用於內燃機的估算氣體混合物溫度的方法
2023-12-06 12:08:51
專利名稱：用於內燃機的估算氣體混合物溫度的方法
技術領域：
本發明涉及一種用於內燃機的氣體混合物溫度的估算方法，該方法估算氣體混合物的溫度，該氣體混合物通過混合被噴射到內燃機的燃燒室中的燃料和進入燃燒室的氣體(以下稱作「氣缸內氣體」)而產生。
背景技術：
從諸如火花點火的內燃機或者柴油發動機排出的、諸如NOx的排放物的量與點火後的火焰溫度(燃燒溫度)非常相關。所以，將火焰溫度控制到預定溫度可有效地減小諸如NOx的排放量。通常，因為不能直接檢測火焰溫度，所以必須估算出火焰溫度，以便於能將火焰溫度控制到預定溫度。同時，火焰溫度隨著在點火之前的氣體混合物的溫度(以下簡稱為″氣體混合物溫度″)變化而變化。因此，估算氣體混合物的溫度可有效地用於估算火焰溫度。
具體地，在柴油發動機的情況下，空氣-燃料混合物通過壓縮引起的自點火而開始燃燒，根據發動機的工作狀態恰當地控制點火正時。點火正時極大地依賴於點火之前的氣體混合物溫度。因此，估算氣體混合物溫度也是恰當控制點火正所必需的。
考慮到上述內容，在日本專利申請公開號(kokai)2001-254645中公開的用於柴油發動機的燃料噴射裝置根據發動機的工作狀態來設置目標點火正時，並在測量時基於影響氣體混合物溫度的各種操作狀態量，例如發動機冷卻劑溫度、進氣溫度、和進氣壓力，估算氣體混合物溫度，將其作為在目標點火正時時測量得到的氣體混合物溫度。隨後，該裝置以如下方式控制燃料噴射(例如，噴射正時和/或噴射壓力)的方式，以致估算的氣體混合物溫度達到預定溫度，從而控制點火正時與目標點火正時一致。
附帶地，依賴於發動機的工作狀態，氣體混合物經常在它到達燃燒室的內壁表面之後點火，該氣體混合物通過混合噴射到燃燒室中的燃料和缸內氣體而產生。在此情況下，在氣體混合物到達燃燒室的內壁表面之後，並且至少直至氣體混合物點火，可認為(假定)氣體混合物停滯在燃燒室的側壁(具有大致圓筒形的內壁表面)附近的大致環形結構中。在氣體混合物停滯期間，氣體混合物溫度受到氣體混合物、燃燒室壁等存在於氣體混合物周圍的之間熱傳遞的影響。
然而，上述傳統裝置在不考慮上述熱傳遞影響的情況下估算該氣體混合物的溫度。所以，所估算出的氣體混合物的溫度引入了誤差，因此傳統裝置不能使點火正時與目標點火正時一致。
發明內容
考慮到上述內容，本發明的目的是提供一種用於內燃機的氣體混合物溫度的估算方法，即使當認為氣體混合物停滯在燃燒室的側壁附近時，該方法也能精確估算出氣體混合物的溫度。
在氣體混合物停滯在燃燒室的側壁(通常具有大致圓筒形內壁表面)附近的大致環形結構中，並且在氣體混合物停滯期間，在氣體混合物和存在於氣體混合物周圍的物體或者物質之間發生熱傳遞的假定前提下，根據本發明的用於內燃機的氣體混合物溫度的估算方法估算氣體混合物的溫度，該氣體混合物通過混合(直接)噴射到內燃機燃燒室中的燃料和已經進入燃燒室的氣體(缸內氣體)而產生。
此處使用的術語″氣體混合物″不僅包括點火之前的氣體混合物，而且包括通過氣體混合物的燃燒而產生的氣體(以下稱作″點火後氣體混合物″)。換句話說，術語″氣體混合物″包括與燃燒有關的氣體，不論該氣體是點火前的氣體混合物，還是點火後的氣體混合物。術語″燃燒室的側壁″表示、但不限於汽缸的側壁，或者圓筒形凹口(以下稱作″腔″)的側壁，該凹口形成在活塞的上表面，與活塞的中心軸線同心。
根據本發明的方法，在認為氣體混合物停滯在燃燒室側壁附近的大致環形結構中的情況下，考慮在氣體混合物停滯期間、氣體混合物和存在於氣體混合物周圍的物體或者物質之間發生的熱傳遞的影響，可精確地估算出氣體混合物的溫度。″氣體混合物停滯在燃燒室側壁附近的大致環形結構中的情況(時間段)″的示例包括氣體混合物到達燃燒室內壁表面的時間點與氣體混合物點火的時間點之間的時間段；和點火時刻與點火後氣體混合物被排放到燃燒室外部的時間點之間的時間段。
在這種情況下，優選地，在氣體混合物(具體地是氣體混合物的最前部分)到達燃燒室內壁表面之後、發生氣體混合物的停滯的假定前提下，估算氣體混合物溫度。該假定能夠根據預定經驗公式，執行確定氣體混合物的最前部分在燃燒室中位置的估算操作，該位置作為燃料噴射開始後流逝的時間的函數，在確定氣體混合物的最前部分已經到達燃燒室內壁表面之前，在不考慮上述熱傳遞的影響情況下，估算氣體混合物溫度，並在確定氣體混合物最前部分已經到達燃燒室內壁表面之後，考慮因氣體混合物停滯而發生的熱傳遞的影響，估算氣體混合物溫度。因此，在氣體混合物的最前部分到達燃燒室內壁表面之前和之後，可精確地估算出氣體混合物溫度。
優選地，認為與氣體混合物接觸的燃燒室壁和與氣體混合物接觸的缸內氣體是在氣體混合物停滯在燃燒室側壁附近的大致環形結構中期間存在於氣體混合物周圍的物體或者物質(即與氣體混合物交換熱量的物體)。當氣體混合物停滯在燃燒室側壁附近的大致環形結構中時，氣體混合物被燃燒室壁(側壁、底壁等)以及缸內氣體所包圍。換句話說，氣體混合物與燃燒室壁和缸內氣體發生接觸，從而在氣體混合物和燃燒室壁之間、以及氣體混合物和缸內氣體之間發生熱傳遞。
因此，當在如上所述的″熱傳遞發生在氣體混合物和與氣體混合物接觸的燃燒室壁之間，以及氣體混合物和與氣體混合物接觸的缸內氣體之間″的假定前提下估算氣體混合物溫度時，可考慮在氣體混合物停滯在燃燒室側壁附近的大致環形結構中期間、影響氣體混合物溫度的所有熱傳遞來估算氣體混合物溫度。因而，可更精確地估算出氣體混合物溫度。
在這種情況下，優選地，基於氣體混合物和燃燒室壁之間的接觸面積和熱傳導率計算氣體混合物和燃燒室壁之間所傳遞的熱量。基於氣體混合物和缸內氣體之間的接觸面積和熱傳導率計算氣體混合物和缸內氣體之間所傳遞的熱量。
通常，基於互相接觸的兩個物體之間的接觸面積和熱傳導率、以及它們之間的溫度差計算這兩個物體之間所傳遞的熱量。因此，上述計算能夠很容易且精確地計算出在氣體混合物停滯在燃燒室側壁附近的大致環形結構中時期、影響氣體混合物溫度的熱傳遞量。
在氣體混合物和燃燒室壁的之間的熱傳導率以及氣體混合物和缸內氣體之間的熱傳導率被分別用於計算氣體混合物和燃燒室壁之間所傳遞的熱量以及氣體混合物和缸內氣體之間所傳遞的熱量的情況下，優選地，氣體混合物和燃燒室壁的之間的熱傳導率以及氣體混合物和缸內氣體之間的熱傳導率各自隨著缸內氣體的壓力變化而變化。
通常，因為氣體分子的運動變得活躍，所以氣體和與氣體接觸的物體之間的熱傳導率趨向於隨氣體壓力的增加而增加。因此，停滯在燃燒室側壁附近的大致環形結構中的氣體混合物和與氣體混合物接觸的物體之間的熱傳導率趨向於隨氣體混合物的壓力(相應地，缸內氣體的壓力)的增加而增加。
因而，在氣體混合物和燃燒室壁之間的熱傳導率以及氣體混合物和缸內氣體之間的熱傳導率各自隨著缸內氣體壓力變化而變化的情況下，兩個熱傳導率可隨著例如缸內氣體壓力的增加而增加。因此，可以更精確地計算出在氣體混合物停滯在燃燒室側壁附近的大致環形結構中的期間、影響氣體混合物溫度的熱傳遞量。
而且，優選地，氣體混合物和燃燒室壁之間的熱傳導率隨著表示由渦流產生的氣體混合物的流速的數值(例如，發動機速度)變化而變化。通常，氣體和與氣體接觸的物體之間的熱傳導率趨向於隨著在氣體和物體之間的接觸表面處的相對速度的增加而增加。因此，停滯在燃燒室側壁附近的大致環形結構中的氣體混合物和與氣體混合物接觸的燃燒室壁之間的熱傳導率趨向於隨由渦流產生的缸內氣體的環流(即氣體混合物的環流)的速度的增加而增加。
因而，在氣體混合物和燃燒室壁之間的熱傳導率隨著表示由渦流產生的氣體混合物環流速度(以下稱作″渦流速度″)的數值(例如，發動機速度)變化而變化的情況下，如上所述，氣體混合物和燃燒室壁之間的熱傳導率可隨著表示流速的數值變化而增加，以指示增加的渦流速度。因此，可以更精確地計算出在氣體混合物停滯在燃燒室側壁附近的大致環形結構中時期、影響氣體混合物溫度的熱傳遞量。
由於認為停滯在燃燒室側壁附近的大致環形結構中的氣體混合物以等於由渦流引起的缸內氣體沿圓周方向旋轉的角速度的角速度沿圓周方向旋轉，所以在彼此接觸表面處測量得到的氣體混合物和缸內氣體之間的相對速度大致變為零。因此，停滯在燃燒室側壁附近的大致環形結構中的氣體混合物和缸內氣體之間的熱傳導率不受渦流速度的影響。
圖1是顯示系統總體結構的示意圖，其中根據本發明實施例的控制裝置應用於四缸內燃機(柴油發動機)，該控制裝置執行本發明的氣體混合物溫度估算方法；圖2示意性地顯示了氣體從進氣歧管進入某一汽缸，並接著被排出到排氣歧管的狀態；圖3示意性地顯示了燃料蒸汽分散成圓錐形、同時與缸內氣體混合從而產生氣體混合物的狀態；圖4A示意性地顯示了氣體混合物在噴射的燃料(即氣體混合物的最前部分)到達燃燒室的內壁表面之前分散的狀態，圖4B示意性地顯示了在氣體混合物的最前部分已到達燃燒室的內壁表面之後氣體混合物在燃燒室側壁附近的環形結構中停滯的狀態；圖5顯示有關氣體混合物在燃燒室側壁附近的環形結構中停滯的模型，該模型被用於獲得氣體混合物和缸內氣體之間、以及氣體混合物和燃燒室壁之間熱傳遞的數量；圖6是顯示根據圖5所示模型的停滯在環形結構中的氣體混合物形狀的透視圖；圖7A和7B是顯示缸內氣體壓力、停滯在環形結構中的氣體混合物和缸內氣體之間熱傳導率和氣體混合物和燃燒室壁之間熱傳導率之間的關係的圖表；圖8A和8B是顯示旋轉速度、停滯在環形結構中的氣體混合物和缸內氣體之間熱傳導率和氣體混合物和燃燒室壁之間熱傳導率之間的關係的圖表；圖9是顯示圖1所示的CPU所執行的程序的流程圖，以便於控制燃料噴射量等；圖10是用於確定指示燃料噴射量的表，在執行圖9所示的程序期間，圖1所示CPU參照該表；圖11是用於確定基礎燃料噴射正時的表，在執行圖9所示的程序期間，圖1所示CPU參照該表；圖12是用於確定基礎燃料噴射壓力的表，在執行圖9所示的程序期間，圖1所示CPU參照該表；圖13是用於確定噴射正時校正值的表，在執行圖9所示的程序期間，圖1所示CPU參照該表；圖14是用於確定噴射壓力校正值的表，在執行圖9所示的程序期間，圖1所示CPU參照該表；圖15是顯示圖1所示CPU執行的程序的流程圖，以便於計算噴射開始時刻的各種物理量；圖16是顯示圖1所示CPU執行的程序的第一半的流程圖，以便於計算氣體混合物溫度；圖17是顯示圖1所示CPU執行的程序的第二半的流程圖，以便於計算氣體混合物溫度；圖18是顯示圖1所示CPU執行的程序的流程圖，以便於計算溫降；圖19是顯示圖1所示CPU執行的程序的流程圖，以便於計算對應面積的Nox的量。
具體實施例方式
參考附圖，現在描述內燃機(柴油發動機)控制裝置的實施例，該控制裝置執行根據本發明的內燃機氣體混合物溫度估算方法。
圖1示意性顯示系統的整體結構，其中根據本發明的發動機控制裝置應用於四缸內燃機(柴油發動機)10。該系統包括發動機主體20，該發動機主體20包括燃料供給系統；用於將氣體引入發動機主體20的各個氣缸的燃燒室(汽缸內部)中的進氣系統30；用於將廢氣從發動機主體20排出的排氣系統40；用於執行廢氣循環的EGR裝置50；和電子控制裝置60。
有若干燃料噴射閥(噴射閥、噴射器)21配置在發動機主體20的各個氣缸上方。燃料噴射閥21通過燃料管23連接於燃料噴射泵22，該燃料噴射泵22連接於未示出的燃料箱。燃料噴射泵22被電連接到電子控制裝置60。根據來自電子控制裝置60的驅動信號(對應於下述指示最終燃料噴射壓力Pcrfin的指示信號)，燃料噴射泵22以如下方式加壓燃料，使得燃料的實際噴射壓力(排出壓力)變得等於指示最終燃料噴射壓力Pcrfin。
因而，將加壓到指示最終燃料噴射壓力Pcrfin的燃料從燃料噴射泵22供給到了燃料噴射閥21。而且，燃料噴射閥被電連接到電子控制裝置60。根據來自電子控制裝置60的驅動信號(對應於指示燃料噴射量qfin的指示信號)，各燃料噴射閥21開啟預定時間段，以便於將加壓到指示最終燃料噴射壓力Pcrfin的燃料以指示燃料噴射量qfin直接地噴射到對應汽缸的燃燒室中。
進氣系統30包括進氣歧管31，該進氣歧管31連接於發動機主體20的各個氣缸的相應燃燒室；進氣管32，其連接於進氣歧管31的上遊側的支路部分，並構成了與進氣歧管31協作的進氣通道；節流閥33，其被可旋轉地保持在進氣管32內部；用於根據來自電子控制裝置60的驅動信號而使節流閥33轉動的節流閥致動器33a；中間冷卻器34，其被置於進氣管32中，以便位於節流閥33的上遊側；渦輪增壓器35的壓縮機35a，其被置於進氣管32中，以便位於中間冷卻器34的上遊側；和空氣濾清器36，其設置在進氣管32的遠端部分。
排氣系統40包括排氣歧管41，其連接於發動機主體20的各個氣缸；排氣管42，其連接於排氣歧管41的下遊側匯合部分；渦輪增壓器35的渦輪35b，置於排氣管42中；和柴油機微粒過濾器(以下簡稱″DPNR″)43，其被置於在排氣管42中。排氣歧管41和排氣管42組成排氣通道。
DPNR 43是過濾器單元，其容納有由多孔材料、例如堇青石(cordierite)形成的過濾器43a，並藉助多孔表面收集包含在經過過濾器的廢氣中的顆粒物。在DPNR 43中，在用作載體的礬土上載有至少一種金屬元素和鉑，該至少一種金屬元素從例如鉀K、鈉Na、鋰Li和銫Cs的鹼金屬；例如鋇Ba和鈣Ca的鹼土金屬；和例如鑭La和釔Y的稀土金屬中選擇。因而，DPNR 43還用作存儲-還原型的NOx催化劑單元，其在吸收NOx後釋放出所吸收的NOx並還原它。
EGR裝置50包括廢氣循環管51，其形成了用於廢氣循環的通道(EGR通道)；EGR控制閥52，其被置於在廢氣循環管51中；和EGR冷卻器53。廢氣循環管51建立位於渦輪35b上遊側的排氣通道(排氣歧管41)和位於節流閥33下遊側的進氣通道(進氣歧管31)之間的連通。EGR控制閥52響應來自電子控制裝置60的驅動信號，以改變所要循環的廢氣量(廢氣循環量，EGR-氣體流速)。
電子控制裝置60是一種微型計算機，其包括CPU 61、ROM 62、RAM 63、備用RAM 64、接口65等，它們通過總線彼此連接。ROM 62存儲CPU 61執行的程序、表(查找表、圖譜)、常數等。RAM 63允許CPU 61臨時儲存數據。備用RAM 64在電源接通的狀態下存儲數據，並在電源切斷之後也能保持存儲數據。接口65包括A/D轉換器。
接口65連接於熱線型氣流計71，該熱線型氣流計71用作空氣流速(新鮮空氣流速)的測量裝置，並被布置在進氣管32中；進氣溫度傳感器72，其設置在位於節流閥33下遊的進氣通道中，並被設置在排氣循環管51和進氣通道的連接點的下遊；進氣管壓力傳感器73，其設置在位於節流閥33下遊的進氣通道中，並被設置在排氣循環管51和進氣通道的連接點的下遊；曲軸位置傳感器74；加速踏板開度傳感器75；燃料溫度傳感器76，其設置在燃料噴射泵22的排出口附近的燃料管23中；和為每個汽缸設置的缸內壓力傳感器77。接口65接收來自這些傳感器的各個信號，並向CPU 61提供這些接收的信號。此外，接口65連接於燃料噴射閥21、燃料噴射泵22、節流閥致動器33a、和EGR控制閥52；並且根據來自CPU 61的指令向這些組件輸出相應的驅動信號。
熱線型氣流計71測量通過進氣通道的進氣的質量流速(每單位時間的進氣量，每單位時間的新鮮空氣量)，並產生指示質量流速Ga(空氣流速Ga)的信號。進氣溫度傳感器72測量被吸入發動機10的各個汽缸(即各個燃燒室或汽缸內部)的氣體溫度(即進氣溫度)，並產生表示進氣溫度Tb的信號。進氣管壓力傳感器73測量被吸入發動機10的各個汽缸的氣體壓力(即進氣管壓力)，並產生表示進氣管壓力Pb的信號。
曲軸位置傳感器74檢測各汽缸的絕對曲軸轉角，並產生表示曲軸轉角CA和發動機速度NE的信號；即發動機10的轉速。加速踏板開度傳感器75檢測加速踏板AP的操作量，並產生表示加速踏板操作量Acc的信號。燃料溫度傳感器76檢測流過燃料管23的燃料溫度，並產生表示燃料溫度Tcr的信號。缸內壓力傳感器77檢測燃燒室內部的氣體壓力(即汽缸內部氣體的壓力)，並產生表示汽缸內部氣體壓力Pa的信號。如後所述，缸內壓力傳感器77僅用於檢測點火正時。
用於估算氣體混合物溫度的方法概要接著將描述由內燃機的控制裝置執行的、用於估算氣體混合物溫度的方法，該控制裝置具有上述結構(以下稱為″本發明裝置″)。圖2示意性顯示氣體從進氣歧管31進入某一汽缸(燃燒室)，並接著被排出到排汽歧管41的狀態。
如圖2所示，燃燒室由汽缸的缸蓋、圓柱形內壁表面和活塞24限定。圓柱形凹口(以下稱作「空腔24d」)與活塞24的中心軸線同心地形成在活塞24的上表面24a。燃料噴射閥21被以如下方式固定地布置在缸蓋上使得燃料噴射閥21的中心軸線與汽缸的中心軸線重合，且在燃料噴射閥21的末端設有10個噴射孔，以便於導致所噴射的燃料(即氣體混合物)沿著十個方向朝著空腔24d的側壁24b分散，該十個方向以均勻的角度間隔布置，並且沿著中心在汽缸中心軸線上的假想圓錐體延伸，如後述的圖4A所示。
如圖2所示，進入燃燒室的氣體(相應地，缸內氣體)包括通過節流閥33從進氣管32末端進入的新鮮空氣，和通過EGR控制閥52進入的、來自排氣循環管51的EGR氣體。已進入的EGR氣體的量(質量)與已進入的新鮮空氣和已進入的EGR氣體的量(質量)之和的比值(即EGR比值)依賴於節流閥33的開度和EGR控制閥52的開度而變化，兩個閥由電子控制裝置60(CPU 61)根據操作條件而適當地控制。
在進氣行程期間，隨著活塞向下移動，這些新鮮空氣和EGR氣體通過開啟的進氣閥Vin而進入汽缸，因而產生的氣體混合物用作缸內氣體。當活塞到達下止點、進氣閥Vin關閉時，缸內氣體被限制在汽缸內，然後在隨後的壓縮行程中，缸內氣體隨著活塞向上移動而被壓縮。當活塞到達上止點(具體的是當後述的最終燃料噴射正時finjfin到了時)，本發明裝置將相應的燃料噴射閥21開啟預定的一段時間，從而直接地將燃料噴射到汽缸中，預定時間對應於指示燃料噴射量qfin。因此，從各噴射開口噴射的(液態)燃料由於接收到來自缸內氣體在壓縮作用下變熱的熱量而立即變成了燃料蒸汽。隨著時間的流逝，燃料蒸汽分散成圓錐形，同時與缸內氣體混合，從而產生氣體混合物。
圖3示意性顯示燃料蒸汽分散成圓錐形、同時與缸內氣體混合，從而產生氣體混合物的狀態，該燃料蒸汽在燃料從某一噴射開口噴出時產生。現在，將考慮燃料持續噴射預定一段時間後，出現於最前部分且具有質量mf的燃料(燃料蒸汽)。在燃料噴射開始時刻噴射之後(即噴射後時間t＝0)，質量為mf的燃料蒸汽以射束角θ成圓錐形分散(參見圖3)。假定燃料蒸汽在任意的噴射後時刻t與缸內氣體混合(以下稱為「氣體混合物形成缸內氣體」)，從而產生質量為(mf+ma)的氣體混合物最前部分(具有圓周表面A的圓柱部分)，該氣體混合物形成缸內氣體的質量為ma，並且是缸內氣體的一部分。本發明裝置估算在任意的噴射後時刻t測量的氣體混合物最前部分的溫度(氣體混合物溫度Tmix，將在下文描述)。首先，將描述獲得氣體混合物形成缸內氣體的質量ma的方法，其在任意的噴射後時刻t與質量為mf的燃料蒸汽混合(氣體混合物形成缸內氣體的質量ma與燃料蒸汽的質量mf的比率(質量比))。
獲得氣體混合物形成缸內氣體的質量ma
為了獲得在後噴射時刻t測量的氣體混合物形成缸內氣體的質量ma，要獲得在後噴射時刻t氣體混合物形成缸內氣體的質量ma與燃料蒸汽的質量mf的比值(即ma/mf)。現在，由下列公式(1)定義在後噴射時刻t氣體混合物最前部分的過量空氣係數λ。在公式(1)中，stoich表示化學計量的空氣-燃料比(例如，14.6)。
λ＝(ma/mf)/stoich(1)上述定義的過量空氣係數可根據例如下列公式(2)和公式(3)作為噴射後時刻t的函數而獲得，這兩個公式是經驗公式，由日本機械工程師協會學報(the Transactions of the Japanese Society of MechanicalEngineers)在1959年25-156的第820頁、作者為Yutaro WAGURI、Masaru FUJII、Tatsuo和Reijiro TSUNEYA的「對柴油發動機中噴射燃料移動距離的研究(Study on Injected Fuel Travel Distance in DieselEngine)」中引入(以下稱為非專利文獻1)。
=ddtdt---(2)]]>ddt=20.25c0.25d0.5t1Ltan0.5a0.25P0.251t0.5---(3)]]>在公式(3)中，t表示上述噴射後時刻，dλ/dt表示燃料稀釋比，它是噴射後時刻t的函數。此外，c表示收縮係數，d表示燃料噴射閥21的噴射開口的直徑，ρf表示(液態)燃料的密度，L表示理論稀釋氣體量，所有這些參數都是常數。
在公式(3)中，ΔP表示有效噴射壓力，它是通過從上述最終燃料噴射壓力Pcrfin中減去在噴射開始時刻(即噴射後時刻t＝0)缸內氣體壓力Pa0而獲得的數值。缸內氣體壓力可根據下列公式(4)獲得，假定在活塞到達下止點(以下稱作「ATDC-180°」，缸內氣體被約束時所在的點)後，缸內氣體的狀態在壓縮行程(和膨脹行程)中發生絕熱變化。
Pa0＝Pbottom·(Vbottom/Va0)K(4)在公式(4)中，Pbottom表示ATDC-180°處的缸內氣體壓力。因為認為在ATDC-180°處缸內氣體壓力大致等於進氣管壓力Pb，所以Pbottom的數值可從由進氣管壓力傳感器73檢測ATDC-180°處的進氣管壓力Pb獲得。Vbottom表示ATDC-180°處的缸內體積。Va0表示在噴射後時刻t＝0時相應於曲軸轉角CA的缸內體積。因為缸內體積Va可根據發動機10的設計參數而作為曲軸轉角CA的函數Va(CA)而獲得，所以也可獲得Vbottom和Va0的數值。κ表示缸內氣體的比熱比。
在公式(3)中，θ表示圖3所示的射束角。因為認為射束角θ根據上述有效噴射壓力ΔP和噴射開始時刻(即噴射後時刻t＝0)的缸內氣體的密度ρa0而變化，所以射束角θ可根據表Mapθ獲得，該表Mapθ定義了缸內氣體密度ρa0、有效噴射壓力ΔP和射束角θ之間的關係。缸內氣體密度ρa0可通過缸內氣體的總質量Ma除以上述噴射後時刻t＝0時的缸內體積Va0而獲得。缸內氣體的總質量Ma可根據下面的公式(5)獲得，該公式基於ATDC-180°處的氣體狀態方程。在公式(5)中，Tbottom表示ATDC-180°處的缸內氣體溫度。因為認為在ATDC-180°處的缸內氣體溫度大致等於進氣溫度，所以Tbottom的數值可從由進氣溫度傳感器72檢測ATDC-180°處的進氣溫度Tb獲得。Ra表示缸內氣體的氣體常數。
Ma＝Pbottom·Vbottom/(Ra·Tbottom) (5)在公式(3)中，ρa表示噴射後時刻t的缸內氣體密度，並且其可作為噴射後時刻t的函數獲得，該函數為缸內氣體的總質量Ma除以上述噴射後時刻t的缸內體積Va(CA)。
如上所述，首先在噴射後時刻t＝0時獲得有效噴射壓力ΔP和射束角θ；隨後，在噴射後時刻t和缸內氣體密度ρa的基礎上，根據公式(3)連續獲得燃料稀釋比dλ/dt的數值，缸內氣體密度是噴射後時刻t的函數。根據公式(2)對連續獲得的燃料稀釋比dλ/dt的數值相對於時間求積分，從而獲得噴射後時刻t的過量空氣係數λ。當獲得噴射後時刻t的過量空氣係數λ後，可根據公式(1)獲得噴射後時刻t的質量比ma/mf。
因為從公式(3)獲得的燃料稀釋比dλ/dt總是呈現為正值，所以從公式(2)獲得的過量空氣係數λ隨著噴射後時刻t的增加而增加。因而，正如對公式(1)的理解，質量比(ma/mf)隨著噴射後時刻t的增加而增加。這與以下事實相符隨著噴射燃料的蒸汽(它的最前部分)分散成圓錐形，缸內氣體增加的量(即氣體混合物形成缸內氣體)與燃料蒸汽在氣體混合物最前部分混合。
獲得絕熱氣體混合物溫度Tmix
在獲得噴射後時刻t的質量比ma/mf後，如下所述，氣體混合物最前部分的氣體混合物溫度Tmix可相應於CPU 61的計算循環間隔地獲得。該氣體混合物溫度Tmix(k)表示在質量為mf且構成氣體混合物最前部分的燃料蒸汽和質量為ma的混合氣體形成缸內氣體的混合過程中沒有發生與外部(即存在於未與燃料混合的氣體混合物周圍的缸內氣體(以下稱為″外圍缸內氣體″))的熱交換的假定前提下計算的氣體混合物最前部分的溫度(氣體混合物溫度)。顯然，附加在Tmix的後綴(k)表示Tmix的值是在當前計算循環中計算得到的值(當前值)。在下面的描述中，相同規則適用於除Tmix之外的變量；即，後綴(k)表示後綴(k)附加其後的變量的數值是當前值，而後綴(k-1)表示後綴(k-1)附加其後的變量的數值是在前一次計算循環中計算得到的數值(前次值)。
現在，考慮前次計算循環中的氣體混合物，其具有質量比(前次值)(ma/mf)(k-1)、質量(mf+ma)和氣體混合物溫度(前次值)Tmix(k-1)。氣體混合物所攜帶的熱量可使用氣體混合物的比熱Cmix(k-1)和氣體混合物溫度Tmix(k-1)、藉助「(mf+ma)Cmix(k-1)Tmix(k-1)」表示。氣體混合物的比熱Cmix(k-1)可用如下顯示的公式(6)表示。在公式(6)中，Cf表示燃料蒸汽的比熱，Ca表示缸內氣體的比熱。
Cmix(k-1)＝(Cf+(ma/mf)(k-1)·Ca)/(1+(ma/mf)(k-1))(6)同時，在前次計算時刻和當前計算時刻之間的時間段內新近作為氣體混合物增加的氣體混合物形成缸內氣體的質量表示為Δma，質量為Δma的氣體混合物形成缸內氣體所攜帶的熱量用「Δma Ca Ta」表示，此處Ca表示缸內氣體的比熱，Ta表示缸內氣體的溫度(在當前計算時刻)。缸內氣體的溫度Ta(即混合氣體形成缸內氣體和外圍缸內氣體的溫度)可根據下列公式(7)獲得，假定缸內氣體的狀態在壓縮行程(和膨脹行程)中發生絕熱變化。
Ta＝Tbottom·(Vbottom/Va(CA))k-1(7)在假定當混合氣體形成缸內氣體的溫度Ta下降到氣體混合物溫度(當前值)Tmix(k)時、混合氣體形成缸內氣體(質量Δma)放出的總熱量被氣體混合物(質量mf+ma)吸收，以便將氣體混合物溫度(前次值)Tmix(k-1)提高到氣體混合物溫度(當前值)Tmix(k)的前提下，下面的公式(8)成立。當公式(8)用於求解氣體混合物溫度(當前值)Tmix(k)時，經過重新整理，可得到下面的公式(9)。
Δma·Ca·(Ta-Tmix(k))＝(mf+ma)·Cmix(k-1)·(Tmix(k)-Tmix(k-1))(8)Tmix(k)＝(Cmix(k-1)·Tmix(k-1)+A·Ca·Ta)/(Cmix(k-1)+A·Ca)(9)在公式(9)中，A表示Δma/(mf+ma)的數值。此處，因為Δma/mf＝(ma/mf)(k)-(ma/mf)(k-1)，所以下面的公式(10)可用於獲得數值A。因此，數值A可通過利用質量比前次值(ma/mf)(k-1)和質量比當前值(ma/mf)(k)、根據公式(10)獲得。
A＝((ma/mf)(k)-(ma/mf)(k-1))/(1+(ma/mf)(k-1)) (10)因此，當給出氣體混合物溫度Tmix、氣體混合物比熱Cmix、和質量比ma/mf的初始值(即在噴射後時刻t＝0的時間點處的數值)時，在噴射後時刻t＝0的時間點之後的氣體混合物溫度Tmix(k)可根據上述公式(9)以計算間隔連續地獲得。顯然，氣體混合物溫度Tmix、氣體混合物比熱Cmix和質量比ma/mf的初始值分別是燃料蒸汽的溫度Tf、燃料蒸汽的比熱Cf和零。
燃料蒸汽的溫度Tf可用下列公式(11)表示，該公式考慮到當噴射後液態燃料立刻轉變為燃料蒸汽時所產生的、每單位質量的潛熱Qvapor。在公式(11)中，Tcr表示液態燃料溫度，由燃料溫度傳感器76在噴射後時刻t＝0時檢測該溫度。αcr是修正係數，用來考慮當燃料從燃料噴射泵22的排出口附近通過燃料管23到達燃料噴射閥21時所產生的熱損失。
Tf＝αcr·Tcr-Qvapor/cf (11)氣體混合物最前部分與燃燒室內壁表面碰撞後的處理
如前所述，從燃料噴射閥21噴射的燃料(相應地，氣體混合物最前部分)朝著空腔24d的側表面24b移動，如圖4A所示。當噴射開始後流逝預定時間時，氣體混合物最前部分到達側表面24b(燃燒室的內壁表面)。
在氣體混合物最前部分到達側表面24b之後，氣體混合物(其整體)被認為停滯在側表面24b(燃燒室的側壁)附近的大致環形結構中，如圖4B所示，這是因為氣體混合物通過與側表面24b的碰撞而損失動量。在氣體混合物(其整體)停滯期間，氣體混合物可與缸內氣體和空腔24d的壁(構成側表面24b的側壁，構成底表面24c的底壁和燃燒室的壁)傳遞(交換)熱，它們位於氣體混合物周圍，並與氣體混合物接觸。
同時，根據公式(9)計算的氣體混合物溫度Tmix(k)是在氣體混合物和外部之間沒有熱交換的假定條件下計算得到的氣體混合物溫度。因此，在氣體混合物最前部分到達側表面24b之後，氣體混合物溫度呈現出一個偏離根據公式(9)計算的氣體混合物溫度Tmix(k)的數值，偏離值為相應於氣體混合物和缸內氣體和空腔24d的壁之間進行的熱傳遞的溫度(以下稱作「溫降ΔT」)。
從上顯然可知，為了即使在氣體混合物最前部分到達側表面24b之後(即在整個氣體混合物停滯在側表面24b附近的大致環形結構期間)也能精確地獲得氣體混合物的溫度，必須獲得噴射開始後測得的、從燃料噴射閥21的噴射開口起的混合物最前部分的移動距離，噴射開口與空腔24d的側表面24b之間的距離，以及氣體混合物和缸內氣體和空腔24d的壁之間傳遞的熱量。現在將接著描述用於獲得這些數值的方法。
在噴射開始時刻之後氣體混合物最前部分從燃料噴射閥21的噴射開口起移動經過的移動距離(以下稱作″氣體混合物移動距離X″)可基於例如下列的公式(12)和公式(13)、作為噴射後時刻t的函數獲得，這些公式是經驗公式，其在上述非專利文獻1中引入。在公式(13)中，dX/dt表示氣體混合物移動速度，它是噴射後時刻t的函數。顯然，公式(13)右側所示的各種數值與公式(3)右側所示的各種數值一樣。
X=dXdtdt---(12)]]>dXdt=12(2cPa)0.25(dtan)0.51t0.5---(13)]]>也就是說，氣體混合物移動速度dX/dt的數值基於噴射後時刻t和缸內氣體密度ρa並根據公式(13)連續地獲得，缸內氣體密度ρa是噴射後時刻t的函數。根據公式(12)相對於時間對連續獲得的氣體混合物移動速度dX/dt的數值求積分，從而可獲得噴射後時刻t的氣體混合物移動距離X。
從燃料噴射閥21的噴射開口到空腔24d的側表面24b的距離(以下稱作″燃燒室內壁表面距離Xwall″)可利用空腔24d的半徑和射束角θf(參見圖4A)而由下列公式(14)表示。
Xwall＝a/cos(θf) (14)接著將描述用於獲得停滯在環形結構中的氣體混合物與缸內氣體之間傳遞的熱量以及氣體混合物與空腔24d的壁之間傳遞的熱量的方法。在本示例中，圖5所示模型將被考慮用於停滯在環形結構中的氣體混合物。在該模型中，假定停滯的氣體混合物形成環狀，其具有矩形截面，厚度(氣體混合物的厚度)為rc，高度等於空腔深度b，如圖6所示，並且假定停滯的氣體混合物被空腔24d的側表面24b和底表面24c以及缸內氣體包圍。
在這種情況下，從氣體混合物的上表面傳遞到缸內氣體的熱量Qgas1、從氣體混合物的內側表面傳遞到缸內氣體的熱量Qgas2、從氣體混合物的底表面傳遞到空腔的底表面24c的熱量Qwall1和從氣體混合物的外側表面傳遞到空腔的側表面24b的熱量Qwall2可分別用下列公式(15)到(18)表示，熱量Qgas1、Qgas2、Qwall1和Qwall2各自表示單個計算循環內所傳遞的熱量。
Qgas1＝Sgas1·αgas·(Tmix(k)-Ta) (15)Qgas2＝Sgas2·αgas·(Tmix(k)-Ta) (16)Qwall1＝Swall1·αwall·(Tmix(k)-Tw) (17)Qwall2＝Swall2·αwall·(Tmix(k)-Tw) (18)在公式(15)和(16)中，αgas表示氣體混合物和缸內氣體之間的熱傳導率，Ta表示由上述公式(7)計算得到的缸內氣體溫度。在公式(17)和(18)中，αwall表示氣體混合物和空腔24d的壁之間的熱傳導率，Tw表示空腔24d壁的溫度(空腔壁的表面溫度)。考慮到空腔壁的表面溫度Tw隨著指示燃料噴射量qfin和發動機速度NE變化而變化，所以空腔壁的表面溫度Tw可由函數funcTw(qfin，NE)表示，該函數的自變量是指示燃料噴射量qfin和發動機速度NE。此外，在公式(15)到(18)中，Tmix(k)表示由上述公式(9)計算的氣體混合物溫度。
在公式(15)到(18)中，Sgas1、Sgas2、Swall1和Swall2分別表示氣體混合物和缸內氣體之間的上表面接觸面積、氣體混合物和缸內氣體之間的側表面接觸面積、氣體混合物和空腔底表面24c之間的底表面接觸面積和氣體混合物和空腔側表面24b之間的側表面接觸面積。從圖6中很容易理解，這些面積可由下列公式(19)到(22)表示。
sgas1＝π·(a2-(a-rc)2)＝π·rc·(2a-rc)(19)Sgas2＝2π·(a-rc)·b (20)Swall1＝π·(a2-(a-rc)2)＝π·rc·(2a-rc) (21)Swall2＝2π·a·b (22)
在公式(19)到(21)中，認為氣體混合物厚度隨指示燃料噴射量qfin的增加而增加；氣體混合物厚度可根據下列公式(23)獲得。在公式(23)中，C2表示比例常數。
rc＝C2·qfin (23)如圖7所示，因為氣體分子活動的活躍程度增大，所以熱傳導率αgas和αwall隨著氣體混合物的壓力(即缸內氣體壓力Pa)的增加而增加。也就是說，熱傳導率αgas和αwall呈現出相應於缸內氣體壓力Pa的數值。此外，如圖8A和8B所示，熱傳導率αwall隨著氣體混合物和空腔24d的壁之間的相對速度(即渦流速度)的增加而增加。在渦流比值被假定為常數時，渦流速度呈現出相應於發動機速度NE的數值，且熱傳導率呈現出相應於發動機速度NE的數值。因此，熱傳導率αgas可由函數funcαgas(Pa)表示，該函數的自變量是缸內氣體壓力Pa，而熱傳導率αwall可由函數funcαwall(Pa，NE)表示，該函數的自變量是缸內氣體壓力Pa和發動機速度NE。缸內氣體壓力Pa可由下列公式(24)獲得，該公式類似於上述公式(4)。
Pa＝Pbottom·(Vbottom/VA(CA))κ(24)既然上述公式(15)到(18)中使用的所有變量可通過上述計算獲得，所以熱量Qgas1、Qgas2、Qwall1和Qwall2可依照公式(15)到(18)獲得。因此，可依照下列公式(25)和(26)獲得熱傳遞量Qgas和熱傳遞量Qwall，Qgas是在每個計算循環中得到的、停滯在環形結構中的氣體混合物和缸內氣體之間傳遞的(總)熱量，Qwall是在每個計算循環中得到的氣體混合物和空腔24d的壁之間傳遞的(總)熱量。在公式(25)中，Sgas表示氣體混合物和缸內氣體之間的總接觸面積，它是Sgas1和Sgas2之和。在公式(26)中，Swall表示氣體混合物和空腔24d的壁之間的總接觸面積，它是Swall1和Swall2之和。
Qgas＝Qgas1+Qgas2＝Sgas·αgas·(Tmix(k)-Ta)(25)Qwall＝Qwall1+Qwall2＝Swall·αwall·(Tmix(k)-Tw) (26)同時，考慮到停滯在環形結構中的氣體混合物(整體)的熱容Ch隨著指示燃料噴射量qfin的增加而增加，所以可依照下列公式(27)獲得熱容Ch。在公式(27)中，C1是比例常數。因此，每個計算循環中的氣體混合物(整體)的溫降ΔT可由下列公式(28)表示，其中該溫降源自氣體混合物與缸內氣體之間的熱傳遞和氣體混合物與空腔24d的壁之間的熱傳遞。當各個熱傳遞量為恆量時，隨著熱容Ch(相應地，燃料噴射量qfin)的增加，以這種方式計算的溫降ΔT呈現更小的值。
Ch＝C1·qfin(27)ΔT＝(Qgas+Qwall)/Ch(28)在噴射開始之後，本發明裝置以上述方式重複地計算氣體混合物的移動距離X，並當滿足條件″混合物移動距離X燃燒室內壁表面距離Xwall″時，本發明裝置確定氣體混合物最前部分已經與燃燒室的內壁表面發生碰撞。在該時間點之後，本發明裝置重複獲得溫降ΔT，並且本發明裝置依照下列公式(29)修正氣體混合物溫度Tmix(k)，該溫度Tmix(k)依照上述公式(9)獲得。
Tmix(k)＝Tmix(k)-ΔT(29)換句話說，直至氣體混合物最前部分到達燃燒室的內壁表面(空腔24d的側表面24b)，根據上述公式(9)重複計算氣體混合物溫度Tmix(k)；並且在氣體混合物最前部分已經到達燃燒室的內壁表面之後，根據公式(29)重複修正根據上述公式(9)獲得的氣體混合物溫度Tmix(k)。
順便說一下，甚至在燃燒之後，也認為停滯在環形結構中的氣體混合物繼續停滯在環形結構中，直至氣體混合物被排出到燃燒室外部。因而，上述″點火後的氣體混合物″的溫度(即火焰溫度)還受到缸內氣體熱傳遞量Qgas和壁表面熱傳遞量Qwall的影響。因此，本發明裝置通過根據公式(29)修正根據上述公式(9)獲得的氣體混合物的溫度Tmix(k)，從而獲得上述″點火後的氣體混合物″的溫度。
值得注意的是，在點火的時候，氣體混合物溫度因燃燒而瞬時增加。既然該溫升依賴於過量空氣係數λ而變化，其中該過量空氣係數λ根據上述公式(2)重複計算，所以溫升可由函數Tburn(λ)表示，其自變量是過量空氣係數λ。因此，本發明裝置基於缸內氣體壓力Pa的變化(急劇增加)來檢測點火時刻，由缸內壓力傳感器77檢測缸內氣體壓力。當檢測到點火時刻時，本發明裝置通過增加數值Tburn(λ)到氣體混合物溫度Tmix(k)中而僅一次修正氣體混合物溫度Tmix(k)，其中數值Tburn(λ)基於點火時刻的過量空氣係數λ確定，氣體混合物溫度Tmix(k)在點火時刻(或點火時刻後瞬間)計算出。上述是估算氣體混合物溫度(氣體混合物溫度Tmix(k))的方法概要。
燃料噴射控制概要通常，從內燃機中排放的NOx量可基於點火時刻後的火焰溫度(點火後氣體混合物溫度Tmix(k))的變化而確定。更具體地說，已知可通過對點火後氣體混合物溫度Tmix(k)與在點火後氣體混合物溫度Tmix(k)高於參考溫度Tref的期間內的參考溫度Tref之間的差值在時間上求積分而確定NOx的量(以下稱作NOx量對應面積Snox)。
因而，本發明裝置獲得目標NOx量對應面積Snoxt，該面積Snoxt基於發動機的操作條件(燃料噴射量qfin，發動機速度NE)而相應於目標NOx量；並獲得基於點火後氣體混合物溫度Tmix(k)的變化而獲得NOx量對應面積Snox。然後，本發明裝置以這樣的方式反饋控制燃料噴射開始正時和燃料噴射壓力使所獲得的NOx量對應面積Snox與目標NOx量對應面積Snoxt一致。
具體地，當前次計算循環中確定的、用於燃料噴射汽缸的、NOx量對應面積Snox的數值大於目標NOx量對應面積Snoxt時，本發明裝置基於基礎燃料噴射正時，在當前計算循環中將用於燃料噴射汽缸的燃料噴射開始正時延遲一個預定量，基於基礎燃料噴射壓力將燃料噴射壓力減少一個預定量。因而，在當前計算循環中，執行控制，以便減小在當前計算循環中確定的、用於燃料噴射汽缸的、NOx量對應面積Snox。因此，在當前計算循環中確定的、用於燃料噴射汽缸的、NOx量對應面積Snox(從而，排放的NOx量)與目標NOx量對應面積Snoxt(從而，目標NOx量)形成一致。
相反，當前次計算循環中確定的、用於燃料噴射汽缸的、NOx量對應面積Snox的數值小於目標NOx量對應面積Snoxt時，本發明裝置基於基礎燃料噴射正時，在當前計算循環中將用於燃料噴射汽缸的燃料噴射開始正時提前一個預定量，基於基礎燃料噴射壓力將燃料噴射壓力增加一個預定量。因而，在當前計算循環中，執行控制，以便增加在當前計算循環中確定的、用於燃料噴射汽缸的、NOx量對應面積Snox。因此，在當前計算循環中確定的、用於燃料噴射汽缸的、NOx量對應面積Snox(從而，排放的NOx量)與目標NOx量對應面積Snoxt(從而，目標NOx量)形成一致。上述內容是燃料噴射控制概要。
實際操作接下來，將描述具有上述結構的發動機控制裝置的實際操作。
控制燃料噴射量等
CPU 61以預定間隔重複地執行圖9的流程圖顯示的程序，該程序適合於控制燃料噴射量、燃料噴射正時和燃料噴射壓力。因而，當預定時間已經到達時，CPU 61從步驟900開始處理，並接著前進到步驟905，以便於從圖10所示的表(圖譜)Mapqfin中獲得加速踏板的開度Accp、發動機速度NE以及指示燃料噴射量qfin。表Mapqfin定義了加速踏板開度Accp和發動機速度NE與指示燃料噴射量qfin之間的關係；該表被存儲在ROM 62中。
隨後，CPU 61前進到步驟910，以便於從指示燃料噴射量qfin、發動機速度NE和圖11所示的表Mapfinjbase確定基礎燃料噴射正時finjbase。表Mapfinjbase定義了指示燃料噴射量qfin和發動機速度NE與基礎燃料噴射正時finjbase之間的關係；該表被存儲在ROM 62中。
隨後，CPU 61前進到步驟915，以便於從指示燃料噴射量qfin、發動機速度NE和圖12所示的表MapPcrbase確定基礎燃料噴射壓力Pcrbase。表MapPcrbase定義了指示燃料噴射量qfin和發動機速度NE與基礎燃料噴射壓力Pcrbase之間的關係；該表被存儲在ROM 62中。
接下來，CPU 61前進到步驟920，並從指示燃料噴射量qfin、發動機速度NE和預定的表MapSnoxt確定目標NOx量對應面積Snoxt。表MapSnoxt定義了指示燃料噴射量qfin和發動機速度NE與目標NOx量對應面積Snoxt之間的關係；該表被存儲在ROM 62中。
隨後，CPU 61前進到步驟925，以便於將通過從目標NOx量對應面積Snoxt中減去最新的NOx量對應面積Snox(即在前次計算循環中確定的、用於燃料噴射汽缸的數值)而獲得的數值作為NOx量對應面積偏差ΔSnox的存儲起來，它通過後述程序獲得。
隨後，CPU 61前進到步驟930，以便參考圖13所示的表MapΔθ、基於NOx量對應面積偏差ΔSnox確定噴射正時修正值Δθ。表MapΔθ定義了NOx量對應面積偏差ΔSnox和噴射正時修正值Δθ之間的關係，且該表被存儲在ROM 62中。
然後，CPU 61前進到步驟935，以便參考圖14所示的表MapΔPcr、基於NOx量對應面積偏差ΔSnox確定噴射壓力修正值ΔPcr。表MapΔPcr定義了NOx量對應面積偏差ΔSnox和噴射壓力修正值ΔPcr之間的關係，且該表被存儲在ROM 62中。
接下來，CPU 61前進到步驟940，以便通過噴射正時修正值Δθ修正基礎燃料噴射正時finjbase，從而獲得最終燃料噴射正時finjfin。因而，根據NOx量對應面積偏差ΔSnox修正燃料噴射正時。正如從圖13中顯而易見的，當NOx量對應面積偏差ΔSnox為正值時，噴射正時修正值Δθ也為正值，且它的絕對值隨著NOx量對應面積偏差ΔSnox的絕對值的增加而增加，從而最終燃料噴射正時finjfin向提前側變化。當NOx量對應面積偏差ΔSnox為負值時，噴射正時修正值Δθ也為負值，且它的絕對值隨著NOx量對應面積偏差ΔSnox的絕對值的增加而增加，因而最終燃料噴射正時finjfin向延遲側變化。
隨後，CPU 61前進到步驟945，以便通過噴射壓力修正值來修正基礎燃料噴射壓力Pcrbase，從而獲得指示最終燃料噴射壓力Pcrfin。因而，根據NOx量對應面積偏差ΔSnox修正燃料噴射壓力。正如從圖14中顯而易見的，當NOx量對應面積偏差ΔSnox為正值時，噴射壓力修正值ΔPcr也為正值，且它的絕對值隨著NOx量對應面積偏差ΔSnox的絕對值的增加而增加，從而指示最終燃料噴射壓力Pcrfin向高壓側變化。當NOx量對應面積偏差ΔSnox為負值時，噴射壓力修正值ΔPcr也為負值，且它的絕對值隨著NOx量對應面積偏差ΔSnox的絕對值的增加而增加，因而指示最終燃料噴射壓力Pcrfin向低壓側變化。因此，燃料噴射泵22的排出壓力受到控制，從而把加壓到確定的指示最終燃料噴射壓力Pcrfin的燃料供給到燃料噴射閥21。
在步驟950中，CPU 61確定當前時間點的曲軸轉角CA是否與相應於確定的最終燃料噴射正時finjfin的角度一致。當CPU 61在步驟950中做出″是″的判斷時，CPU 61前進到步驟955，以使用於相關燃料噴射汽缸的燃料噴射閥21以確定的指示燃料噴射量qfin噴射加壓到確定的指示最終燃料噴射壓力Pcrfin的燃料。
隨後，CPU 61前進到步驟960，並將指示燃料噴射量qfin存儲為控制使用燃料噴射量qfinc，將最終燃料噴射正時finjfin存儲為控制使用燃料噴射正時finjc，將指示最終燃料噴射壓力Pcrfin存儲為控制使用燃料噴射壓力Pcrc。在隨後的步驟965中，CPU 61根據上述公式(27)獲得氣體混合物的熱容Ch，並根據上述公式(23)獲得氣體混合物的厚度。
隨後，CPU 61前進到步驟970，以便根據步驟970的方框中所示的、相應於上述公式(19)和(20)的公式獲得總接觸面積Sgas，根據步驟970的方框中所示的、相應於上述公式(21)和(22)的公式獲得總接觸面積Swall。然後，CPU 61前進到步驟975，以便將燃料噴射執行標誌EXE的值從″0″變為″1″，並接著前進到步驟995，以便結束本程序的當前執行。
當燃料噴射執行標誌EXE的值為″1″時，它表示噴射燃料，且當它的值為″0″時，不噴射燃料。當CPU 61在步驟950中作出″否″的判斷時，CPU 61直接前進到步驟995，以便結束本程序的當前執行。通過上述處理，實現燃料噴射量、燃料噴射正時和燃料噴射壓力的控制。
計算噴射開始時刻的各種物理量
接下來，將描述用於計算燃料噴射開始時刻的各種物理量的操作。CPU 61以預定間隔重複地執行圖15的流程圖所顯示的程序。因而，當預定時間已經到達時，CPU 61從步驟1500開始處理，並接著前進到步驟1505，以便確定當前時間點的曲軸轉角CA是否與ATDC-180°一致(即燃料噴射汽缸的活塞是否位於壓縮行程的下止點)。
在假定燃料噴射汽缸的活塞沒有到達壓縮行程下止點的前提下繼續描述。在這種情況下，CPU 61在步驟1505中作出″否″的判斷，並接著前進到步驟1515，以便確定燃料噴射執行標誌EXE的值已經從″0″變為″1″(即當前時間點是否是燃料噴射汽缸的燃料噴射開始時刻)。
在當前時間點，活塞沒有到達壓縮行程的下止點，且燃料噴射開始時刻還沒有到來。因而，CPU 61在步驟1515中作出″否″的判斷，並接著直接前進到步驟1595，以便結束本程序的當前執行。然後，CPU 61重複執行步驟1500、1505、1515和1595的處理，直至燃料噴射汽缸的活塞到達壓縮行程的下止點。
接下來，假定燃料噴射汽缸的活塞處於已經到達壓縮行程的下止點的情形。在這種情況下，CPU 61在它前進到步驟1505時作出″是″的判斷，並接著前進到步驟1510。在步驟1510中，CPU 61將由進氣溫度傳感器72在當前時間點檢測到的進氣溫度Tb存儲為下止點缸內氣體溫度Tbottom，並將由進氣管壓力傳感器73在當前時間點檢測到的進氣管壓力Pb存儲為下止點缸內氣體壓力Pbottom。在步驟1515中作出″否″的判斷之後，CPU 61直接前進到步驟1595，以便結束本程序的當前執行。然後，CPU 61重複執行步驟1500、1505、1515、和1595的處理，直至燃料噴射開始時刻到來。
接下來，假定在流逝預定時間之後燃料噴射開始時刻已經到來(即燃料噴射執行標誌EXE已經從″0″變為″1″)。在這種情況下，CPU 61在它前進到步驟1515時作出″是″的判斷，並直接前進到步驟1520，以便開始用於計算燃料噴射開始時刻的各種物理量的處理。在步驟1520中，CPU 61根據上述公式(5)獲得缸內氣體的總質量Ma。在這時候，在步驟1510中設置的值被用作Tbottom和Pbottom的值。
隨後，CPU 61前進到步驟1525，以便基於缸內氣體總質量Ma、當前時間點的缸內體積Va(CA)和步驟1525的方框中描述的公式獲得缸內氣體密度ρa0，將其作為燃料噴射開始時刻測量到的缸內氣體密度。值得注意地，因為當前時間點的曲軸轉角CA與相應於控制使用燃料噴射正時finjc的角度一致，所以當前時間點的缸內體積Va(CA)是上述燃料噴射開始時刻的缸內體積Va0。
隨後，CPU 61前進到步驟1530，以便根據步驟1530的方框中描述的相應於上述公式(4)的公式獲得缸內氣體壓力Pa0，將其作為燃料噴射開始時刻測量到的缸內氣體壓力，並接著前進到1535步驟，以便將通過從在上述步驟960中設置的、控制使用燃料噴射壓力Pcrc中減去缸內氣體壓力Pa0而獲得的數值設定為有效噴射壓力ΔP。
接下來，CPU 61前進到步驟1540，以便根據上述公式(11)獲得燃料蒸汽溫度Tf。由燃料溫度傳感器76在當前時間點檢測到的燃料溫度被用作燃料溫度Tcr。隨後，CPU 61前進到步驟1545，以便在參考上述表Mapθ的同時、基於缸內氣體密度ρa0和有效噴射壓力ΔP確定射束角θ。
然後，CPU 61前進到步驟1550，以便將上述噴射後時刻t初始化為″0″，接著前進到步驟1555，以便將空腔壁表面到達標誌WALL設置為″0″，並接著前進到步驟1595，以便結束本程序的當前執行。空腔壁表面到達標誌WALL的值為″1″時，指示上述氣體混合物最前部分已經到達空腔內壁表面，當它的值為″0″時，指示氣體混合物最前部分沒有到達空腔內壁表面。
然後，CPU 61重複執行步驟1500、1505、1515和1595的處理，直至相關燃料噴射汽缸的曲軸轉角CA再次與ATDC-180°一致(即直至燃料噴射汽缸的活塞再次到達壓縮行程的下止點)。通過上述處理，計算燃料噴射開始時刻的各種物理量。
計算氣體混合物溫度
同時，CPU 61以預定間隔重複地執行圖16和17的流程圖顯示的程序，這些程序適合於計算氣體混合物溫度。因而，當預定時間已經到達時，CPU 61從步驟1600開始處理，並接著前進到步驟1602，以便確定燃料噴射執行標誌EXE的值是否變為″0″。當CPU 61在步驟1602中作出″否″的判斷時，CPU 61直接前進到步驟1695，以便結束本程序的當前執行。
現在，假定當前時間點是燃料噴射開始時刻(EXE的值從″0″變為″1″之後的瞬間)；即現在的曲軸轉角CA與相應於上述控制使用燃料噴射正時finjc的角度一致(相應地，當前時間點是在前述圖15的步驟1520到1555的處理執行之後瞬間)。在這種情況下，CPU 61在步驟1602中作出″是″的判斷，並直接前進到步驟1604，以便確定噴射後時刻t是否為非零。
當前時間點是在前述步驟1550的處理執行之後的瞬間，且噴射後時刻t是″0″。因而，CPU 61在步驟1604中作出″否″的判斷，並接著前進到步驟1606，以便將氣體混合物移動距離X和過量空氣係數λ的值初始化為″0″。在隨後的步驟1608中，CPU 61將在前述圖15的步驟1540中計算出的燃料蒸汽溫度Tf存儲為氣體混合物溫度前次值Tmix(k-1)，將燃料蒸汽的比熱Cf的值存儲為氣體混合物比熱Cmix(k-1)，並將″0″存儲為質量比前次值(ma/mf)(k-1)。
然後，CPU 61前進到圖17的步驟1640，以便將通過增加Δt到噴射後時刻t的當前值(在當前時間點為″0″)中而獲得的時刻存儲為新的噴射後時刻t。隨後，CPU 61前進到步驟1695，以便結束本程序的當前執行。Δt表示本程序執行的間隔。
由於步驟1640中的處理，當前噴射後時刻t變為非零。因而，在該時間點之後，當CPU 61在重複執行本程序的過程中前進到步驟1604時，CPU 61作出″是″的判斷，並接著前進到步驟1610。在步驟1610中，CPU 61基於在前述圖15的步驟1520中獲得的缸內氣體總質量Ma、缸內體積Va(CA)的當前值和在步驟1610的方框中描述的公式獲得缸內氣體密度ρa的當前值。
隨後，CPU 61前進到步驟1612，以便基於上述缸內氣體密度ρa、當前噴射後時刻t和上述公式(3)獲得燃料稀釋比dλ/dt，並接著前進到步驟1614，以便通過根據上述公式(2)對燃料稀釋比dλ/dt在時間上求積分而獲得過量空氣係數λ的當前值。分別在圖15的步驟1535和1545中計算出的值被用作上述公式(3)中的有效噴射壓力ΔP和射束角θ的值。
接下來，CPU 61前進到步驟1616，以便根據基於上述公式(1)且在步驟1616的方框中描述的公式、基於過量空氣係數λ的值獲得質量比當前值(ma/mf)(k)。在隨後的步驟1618中，CPU 61基於缸內體積Va(CA)的當前值和上述公式(7)獲得缸內氣體溫度的當前值Ta。
隨後，在步驟1620中，根據上述公式(10)，CPU 61基於在步驟1616中獲得的質量比當前值(ma/mf)(k)和質量比前次值(ma/mf)(k-1)而獲得數值A，該質量比前次值(ma/mf)(k-1)在本程序的前次執行過程中被存儲在後述步驟1638中(在本程序的當前執行過程中僅被存儲在前述步驟1608中)。
接下來，在步驟1622中，根據上述公式(9)，CPU 61基於氣體混合物比熱Cmix(k-1)和氣體混合物溫度前次值Tmix(k-1)、數值A和缸內氣體溫度Ta而獲得氣體混合物溫度當前值Tmix(k)，氣體混合物比熱Cmix(k-1)在本程序的前次執行過程中被存儲在後述步驟1634中(在本程序的當前執行過程中僅被存儲在前述步驟1608中)，氣體混合物溫度前次值Tmix(k-1)在本程序的前次執行過程中被存儲在後述步驟1636中(在本程序的當前執行過程中僅被存儲在前述步驟1608中)。
接下來，CPU 61前進到步驟1624，並確定空腔壁表面到達標誌WALL的值是否為″0″。在本時間點，因為前述步驟1555的處理，所以空腔壁表面到達標誌WALL的值為″0″。因而，CPU 61在步驟1624作出″是″的判斷，並接著前進到步驟1626，以便基於在步驟1610獲得的缸內氣體密度ρa的值和噴射後時刻t的當前值、並根據上述公式(13)計算出氣體混合物移動速度dX/dt。在隨後的步驟1628中，CPU 61根據上述公式(12)對氣體混合物移動速度dX/dt在時間上求積分，從而獲得當前時間點的氣體混合物移動距離X。將分別在圖15的步驟1535和1545中計算出的值用於上述公式(13)中的有效噴射壓力ΔP和射束角θ的值。
接下來，CPU 61前進到步驟1630，並確定氣體混合物移動距離X是否不小於燃燒室內壁表面距離Xwall(即氣體混合物最前部分是否已經到達燃燒室的內壁表面)。此處，在假定氣體混合物最前部分還沒有到達燃燒室的內壁表面且點火還沒有發生的條件下繼續描述。在這種情況下，CPU 61在步驟1630作出″否″的判斷，並接著直接前進到步驟1632。在步驟1632中，CPU 61基於缸內壓力傳感器77檢測到的燃料噴射汽缸的缸內氣體壓力Pa的變化來監視和確定是否檢測到點火。
因為在當前時間點還沒有發生點火，所以CPU 61在步驟1632作出″否″的判斷，並接著直接前進到步驟1634。在步驟1634中，CPU 61基於前述步驟1616中計算的質量比當前值(ma/mf)(k)、根據相應於上述公式(6)的公式計算氣體混合物比熱Cmix(k-1)。
隨後，CPU 61前進到步驟1636，將在前述步驟1622獲得的氣體混合物溫度當前值Tmix(k)的值存儲為氣體混合物溫度前次值Tmix(k-1)。在步驟1638中，CPU 61將在前述步驟1616獲得的質量比當前值(ma/mf)(k)的值存儲為質量比前次值(ma/mf)(k-1)。然後，CPU 61在步驟1640中將噴射後時刻t的值增加Δt，並接著前進到步驟1695，以便完成本程序的當前執行。
在氣體混合物最前部分到達燃燒室的內壁表面和點火發生之前，CPU 61重複執行步驟1600到1604、1610到1630、1632和1634到1640的處理，從而用作絕熱氣體混合物溫度的氣體混合物溫度當前值Tmix(k)在步驟1622中被反覆地更新。
接下來，將描述氣體混合物最前部分已經到達燃燒室的內壁表面的情況(即氣體混合物已開始停滯在環形結構中)。在這種情況下，CPU 61在它前進到步驟1630時作出″是″的判斷，並接著前進到步驟1642，以便將空腔壁表面到達標誌WALL的值從″0″變為″1″。因此，在該時間點之後，CPU 61在它前進到步驟1624時作出″否″的判斷，並接著前進到步驟1644，以便計算溫降ΔT。
計算溫降
為了計算溫降ΔT，CPU 61從步驟1800起開始圖18的流程圖顯示的程序，並接著前進到步驟1805，以便根據上述公式(24)獲得當前時間點的缸內氣體壓力Pa。在步驟1510中設置的數值被用作Pbottom，並使用在當前時間點的曲軸轉角CA的值。
接下來，CPU 61前進到步驟1810，以便基於缸內氣體壓力Pa並通過利用函數funcαgas計算熱傳導率αgas，並接著前進到步驟1815，以便基於當前時間點的缸內氣體壓力Pa和發動機速度NE並通過利用函數funcαwall計算熱傳導率αwall。
隨後，CPU 61前進到步驟1820，以便根據上述公式(25)並基於在前述步驟970中獲得的總接觸面積Sgas、熱傳導率αgas、通過圖16和17的程序所獲得的最新的氣體混合物溫度當前值Tmix(k)以及在前述步驟1618中獲得的缸內氣體溫度Ta來計算缸內氣體熱傳遞量Qgas。
接下來，CPU 61前進到步驟1825，以便基於在前述步驟960存儲的控制使用燃料噴射量qfinc和當前時間點的發動機速度NE並通過利用函數funcTw來計算空腔壁表面溫度Tw。在步驟1830中，CPU 61根據上述公式(26)並基於在前述步驟970中獲得的總接觸面積Swall、熱傳導率αwall、由圖16和17獲得的最新的氣體混合物溫度當前值Tmix(k)以及空腔壁表面溫度Tw來計算壁表面熱傳遞量Qwall。
CPU 61接著前進到步驟1835，以便根據上述公式(28)並基於缸內氣體熱傳遞量Qgas、壁表面熱傳遞量Qwall以及在前述步驟965中存儲的氣體混合物熱容Ch來計算溫降ΔT。隨後，通過步驟1895，CPU 61前進到圖17的步驟1646。
在步驟1646中，CPU 61將通過從在前述步驟1622中更新的最新的氣體混合物溫度當前值Tmix(k)中減去所獲得的溫降ΔT而獲得的數值存儲為新的氣體混合物溫度當前值Tmix(k)，從而修正了氣體混合物溫度。然後，CPU 61執行步驟1632的處理以及後面的步驟。
然後，直到點火發生為止，CPU 61重複執行步驟1600到1604、1610到1624、1644、1646、1632和1634到1640的處理。因此，步驟1646被重複執行，從而在每個計算循環中，用作絕熱氣體混合物溫度的氣體混合物溫度當前值Tmix(k)被修正了溫降ΔT。
接下來，將描述在該狀態下點火已經發生的情況。在這種情況下，CPU 61在它前進到步驟1632時作出″是″的判斷，並接著前進到步驟1648，以便獲得燃燒導致的溫升Tburn(λ)，並將通過增加溫升Tburn(λ)到前述步驟1646中計算出的最新的氣體混合物溫度當前值Tmix(k)而獲得的數值存儲為新的氣體混合物溫度當前值Tmix(k)，從而修正了氣體混合物溫度。這時，λ是在前述步驟1614中計算出的最新的過量空氣係數λ。值得注意地，溫升Tburn(λ)是一個函數，當λ為化學計量空氣-燃料比stoich時，該函數提供最大值，而且當λ與化學計量空氣-燃料比stoich產生偏差時，隨著λ與化學計量空氣-燃料比stoich的偏差增加，該函數值減小。
接下來，CPU 61前進到步驟1650，以便將相應於面積Snox的NOx量初始化為″0″，接著前進到步驟1652，以便將燃燒發生標誌BURN的值從″0″變為″1″，並接著前進到步驟1654，以便將空腔壁表面到達標誌WALL的值設置為″1″。然後，CPU 61執行步驟1634和後面步驟的處理。當燃燒發生標誌BURN的值為″1″時，它表示當前有點火發生，當它的值為″0″時，表示當前沒有點火發生。
值得注意地，像在氣體混合物最前部分已經到達燃燒室的壁表面之後點火發生的當前時間點的情況下，在執行上述步驟1642時，WALL的值已經被設置為″1″。因而，即使在執行步驟1654的處理時，WALL的值也不會發生變化。換句話說，在氣體混合物最前部分到達燃燒室的壁表面之前點火發生的情況下，通過執行步驟1654的處理，WALL的值瞬間從″0″變為″1″。這是因為，認為點火(爆炸)的能量可使氣體混合物瞬間到達燃燒室壁表面，並停滯在環形結構中。
然後，在燃料噴射執行標誌EXE的值被保持為″1″的範圍內(除非後述圖19的步驟1920沒有執行)，CPU 61重複執行步驟1600到1604、1610到1624、1644、1646和1634到1640的處理。因此，步驟1646被重複執行，從而在每個計算循環中，用作絕熱氣體混合物溫度的點火後混合物溫度當前值Tmix(k)(即火焰溫度)被修正了溫降ΔT。
計算NOx量對應面積
為了計算NOx量對應面積Snox，CPU 61以預定間隔重複地執行圖19的流程圖顯示的程序。因而，當預定時間已經到達時，CPU 61從步驟1900起開始處理，並接著前進到步驟1905，以便確定燃料發生標誌BURN的值是否為″1″。當CPU 61在步驟1905中作出″否″的判斷時，CPU 61直接前進到步驟1995，以便結束本程序的當前執行。
此處，假定了當前時間點是在執行前述步驟1652(和步驟1650)之後的瞬間(即點火發生後的瞬間)。在這種情況下，CPU 61在步驟1905作出″是″的判斷，CPU 61前進到步驟1910，以便確定由圖16和17的程序獲得的、最新的氣體混合物溫度當前值Tmix(k)是否高於參考溫度Tref。
既然當前時間點是點火發生之後的瞬間，由於前述步驟1648的執行，所以氣體混合物溫度當前值Tmix(k)高於參考溫度Tref。因此，CPU61在步驟1910作出″是″的判斷，並前進到1915，以便通過用新的NOx量對應面積Snox替換NOx量對應面積Snox來更新它，這個新的NOx量對應面積Snox是通過增加(Tmix(k)-Tref)Δt到NOx量對應面積Snox的當前值(在當前時間點，因步驟1650的執行，該值為″0″)而獲得的。然後，CPU 61前進到步驟1995，以便結束本程序的當前執行。
然後，在氣體混合物溫度當前值Tmix(k)高於參考溫度Tref的範圍內，CPU 61重複執行步驟1900到1915的處理。因此，NOx量對應面積Snox的值在步驟1915被反覆地更新。當由於例如燃燒室體積增加，氣體混合物溫度當前值Tmix(k)變為等於或者低於參考溫度Tref時，CPU 61在步驟1910作出″否″的判斷，並接著前進到步驟1920，以便將燃料噴射執行標誌EXE的值從″1″變為″0″。隨後，CPU 61前進到步驟1925，以便將燃燒發生標誌BURN的值從″1″變為″0″，並然後前進到步驟1995，以便結束本程序的當前執行。
由於步驟1925的處理結果，燃燒發生標誌BURN的值已變為″0″，因此CPU 61在它前進到1905時作出″否″的判斷，並直接前進到步驟1995。因此，更新NOx量對應面積Snox結束，在該時間點計算出的數值與通過對在點火後氣體混合物溫度Tmix(k)高於參考溫度Tref期間內的點火後氣體混合物溫度Tmix(k)和參考溫度Tref之間的差值在時間上求積分而獲得的數值(即確定NOx量的數值)一致。隨後，數值Snox被用於圖9所示程序的步驟925，用於下一個燃料噴射汽缸的執行。因此，基於數值Snox來反饋控制發動機的燃料噴射正時和燃料噴射壓力。
既然由於上述流程，燃料噴射執行標誌EXE的值變為″0″，因此CPU 61在它前進到圖16的步驟1602時作出″否″的判斷，並直接前進到步驟1695。因此，結束計算(更新)(點火後的)氣體混合物溫度(即火焰溫度)Tmix(k)。當燃料被噴射到下一個燃料噴射汽缸時，恢復計算氣體混合物溫度Tmix(k)，並再次執行步驟975。
如上所述，在發動機控制裝置的實施例中，該控制裝置執行根據本發明的氣體混合物溫度估算方法，在氣體混合物最前部分到達燃燒室的內壁表面(空腔24d的側表面24b)之前，用作絕熱氣體混合物溫度的氣體混合物溫度Tmix(k)僅根據上述公式(9)而被反覆計算(步驟1622)，該計算基於以下假定在氣體混合物和存在於它周圍而沒有與燃料混合的缸內氣體(外圍缸內氣體)之間沒有熱交換發生。在氣體混合物最前部分到達燃燒室的內壁表面之後，在假定由於與燃燒室側壁(側表面24b)的碰撞，全部的氣體混合物損失了動量，並停滯在側表面24b附近的環形結構中的前提下，考慮到氣體混合物和存在於它周圍彼此接觸的缸內氣體之間的熱傳遞量Qgas、以及氣體混合物和與它接觸的空腔24d的壁之間的熱傳遞量Qwall，重複修正根據上述公式(9)計算出的氣體混合物溫度Tmix(k)(參見上述公式(29)和步驟1646)。
因此，在認為氣體混合物停滯在燃燒室側壁附近的環形結構中的情況下(例如，在氣體混合物在已經到達燃燒室的內壁表面之後被點火的情況下，氣體混合物到達燃燒室內壁表面時的時間點與氣體混合物被點火時的時間點之間的時間段，以及點火時刻與點火後的氣體混合物被排放到燃燒室外部時的時間點之間的時間段)，考慮上述熱傳遞，從而可精確地估算出點火前後的氣體混合物溫度Tmix(k)。因此，可更精確地控制氣體混合物的點火正時和NOx量，該NOx量極大地依賴於點火後氣體混合物溫度隨時間的變化(相應地，排氣溫度)。
本發明不限於上述實施例，且在本發明範圍內可以各種方式修改。例如，可使用下列修改。在上述實施例中，以如下方式反饋控制燃料噴射(噴射正時、噴射壓力)的方式基於氣體混合物溫度Tmix(k)計算出的NOx量對應面積Snox(參見步驟1915)與目標NOx量對應面積Snoxt一致(步驟920)。然而，實施例可以如下方式修改目標點火時刻和目標點火時刻的目標氣體混合物溫度基於例如發動機的工作狀態和燃料噴射反饋控制的方式設置，以使在目標點火時刻計算的氣體混合物溫度Tmix(k)與目標氣體混合物溫度一致。
在上述實施例中，假定了全部的氣體混合物在氣體混合物最前部分到達燃料燃燒室內壁表面之後停滯在燃燒室側壁(側表面24b)附近的環形結構中。然而，可假定全部的氣體混合物在燃料噴射開始之後瞬間停滯在燃燒室側壁附近的大致環形結構中。在這種情況下，從燃料噴射開始後瞬間的時間點開始，在計算氣體混合物溫度Tmix(k)中考慮氣體混合物和缸內氣體之間的熱傳遞以及氣體混合物和燃燒室壁之間的熱傳遞。
在上述實施例中，計算停滯在環形結構中的氣體混合物厚度rc，該數值僅依賴於燃料噴射量qfin而變化(參見上述公式(23)和步驟965)。然而，可計算氣體混合物厚度rc，使該數值不僅依賴於燃料噴射量qfin而變化，而且還依賴於缸內氣體壓力Pa、缸內氣體溫度Ta和氣體混合物過量空氣係數λ中的至少一個而變化。
在上述實施例中，根據表示氣體絕熱變化的公式來計算缸內氣體壓力Pa(參見步驟1530和1805)。然而，缸內氣體壓力Pa可通過利用缸內壓力傳感器77來檢測。
權利要求
1.一種用於內燃機的氣體混合物溫度估算方法，該方法包括以下步驟在氣體混合物停滯在位於燃燒室側壁附近的大致環形結構中，並且在該氣體混合物停滯期間，在該氣體混合物與存在於該氣體混合物周圍的物體或物質之間發生熱傳遞的假定前提下，估算通過混合被噴射到內燃機燃燒室的燃料和氣缸內氣體而產生的氣體混合物的溫度，其中該氣缸內氣體是已經進入燃燒室的氣體。
2.如權利要求1所述的用於內燃機的氣體混合物溫度估算方法，其中，在該氣體混合物的停滯發生在其到達燃燒室的內壁表面之後的假定前提下，估算該氣體混合物溫度。
3.如權利要求1所述的用於內燃機的氣體混合物溫度估算方法，其中，存在於該氣體混合物周圍的物體或物質包括所述燃燒室中的與該氣體混合物相接觸的壁以及與該氣體混合物相接觸的所述氣缸內氣體。
4.如權利要求2所述的用於內燃機的氣體混合物溫度估算方法，其中，存在於該氣體混合物周圍的物體或物質包括所述燃燒室中的與該氣體混合物相接觸的壁以及與該氣體混合物相接觸的所述氣缸內氣體。
5.如權利要求3所述的用於內燃機的氣體混合物溫度估算方法，其中，根據該氣體混合物和所述燃燒室壁之間的接觸面積和熱傳導率，計算出該氣體混合物和燃燒室壁之間傳遞的熱量；並且根據該氣體混合物和所述氣缸內氣體之間的接觸面積和熱傳導率，計算出該氣體混合物和氣缸內氣體之間傳遞的熱量。
6.如權利要求4所述的用於內燃機的氣體混合物溫度估算方法，其中，根據該氣體混合物和所述燃燒室壁之間的接觸面積和熱傳導率，計算出該氣體混合物和燃燒室壁之間傳遞的熱量；並且根據該氣體混合物和所述氣缸內氣體之間的接觸面積和熱傳導率，計算出該氣體混合物和氣缸內氣體之間傳遞的熱量。
7.如權利要求5所述的用於內燃機的氣體混合物溫度估算方法，其中，該氣體混合物與所述燃燒室壁之間的熱傳導率和該氣體混合物與所述氣缸內氣體之間的熱傳導率隨著該氣缸內氣體的壓力變化而單獨變化。
8.如權利要求6所述的用於內燃機的氣體混合物溫度估算方法，其中，該氣體混合物與所述燃燒室壁之間的熱傳導率和該氣體混合物與所述氣缸內氣體之間的熱傳導率隨著該氣缸內氣體的壓力變化而單獨變化。
9.如權利要求5所述的用於內燃機的氣體混合物溫度估算方法，其中，該氣體混合物與所述燃燒室壁之間的熱傳導率隨著一表示由渦流所產生的該氣體混合物的流動速度的數值的變化而變化。
10.如權利要求6所述的用於內燃機的氣體混合物溫度估算方法，其中，該氣體混合物與所述燃燒室壁之間的熱傳導率隨著一表示由渦流所產生的該氣體混合物的流動速度的數值的變化而變化。
11.如權利要求7所述的用於內燃機的氣體混合物溫度估算方法，其中，該氣體混合物與所述燃燒室壁之間的熱傳導率隨著一表示由渦流所產生的該氣體混合物的流動速度的數值的變化而變化。
12.如權利要求8所述的用於內燃機的氣體混合物溫度估算方法，其中，該氣體混合物與所述燃燒室壁之間的熱傳導率隨著一表示由渦流所產生的該氣體混合物的流動速度的數值的變化而變化。
全文摘要
在用於內燃機的氣體混合物溫度的估算方法中，在氣體混合物的最前部分到達燃燒室的內壁表面之前，根據預定方程式計算出氣體混合物的溫度，該方程式基於以下假定條件在氣體混合物和存在於氣體混合物周圍的汽缸內氣體之間沒有發生熱交換，且沒有與燃料混合起來。在氣體混合物最前部分到達燃燒室的內壁表面之後，考慮到氣體混合物與氣缸內氣體之間傳遞的熱量以及氣體混合物與內壁之間傳遞的熱量，對根據方程式所計算得到的氣體混合物的溫度進行修正。
文檔編號G01M15/00GK1918378SQ200580004388
公開日2007年2月21日 申請日期2005年2月8日 優先權日2004年2月10日
發明者伊吹卓, 中山茂樹 申請人:豐田自動車株式會社