JPS63109283A - 機関の点火時期制御装置 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 （産業上の利用分野） この発明は機関の点火時期制御装置、特にフィードバッ
ク制御を行うものの改良に関する。

（従来の技術ツ ノ五火時期の最適制御システムでは、第１３図に示すよ
うに、運転状態の基本値として回転センサ（たとえばク
ランク角センサ）２と空気流量センサ（たとえばエア７
０−メータ）３にてそれぞれ検出される機関回転数Ｎと
吸入空気流量Ｑを採用し、これらの値Ｑ、Ｎに応じて予
め与えである最適な点火時期となるように実際の点火時
期を制御する。

たとえば、点火進角値は圧縮上死点前のクランク角を表
す数値に置き替えられるので、第１５図に示す点火進角
値のマツプからそのときの運転条件に応じた点火進角値
を読み出し、圧縮上死点前のクランク角がこの７へ火進
角値と一致すると、点火装置１５の１次電流を遮断する
のである（昭和５８年９月　自動軍技術会発行「自動車
工学便覧」第１−７２頁参照）。

ただし、機関始動後でも紋り弁が全閉となるアイドル時
は機関安定を図る必要があるので、絞り弁全閉時にＯＮ
となるスイッチ４からの信号Ｐ３よりアイドル時を？Ｑ
別し、この場合にはｒＩＳ１５図の替わりに第１４図に
示すアイドル時用の、ｒ：ｆ、火進負値デークを用いる
ようにしている。

（発明が解決しようとする問題点） ところで、こうした装置では機関回転数の急な変化に対
し空気流量は吸気管容積（コレクタ容積）及びシリング
容積があるために応答遅れをもって変化するので、空気
流量に比例する（ただし、空燃比は略一定とする。）機
関発生トルクが回転変化に追従することができない。こ
のため、たとえば高回転域でギヤを抜き、あるいはクラ
ッチミートを行う場合には機関回転がステップ的に急変
するので、応答遅れのあいだ機関安定性が不良となる。

そこで、運転条件に応じた最適な機関発生トルク（この
トルクを以ド１−目標トルク」と称す。）ＴＲが得られ
るようにフィードバック制御系を構成した装置を本出願
人が提案している。これを第６図で説明すると、この装
置の目的はステップ的な回転変化に対し同じくステップ
的に変化する目標トルク’Ｉ’　Ｔ　（破線で示す。）
を得るようにすることである。したがって、実際の機関
発生トルク（このトルクを以下［実トルク」と称す。）
ＴＲ（実線で示す。）を算出することができれば、これ
らトルクの偏４ε（−１’　Ｔ−ＴＲ）を求め、この偏
差εを無くすように運転条件の基本変数に応じた点火進
角値（基本点火進角値）を補正演算すればよい。

ただし、実トルクＴＲを直接に算出することは困難であ
るため、この装置では一次遅れの応答に関する手法を用
いて実トルク相当量を付与するのである。すなわち、遅
れ係数αを導入し、次式にて求めたＴＲを実トルク相当
量とするのである。

なお、以下の説明の便宜」二、記号に付す添字「−１」
は前回の演算値であることを意味するものとする。

′ＦＲ＝αＸＴＴ十（１−α）ＸＴＲ−＋・・・（１）
ただし、空燃比が略一定であれば、機関発生トルクはシ
リングに流入する空気流量（シリング空気流量）に比例
すると考えられるので、シリング空気流量をトルク相当
量として採用することができる。すなわち、第６図に示
すように目標とするシリング空気流量（目標シリング空
気流量）をＱＴ−３＝ として、このＱＴのステップ的変化に対し一次遅れで変
化するシリング空気流量Ｑｃｙ＋−を、ＱＣＹＩ−＝α
ＸＱＴ ＋（１−α）ＸＱ　ＣＹ　Ｌ　−１・＝（２）にて算出
するのである。

ただし、ＱＴについては次式（３）のように、回転数Ｎ
にも依存せしめた値として採用している。

これは、専ら制御上扱い易いという理由による。

Ｃは気筒数である。

Ｑ　Ｔ　＝Ｑ／（ＣＮ／　２　）　　　　　　　　・・
・（３）そして、αは応答曲線の近付きの程度を意味す
る値であり、たとえばαが天外くなるとＱｃｙ＋、を速
＜ＱＴに近付けることがでトる。したがって、αの値如
何によりＱＣｙ＋−の応答曲線がどのようにも変化する
ので、実際のシリング空気流量変化に精度良く一致させ
ることができるかどうかは、αのり、え方如何による。

ここに、吸気の応答遅れは容積（コレクタ容積＼Ｉやシ
リング容積ν）を持つことに起因するとして、先願では
αがこれらＶ、ｖの関数として次式により算出されてい
る。ただし、ηは体積効率（一定値）である。

α＝ην／■　　　　　　　　　　　　・・・（４）し
たがって、先願装置によれば回転変化に機関発生トルク
を良く追従させることができるので、高回転中にギヤ抜
きを行ったとしても、機関回転が急上昇することもなく
、機関を安定に回転することがでトるのである。

しかしながら、さらに実験を重ねてみると、αは総量と
しての容積（Ｖ　、ｖ）だけでなく、絞り弁部の通過断
面積Ａにも影響されることが判明した。

たとえば、通過断面積が小さくなるほど、吸気が絞り弁
部よりシリングに達するまでの応答遅れが大きくなるの
で、この場合の実トルク変化に近似させるには、実トル
ク相当量の応答性も遅くしなければならない。すなわち
、αはＶ、ｖだけでなくＡに応じても設定する必要があ
るのである。ただし、通過断面積Ａは絞り弁開度と一義
的な関係があるので、具体的には絞り弁開度を検出する
ことで足りる。

この発明はこのような従来の問題点に着目してなされた
もので、実トルク相当量を吸入空気流量や機関回転数だ
けでなく、絞り弁部の通過断面積にも依存して算出する
ようにした装置を提供することを目的とする。

（問題点を解決するための手段） この発明は、第１図に示すように機関の運転状態に応じ
た基本点火時期ΔＤＶを算出する手段２１と、機関回転
数及び吸入空気流量に基づいて目標トルク相当量（’Ｆ
Ｔ）を算出する手段２２と、この目標トルク相当量がス
テップ的に変化する場合に一次遅れで変化する実トルク
相当量（ＴＲ）を機関回転数、吸入空気流量及び紋り弁
部の通過断面積に基づいて算出する手段２３と、これら
トルク相当量に基づいてフィードバック補正量ΔＡＤＶ
を算出する手段２４と、この補正量ΔＡ　Ｄ　Ｖにて前
記基本点火時期Ａ　Ｉ）　Ｖを補正演算して烈火時期を
ｐ、出する手段２５とを設けた。実トルク相当量算出手
段２３はたとえば遅れ係数αを算出する手段２３Ａと遅
延手段２３Ｂから構成される。

（作用） このように構成すると、ステップ的に変化する目標トル
ク相当量に対して一次遅れで変化するトルク相当量が紋
り弁部の通過断面積に応じても算出される。ここに、通
過断面積も絞り弁部よりシリングに向は流れる吸気の挙
動を決定する因子のひとつであるから、通過断面積が考
慮されると、通過断面積の大小に拘わらず、実際のシリ
ング空気流量変化に良く一致させることができる。たと
えば通過断面積が小さくなると、それだけ実シリング空
気流量の変化が鈍くなるが、この場合には、遅れ係数が
小さくされ、これにより実トルク相当量の変化も鈍くさ
れるのである。したがって、通過断面積に拘わらず回転
変化に機関発生トルクを良く追従させることができる。

以下実施例にて説明する。

（実施例） 第２図は燃料噴射機関に適用したこの発明の機械的構成
を表している。点火時期の制御系は、運転条件を検出す
る各種センサ類と、制御対象としての点火装置１５（第
３図参照）と、各種センサ類からの検出信号を入力し、
点火装［１５に向はノス火信号を出力するコントロール
ユニット１０とから構成されている。また、第３図、第
４図はコントロールユニット１０をマイクロコンピュー
タにて構成する場合のブロックａｔ、図である。これら
の構成は先願と同様である。わずかに相違するのは、吸
気絞り弁１の開度を検出するセンサ５を新たに付加して
いる。αのみである。この絞り弁開度ＴＶＯが絞り弁部
の通過断面積Ａを算出するのに必要となるからである。

次に、先願でも実行されている点火時期制御についで説
明すると、この機能は第８図ないし第１０図に示す制御
ルーチンをコントロールユニット１０のＣＰＵ１．１に
付与することで足りる。なお、同図の内訳は第８図がメ
インルーチン、第９図。

第１０図がサブルーチンである。

フィードバック制御系は、回転数Ｎと空気流量Ｑに応じ
た基本点火進角値ＡＤＶをフィードバック補正量ΔＡＤ
Ｖにて補正演算して点火進角ｆＩＩＡ１）Ｖ（＝ＡＤＶ
＋ΔＡＤＶ）を求めるものであり（ステップ４２．４４
．６１）、このフィードバック補正量へＡＤＶをトルク
相当量としてのシリング空気流量に基づいて算出する。

すなわち、実シリング空気流量相当量Ｑ　ｃ　ｙ　Ｌが
両式％式％ にて算出されることは前述した通りである（ステップ５
１，５２．５６）。

そして、ＱＣＹＬを実シリング空気流量とみなすフィー
ドバック制御では、目標シリング空気流量ＱＴとの偏差
ε（＝ＱＴ　　ＱＣＹＬ）が算出され、この偏差εに基
づいてフィードバック補正量ΔＡＤＶが算出される（ス
テップ５７．５８）。

さて、この発明の特徴部分は、遅れ係数αの付与の仕方
にあり、この例では先願がコレクタ容積Ｖやシリング容
積Ｖの総量に依存させていたところ、さらに紋り弁部の
通過断面積Ａに応じても算出するようにした点にある。

すなわち、この例では通過断面積Ａが小さくなるほどα
を小さく設定する。具体的に採用するαの値を次に示す
。

α＝１／（１＋β）　　　　　　　・・・（５Ａ）β＝
　Ｖ　／　ｔｏ　（ＣＩ　Ｘ　Ａ　十Ｃ２ＸηｖＮ）・
・・（５Ｂ） ただし、ｔｏは演算周期、Ｃ１，Ｃ２は定数、ηは体積
効率、Ｎは機関回転数である。

なお、この式（５Ａ　）、（５Ｂ　）は実験式であり、
通過断面積Ａに応じた応答性が得られるようにマツチン
グにてＣＩｙＣ２の値を選択する。

このようにしてａを算出する機能は、第９図のルーチン
において新たなステップ５５の付加にて果たすことがで
きる。なお、この機能をブロックで表すと、第５図に示
すようになる。

次に、この実施例の作用を第６図に基づいて説明すると
、同図は回転数Ｎにステップ的な落ち込みがあった場合
のシリング空気流量４蝦関発生トルク（軸トルク）、補
正トルク量ΔＴ（”Ｔ　Ｔ　　ＴＲ）の変化特性を示す
。この例におけるフィードバック制御はステップ的な回
転落ち込みに対し、この落ち込みを回復させるようにス
テップ的に立ち上がる０楳トルク１゛Ｔ（破線で示す。

）を得ることであり、このためにはＴＴに対し一次遅れ
で変化する実トルク相当量ＴＲ（実線で示す。）との偏
差ΔＴ（＞Ｏ）だけ余分に軸トルクを発生させればよい
。

ここに、軸トルクと点火進角値との間には第７図に示す
関係があるから、補正トルク量ΔＴに相当する進角補正
量ΔＡＤＶ（＞０）を求め、このΔＡＤＶだけ余分に点
火進角すれば、目標トルクＴＴが得られることになる。

なお、ＴＴとＴＲの関係は空燃比が略一定という条件下
で第６図に示すＱｒ　トＱ　ｃ　ｙ　１−の関係に置き
替えられる。

したがって、ＴＲすなわちＱ　Ｃｙ　ｃをいかに精度良
く求めるかが、そのまま点火時期のフィードバック制御
精度の善し悪しを決定する。ここに、ＱｃｙＬを求める
といっても、直接に求めることはできず、Ｑ　ｃ　Ｙ　
Ｌは両式 ％式％ のように、遅れ係数ａを導入した演算値であるから、結
局αの選定如何により精度が大きく左右される。

今、通過断面積Ａが小さい場合を考えると、それだけ吸
気が狭い部分を通過しなければならないのだから、シリ
ングに達するまでの時間も長くかかるといわざるを得な
い。このため、実際のシリング空気流量の応答曲線はＡ
が小さくなるほど遅れてＱＴに近付くことになる。した
がって、演算値ＱＣＹＬを実際の応答曲線に近似させる
には、ａを小さくしなければならない。

しかしながら、先願では通過断面積Ａについてまでは考
慮されていないので、マツチングに用いた絞り弁部の通
過断面積Ａｏと大きく相違する場合には、もはやαが実
際のシリング空気流量に近似した値を与えず、回転変動
があるとべ関を不安定にもするのである。

これに対しで、この例によればＡが小さくなるとａが小
さくされるので、実際のシリング空気流量の応答曲線に
演算値Ｑ　ｃ　ｙ　１−を良く近似させることができる
。言い替えると、通過断面積の相違にでもフィードバッ
ク制御精度が影響されることに着目し、この通過断面積
にαを依存せしめることにより、制御精度の向」二を図
ったのである。この結果、たとえば高回転時にギヤを抜
くようなことをしても即座に遅角されるので、機関回転
を異常に上列させることがない。また、クラッチミート
時の機関回転のステップ的落ち込みによりエンストを生
じがちな場合であっても、ステップ的に軸トルクを発生
させることができ、これによりエンストを防止すること
ができる。すなわち、機関回転の変動に対して回復力が
付与されるのである。

なお、αが吸気管容積■やシリング容積Ｖに依存する点
は先願と変わりない。

また、この例では補正量ΔＡＤＶに回転数Ｎに応じた制
限値ＬＮを設け、ΔＡＤＶがこのＬＮを越えることがな
いようにしている（ステップ５９゜６０）。これは、こ
の例によれば回転低下が激しいとそれだけ大きく進角さ
れるので、この進角によりいわゆるＭＢＴを越え却って
トルクを低下させることが生じ得る。そこで、このよう
な現象を避けるために制限を設けたものである。

さらに、この発明を様々の空燃比を採りうる装置に適用
させる場合には、所定の空燃比において、補正量ΔＡＤ
Ｖを算出する際に用いる制御ゲインの値を進角させる場
合と遅角させる場合とで異ならせることが考えられる。

たとえば、空燃比を相違させた場合のトルク特性を第１
１図に示すと、空燃比が１０である場合に１５°Ｂ　Ｔ
　Ｄ　Ｃ付近をピークにしてトルク特性の勾配が大きく
変わるので、こうした場合に対処するためである。

次に、第１２図はこの発明の第２実施例の流れ図で、ア
イドリング時にのみフィードバック制御を行わせるよう
にしたものである（ステップ８２゜８３．８５）。アイ
ドリング時はもともと回転の不安定な領域であるから、
回転低下に応じて即座に軸トルクを発生させることがで
きないと、エンストに至ることも考えられるからである
。したがって、この例によれば、特にアイドリング時の
機関安定性に有効である。

ただし、第２図に示すように、絞り弁１をバイパスする
通路１７にデユーティ制御可能な電磁弁（Ａ　Ａ　Ｃバ
ルブ）１８を設けておき、デユーティ値に応じてバイパ
ス通路断面積ＡＢＹを可変制御することによりアイドル
回転を安定させるようにしている装置では、紋り弁部の
通過断面積として絞９弁開度に応じる通過断面積Ａｒｖ
ｏと、このバイパス通路断面積Ａ　ｕ　ｙとの和を通過
断面積Ａ（＝ＡＴＶＯ＋ＡＢＹ＞としなければならない
。

また、これらの実施例では、機関回転数Ｎ、紋り弁開度
ＴＶＯまたは基本燃料噴射量がそれぞれ所定値よりも大
きい場合には点火進角値の補正演算を行わない。たとえ
ば、第８図、第１２図はそれぞれＮ、ＴＶＯについての
み制限する場合を示している（ステップ４３．８４）。

これは、所定値よりも大きい領域ではαの誤差が大きく
なり補正精度を不良にするので、補正をしないほうが望
ましいからである。

さらに、これら実施例ではフィードバック補正量を求め
るために偏差ε（＝ＱＴ　　ＱＣＹＬ）を採用し、かつ
補正量ΔＡＤＶを基本点火進角値ＡＤＶに加算して点火
進角値Ａ　Ｄ　Ｖ　（＝　Ａ　Ｄ　Ｖ十へＡ＝１５− ＤＶ）を求める形式で説明したが、比εＩ（＝ＱＴ／Ｑ
ＣＹＬ）を採用するもの、あるいは補正量ΔＡＤＶ＋　
をＡＤＶＩ：Ｍ算シテ点火進角（ＩＡＩ）Ｖ（＝Ａ　Ｄ
　Ｖ　ＸΔＡＤＶ＋　）を求める形式のものであっても
同様に適用することができることはいうまでもない。

（発明の効果） 以上説明したように、この発明では、点火時期をトルク
相当量に基づいてフィードバック制御する点火時期制御
装置において、目標トルク相当量がステップ的に変化し
た場合に、この目標トルク相当量に対し一次遅れで変化
する実トルク相当量を算出するのに、機関回転数と吸入
空気量だけでなく紋り弁部の通過断面積に基づいても算
出するようにしたので、通過断面積の大小に拘わらず、
フィードバック制御精度を高めることができ、これによ
り８！関の安定化を図ることができる。

【図面の簡単な説明】

第１図はこの発明の概念構成図、第２図はこの発明の第
１実施例の機械的な構成図、第３図はこの実施例におけ
る制御系統を説明するブロック構成図、第４図、第５図
はこの実施例のフントロールユニットの機能を説明する
ブロック構成図である。 第６図はこの実施例の作用を説明する波形図、第７図は
点火進角値と軸トルクの関係を示す線図である。 第８図ないし第１０図はこの実施例のコントロールユニ
ット内で実行される動作を説明する流れ図である。 第１１図は空燃比を相違させた場合の点火進角値に対す
るトルク特性を示す線図、第１２図はこの発明の第２実
施例のコントロールユニット内テ実打される動作を説明
する流れ図である。 第１３図は先順における制御系統のブロック構成図、第
１４図、第１５図は同じく点火進角値の特性図である。 １・・・絞り弁、２・・・クランク角センサ、３・・・
エア７０−メータ、４・・・絞り弁全閉スイッチ、５・
・・絞り弁開度センサ、１０・・・コントロールユニッ
ト、１１　・・・ＣＰＵ、１２　・・・ＲＯＭ、１３　
・・・ＲＡＭ、　　］４・・・ｌ１０（インターフェー
ス）、１５・・・烈火装置、１６・・・、１．！、１．
火プラグ、２１・・・基本点火時期算出手段、２２・・
・目標トルク相当量算出手段、２３・・・実トルク相当
量算出手段、２３Ａ・・・遅れ係数算出手段、２３Ｂ・
・・遅ｊ１手段、２４・・・補正量算出手段、２５・・
・八人時期算出手段、３１・・・目標シリング空気流量
算出手段、３２・・・通過断面積算出手段、３３・・・
遅れ係数算出手段、３４・・・シリング空気流量相当量
算出手段。 特許出願人　日産自動車株式会社 第３図 第４図 第７図 メモ、ブζを角４１ｉＬ（’ＢＴＤＣ）第８図 第１Ｑ図

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. 機関の運転状態に応じた基本点火時期を算出する手段と
   、機関回転数及び吸入空気流量に基づいて目標トルク相
   当量を算出する手段と、この目標トルク相当量がステッ
   プ的に変化する場合に一次遅れで変化する実トルク相当
   量を機関回転数、吸入空気流量及び絞り弁部の通過断面
   積に基づいて算出する手段と、これらトルク相当量に基
   づいてフィードバック補正量を算出する手段と、この補
   正量にて前記基本点火時期を補正演算して点火時期を算
   出する手段とを設けたことを特徴とする機関の点火時期
   制御装置。