气口相位角INVT 和进气口作用角VCAM从基准特性中的值(即,基准相位角INV化和基准作用角VCAMr的各个) 发生了变化时的前半燃烧期间长a(假想前半燃烧期间长az)。
[0270] 该表Map Δ a(肥、INVT、VCAM)基于上述见解1和2预先制作。即,表Map Δ a(肥、INVT、 VCAM)是预先通过实测和计算等求出从在内燃机转速肥下进气口相位角INVT被设定在基准 相位角INV化且进气口作用角VCAM被设定在基准作用角VCAMr的情况变更为在内燃机转速 肥下进气口相位角INVT被变更为任意相位角INVTx且进气口作用角VCAM被变更为任意作用 角VCAMx的情况时的"热产生率最大时刻0d如eak为任意的基准值Θ1时的前半燃烧期间长a 的增大量(修正量,差分值)Aa",并将该增大量Aa与内燃机转速肥、任意相位角INVT诚及 任意作用角VCAMx相关联地存储的表。
[0271] 因此,求出该修正量(差分值)Δ a的步骤(与步骤3530或步骤3630对应的步骤)相 当于执行如下步骤:基于基准关系(基准函数η)取得在内燃机转速为预定的基准转速且内 燃机的进气口的开阀特性被设定在预定的基准开阀特性的基准状态下热产生率最大时刻 为预定的第1时刻(任意的基准值Θ1)时的前半燃烧期间长,作为第1基准期间长的步骤(第1 步骤);通过实测来取得在内燃机转速为所述基准转速且所述进气口的开阀特性被设定为 "与所述基准开阀特性不同的特定开阀特性"的特定状态下所述热产生率最大时刻为所述 第1时刻时的所述前半燃烧期间长,作为第1特定期间长的步骤(第2步骤);W及通过从所述 第1特定期间长减去所述第1基准期间长来取得第1差分值(例如,Aal=adl-arl,或者,A a3 = ad3-ar3),或者通过从所述第1基准期间长减去所述第1特定期间长来取得第2差分值 (例如,-Δ al=a;rl-adl,或者,-Δ a3 = ar3-ad3)的步骤(第3步骤)。此外,在第1步骤中,也 可W通过实测求出第1基准期间长。
[0272] 另外,可W说求出假想基准前半燃烧期间长aza的步骤(与步骤3510或步骤3610对 应的步骤)相当于基于所述基准关系取得在所述基准状态下热产生率最大时刻为与所述第 1时刻不同的第2时刻(假想热产生率最大时刻0zdQpeak)时的前半燃烧期间长,作为第2基 准期间长的步骤(第4步骤),向假想基准前半燃烧期间长aza加上修正量Δ a( Δ al或Δ曰3) 的步骤(与步骤3540或步骤3640对应的步骤)相当于通过向所述第2基准期间长(假想基准 前半燃烧期间长aza)加上所述第1差分值(Δ al、Δ a3)来推定在所述特定状态下所述热产 生率最大时刻为所述第2时刻时的前半燃烧期间长(假想前半燃烧期间长az)的步骤(第5步 骤)或者通过从所述第2基准期间长(假想基准前半燃烧期间长aza)减去所述第2差分值(- Aal、-Aa3)来推定该前半燃烧期间长(假想前半燃烧期间长az)的步骤。
[0273] 而且,在各模型式的所述前提条件不成立的情况下,也可W另外求出对于不成立 的条件的修正系数,通过该修正系数对"着火延迟期间的长度τ、前半燃烧期间长aW及热产 生率斜率b/a"分别进行修正。
【主权项】
1. 一种燃烧状态推定方法, 通过推定或实测来取得基准状态下的前半燃烧期间长与热产生率最大时刻的关系而 作为基准关系, 基于所述基准关系来推定特定状态下的所述热产生率最大时刻与所述前半燃烧期间 长的关系, 所述基准状态是火花点火式内燃机的转速为规定的基准转速且所述内燃机的进气门 的开阀特性被设定为规定的基准开阀特性的状态, 所述特定状态是所述内燃机的转速为所述基准转速且所述进气门的开阀特性被设定 为与所述基准开阀特性不同的特定开阀特性的状态, 所述热产生率最大时刻是与所述内燃机的燃烧室内的燃料的燃烧相伴的热的产生率 成为最大的时刻, 所述前半燃烧期间长表示从所述燃料的着火时刻到所述热产生率最大时刻为止的期 间即前半燃烧期间的长度, 在所述燃烧状态推定方法中, 基于所述基准关系或者通过实测来取得在所述基准状态下所述热产生率最大时刻为 规定的第1时刻时的所述前半燃烧期间长,而作为第1基准期间长, 通过实测来取得在所述特定状态下所述热产生率最大时刻为所述第1时刻时的所述前 半燃烧期间长,而作为第1特定期间长, 通过从所述第1特定期间长减去所述第1基准期间长来取得第1差分值,或者通过从所 述第1基准期间长减去所述第1特定期间长来取得第2差分值, 基于所述基准关系来取得在所述基准状态下所述热产生率最大时刻为与所述第1时刻 不同的第2时刻时的所述前半燃烧期间长,而作为第2基准期间长, 通过在所述第2基准期间长加上所述第1差分值或者从所述第2基准期间长减去所述第 2差分值,来推定在所述特定状态下所述热产生率最大时刻为所述第2时刻时的所述前半燃 烧期间长。2. 根据权利要求1所述的燃烧状态推定方法,其中, 所述特定开阀特性中,所述进气门的闭阀时刻(IVC)和通过曲轴角范围来表示所述进 气门打开的期间的进气门作用角(VCAM)中的至少一方与所述基准开阀特性不同。3. 根据权利要求2所述的燃烧状态推定方法,其中, 所述基准开阀特性是如下的特性:所述进气门作用角(VCAM)为规定的基准作用角且进 气门相位角(INVT)为规定的基准相位角,其中,所述进气门相位角(INVT)是表示所述进气 门的开阀时刻和所述进气门的闭阀时刻的中心的曲轴角与规定的基准曲轴角之间的曲轴 角差, 所述特定开阀特性是如下的特性:所述进气门作用角(VCAM)为所述基准作用角且所述 进气门相位角(INVT)为与所述基准相位角不同的特定相位角,从而所述进气门的闭阀时刻 (IVC)与所述基准开阀特性中的所述进气门的闭阀时刻(IVC)不同。4. 根据权利要求2所述的燃烧状态推定方法,其中, 所述基准开阀特性是如下的特性:所述进气门的闭阀时刻(IVC)为规定的基准闭阀时 刻且所述进气门作用角(VCAM)为规定的基准作用角, 所述特定开阀特性是如下的特性;所述进气门的闭阀时刻(IVC)为所述基准闭阀时刻 且所述进气门作用角(VCAM)为与所述基准作用角不同的特定作用角。
【文档编号】F02D45/00GK105927407SQ201610102180
【公开日】2016年9月7日
【申请日】2016年2月24日
【发明人】今枝宗矩
【申请人】丰田自动车株式会社
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