DE19539536A1

DE19539536A1 - Kraftstoffzufuhrmengen-Steuervorrichtung für eine Brennkraftmaschine

Info

Publication number: DE19539536A1
Application number: DE19539536A
Authority: DE
Inventors: Hisayo Dohta; Katsuhiko Kawai
Original assignee: NipponDenso Co Ltd
Current assignee: Denso Corp
Priority date: 1994-10-24
Filing date: 1995-10-24
Publication date: 1996-04-25
Also published as: JPH08177556A; US5611315A

Description

Hintergrund der Erfindung Gebiet der Erfindung

Die Erfindung betrifft eine Kraftstoffzufuhrmengen- Steuervorrichtung für eine Brennkraftmaschine zum Steu ern einer in die Brennkraftmaschine einzuspritzenden Kraftstoffmenge, und bezieht sich insbesondere auf eine solche Vorrichtung der eingangs genannten Art, bei der eine Kraftstoffeinspritzmenge unter Berücksichtigung des Verhaltens von in einen Ansaugtrakt eingespritzten Kraftstoffs ermittelt wird.

Beschreibung des verwandten Standes der Technik

Bekannte Steuervorrichtungen der vorstehenden Art sind beispielsweise die in der ungeprüften japanischen Pa tentanmeldung Nr. H1-216042 und die in der ungeprüften japanischen Patentanmeldung Nr. H4-252833 offenbarten Vorrichtungen, d. h. Steuervorrichtungen zum Steuern ei ner einer Brennkraftmaschine zuzuführenden Kraftstoff menge auf der Grundlage des Verhaltens des in deren An saugtrakt eingespritzten Kraftstoffs.

Jede dieser Kraftstoffzufuhrmengen-Steuervorrichtungen berechnet eine bei dem nächsten Einspritzzeitpunkt in dem Ansaugtrakt verbleibende Restkraftstoffmenge unter Verwendung eines Kraftstoffverhaltensmodells zum Aus drücken des Verhaltens des aus einem Kraftstoffein spritzventil in den Ansaugtrakt der Brennkraftmaschine eingespritzten Kraftstoffs in Form einer Gleichung dann, wenn dieser unter gleichzeitigem Verdampfen auf grund des geöffneten Zustands eines Einlaßventils in einen Zylinder eingeleitet wird. Die tatsächlich einzu spritzende Kraftstoffmenge ist berechenbar, wenn zum Zeitpunkt des nachfolgenden Einspritzvorgangs die in dem Ansaugtrakt verbleibende Restkraftstoffmenge aus dem vorangehenden Einspritzvorgang ermittelt wird, da die von der Brennkraftmaschine benötigte Kraftstoffmen ge auf der Grundlage der Betriebszustände der Brenn kraftmaschine und der Sollwert des Luft/Kraftstoff-Ver hältnisses der Kraftstoffmenge meßbar sind.

Als ein wie vorstehend beschriebenes Kraftstoffverhal tensmodell ist die nachstehende Gleichung (1) bekannt. Diese Gleichung beruht auf den folgenden beiden Ge sichtspunkten: Eine zu einem gegebenen Zeitpunkt in dem Ansaugtrakt verbleibende Kraftstoffmenge MF(t) ent spricht der Addition einer während eines Takts oder Hubs eingespritzen Kraftstoffmenge GF zu einer nicht in den Zylinder eingeleiteten Restkraftstoffmenge der vor angehend eingespritzten Kraftstoffmenge, und ein großer Teil des in den Ansaugtrakt eingespritzten Kraftstoffs haftet an der innenseitigen Wandung des Ansaugtrakts und wird ordnungsgemäß in den Zylinder eingeleitet, während in Übereinstimmung mit der Öffnung eines Ein laßventils eine Verdampfung stattfindet. Infolgedessen kann diese Restkraftstoffmenge als der auf einer gege benen Zeitkonstante basierende Betrag einer chronologi schen oder zeitabhängigen Änderung verstanden werden.

MF(t) = MF(t - Δt) · e^- ^Δ ^t/ ^τ + GF (1)

In dieser Gleichung (1) bezeichnet τ eine Zeitkonstante (die nachstehend als "Verdampfungszeitkonstante" be zeichnet wird), die eine chronologische Änderung in der in den Zylinder aus dem Ansaugtrakt der Brennkraftma schine eingeleiteten Kraftstoffmenge nach dem Einsprit zen von Kraftstoff durch das Kraftstoffeinspritzventil anzeigt, ist Δt eine einem allgemeinen Kurbelwinkel von 720° oder einem ganzzahligen Vielfachen hiervon in ei nem Abtastzyklus (Berechnungszyklus) entsprechende Zeit, und zeigt GF eine in dem vorangehenden Hub einge spritzte Kraftstoffmenge an. Hierbei ist herkömmlich die (zweidimensional abgebildete) Verdampfungszeitkon stante τ ein auf der Grundlage der Betriebszustände der Brennkraftmaschine ermittelter Parameter, der in einem Speicherabschnitt der Steuervorrichtung abgelegt wird, um eine geeignete Auslesestruktur bereitzustellen. Die vorstehend beschriebenen Steuervorrichtungen sind je doch mit den nachstehenden Problemen behaftet, die der Lösung bedürfen.

Entwicklungstechnische Unzulänglichkeiten

Herkömmlich wird die Verdampfungszeitkonstante τ expe rimentell ermittelt, indem die Brennkraftmaschine unter verschiedenen Bedingungen betrieben wird, und auf die ser Grundlage in eine zweidimensionale Tabelle entwickelt. Hieraus resultiert nachteilig, daß einerseits viele Mannstunden für diese Entwicklung erforderlich sind und andererseits auch die Korrektur solcher Tabel len von neuem einen hohen Arbeitsaufwand erfordert. Dies bedeutet, daß die Entwicklung einer geeigneten Kraftstoffeinspritzvorrichtung insgesamt einen hohen Arbeitsaufwand erfordert sowie hohe Kosten mit sich bringt und daher ineffektiv ist.

Steuerungsprobleme bei Beschleunigung/Verlangsamung

Darüber hinaus wird bei den herkömmlichen Steuervor richtungen die vorstehende, gut bekannte Gleichung als eine C.F. Aquino-Gleichung verwendet, um die an dem An saugtrakt der Brennkraftmaschine pro jeweils 720° Kur belwinkel oder pro jedem Vielfachen hiervon anhaftende Kraftstoffmenge zu berechnen. Die in die Brennkraftma schine einzuspritzende Kraftstoffmenge wird auf der Grundlage der so bestimmten Kraftstoffmenge ermittelt. Während Übergangszeiten jedoch, während derer sich die Betriebszustände der Brennkraftmaschine fallweise selbst in Zeitabständen von weniger als 720° Kur beldrehwinkel fortlaufend ändern, insbesondere während einer Beschleunigung, einer Verlangsamung bzw. Verzöge rung und dergleichen, ändern sich der Druck im Ansaug trakt sowie die Strömungsgeschwindigkeit von in den An saugtrakt einströmender Luft schnell, so daß sich daher die chronologische Änderung der tatsächlich in den Zy linder einströmenden Kraftstoffmenge von der während stabiler Betriebszustände einströmenden Kraftstoffmenge unterscheidet. Aufgrund dessen ist die herkömmliche Steuervorrichtung, bei der die Berechnung jeweils bei Kurbelwinkeln von 720° auf der Grundlage der Verdamp fungszeitkonstante τ bei einer gleichbleibenden Be triebszeit erfolgt, mit dem Problem behaftet, daß die Restkraftstoffmenge während Übergangszeiten nicht rich tig erfaßt und schließlich eine geeignete Kraftstoff einspritzmenge während Übergangszeiten nicht berechnet werden kann.

Steuerungsproblem unmittelbar nach dem Startvorgang

Da ferner ein großer Teil des in den Zylinder eingelei teten Kraftstoffs an der innenseitigen Wandung des An saugtrakts (d. h. an den inneren Wandungen des Ansaug krümmers und des Einlaßventils) anhaftet und in den An saugluftstrom verdampft, wird ferner die Verdampfungs zeitkonstante τ stark durch die Temperatur der inneren Wandung des Ansaugtrakts beeinflußt. Der Ansaugkrümmer besitzt eine direkte Wärmeübergangsbeziehung zu einem Kühlsystem der Brennkraftmaschine, so daß daher Tempe raturänderungen desselben durch Messen beispielsweise der Kühlwassertemperatur verhältnismäßig einfach ermit telt werden können. Herkömmlich wurden Steuerverfahren, die die Kühlwassertemperatur messen und die Kraftstoff einspritzmenge auf dieser Grundlage korrigieren, einge setzt.

Ein bestimmter Anteil des eingespritzten Kraftstoffs haftet jedoch auch an dem Einlaßventil. Die Einlaßven tiltemperatur ändert sich mit einer Zeitkonstante, die wesentlich kleiner ist als die der Ansaugkrümmertempe ratur. Unter Bedingungen, unter welchen sich die Ven tiltemperatur von ihrem Normalwert unterscheidet, wie beispielsweise unmittelbar nach dem Starten der Brenn kraftmaschine etc., besteht das Problem, daß die Rest kraftstoffmenge im Ansaugtrakt nicht korrekt erkannt und eine geeignete Kraftstoffeinspritzmenge nicht be rechnet werden kann.

Kurzbeschreibung der Erfindung

Der Erfindung liegt daher die Aufgabe zugrunde, eine Kraftstoffeinspritz-Steuervorrichtung für eine Brenn kraftmaschine zu schaffen, welche in der Lage ist, ei nen in der Steuerung verwendeten Parameter auf geeigne te Weise zu ermitteln, welche effizient entwickelt wer den kann, und welche die Menge des eingespritzten Kraftstoffs selbst bei unter Beschleunigung und Ver langsamung in geeigneter Art und Weise steuern kann.

Darüber hinaus soll durch die Erfindung eine Kraftstof feinspritz-Steuervorrichtung für eine Brennkraftmaschi ne bereitgestellt werden, die eine Steuerung in geeig neter Weise selbst unmittelbar nach dem Starten der Brennkraftmaschine durchführen kann.

Diese Aufgabe wird erfindungsgemäß gelöst durch eine Kraftstoffzufuhrmengen-Steuervorrichtung für eine Brennkraftmaschine, gekennzeichnet durch ein Kraft stoffeinspritzventil zum Einspritzen von Kraftstoff in einen Ansaugtrakt der Brennkraftmaschine, eine Kraft stoffmengenbedarf-Berechnungseinrichtung zum Berechnen einer benötigten Kraftstoffmenge in Übereinstimmung mit Betriebszuständen der Brennkraftmaschine, eine Verdamp fungszeitkonstanten-Berechnungseinrichtung zum Berech nen einer Verdampfungszeitkonstante, die zeitliche Än derungen in einer aus dem Ansaugtrakt in einen Zylinder eingeleiteten Kraftstoffmenge nach der Kraftstoffein spritzung durch das Kraftstoffeinspritzventil auf der Grundlage einer Bezugs-Verdampfungszeitkonstante bezo gen auf eine Bezugsdrehzahl und eine Bezugslast der Brennkraftmaschine sowie auf die Drehzahl und die Last zum Zeitpunkt der Berechnung der Verdampfungszeitkon stante angibt, eine Restkraftstoffmengen-Berechnungs einheit zum Berechnen einer in dem Ansaugtrakt verblei benden Kraftstoffmenge auf der Grundlage der durch die Verdampfungszeitkonstanten-Berechnungseinrichtung be rechneten Verdampfungszeitkonstante; und einer Kraft stoffeinspritzmengen-Berechnungseinrichtung zum Berech nen einer durch das Kraftstoffeinspritzventil einzu spritzenden Kraftstoffmenge auf der Grundlage einer be nötigten, durch die Kraftstoffmengenbedarf-Berechnungs einrichtung berechneten Kraftstoffmenge und der durch die Restkraftstoffmengen-Berechnungseinheit berechneten Restkraftstoffmenge.

Gemäß einem ersten Gesichtspunkt der Erfindung wird so mit eine Kraftstoffeinspritzvorrichtung für eine Brenn kraftmaschine bereitgestellt, welche eine Verdampfungs zeitkonstanten-Berechnungseinrichtung zum Berechnen ei ner Verdampfungszeitkonstante, die nach dem Einspritzen von Kraftstoff durch ein Kraftstoffeinspritzventil zeitliche Änderungen einer aus einem Ansaugtrakt in den Zylinder eingeleiteten Kraftstoffmenge anzeigt, in Übereinstimmung mit den Umdrehungen oder der Drehzahl der Brennkraftmaschine und der Last der Brennkraftma schine bei einer vorbestimmten Bezugsdrehzahl und einer vorbestimmten Bezugslast der Brennkraftmaschine sowie zu einem Verdampfungszeitkonstanten-Berechnungszeit punkt umfaßt.

Der vorstehend erwähnte, auf geeignete Weise zu ermit telnde Parameter ist die Verdampfungszeitkonstante τ.

Erfindungsgemäß können somit durch ledigliches vorange hendes Einstellen der Verdampfungszeitkonstante von als Bezugswerte ermittelten Betriebsbedingungen (Bezugs drehzahl und Bezugslast der Brennkraftmaschine) als Be zugs-Verdampfungszeitkonstante Verdampfungszeitkonstan ten unter anderen Betriebsbedingungen durch Berechnung ermittelt werden.

Hierdurch können die Mannstunden sowie der Arbeitsauf wand zum Erstellen einer Tabelle von Verdampfungszeit konstanten für alle Bereiche eliminiert werden. Da die Drehzahl und die Last der Brennkraftmaschine, die die Verdampfungszeitkonstante beeinflussen, bei der Berech nung der Verdampfungszeitkonstante berücksichtigt wer den, ergibt sich außerdem keine Verringerung der Zuver lässigkeit.

Gemäß einem zweiten Gesichtspunkt der Erfindung wird die Verdampfungszeitkonstante τ anhand der Gleichung

τ = τO · (Ne0/Ne) · f(Pm) (2)

berechnet. Hierin sind Ne die Drehzahl der Brennkraft maschine zum Zeitpunkt der Berechnung, Pm ein Ansaug druck zum Zeitpunkt der Berechnung, Ne0 eine Referenz drehzahl der Brennkraftmaschine, τ0 ist eine Bezugs- Verdampfungszeitkonstante bei einem Bezugsansaugdruck (Pm0) bei der Bezugsdrehzahl Ne0 und einer Referenzlast der Brennkraftmaschine, und f(Pm) eine Änderungsrate der Verdampfungszeitkonstanten τ bezogen auf den An saugdruck Pm mit der Verdampfungszeitkonstante τ bei dem Bezugsansaugdruck Pm0 als Bezugswert.

Wenn, anders ausgedrückt, das Einspritzen von Kraft stoff vor einem Ansaugtakt der Brennkraftmaschine als beendet betrachtet wird, so ist während der Einspritz zeit das Einlaßventil geschlossen. Während dieser Zeit haftet eingespritzter Kraftstoff teilweise an der inne ren Wandung des Ansaugtrakts an, ohne daß Kraftstoff in den Zylinder gelangt. Als Parameter zum Ausdrücken des Verhaltens des Kraftstoffs in dem Ansaugtrakt der Brennkraftmaschine müssen die folgenden beiden Parame ter berücksichtigt werden: Eine Anhaftrate x, die den Prozentsatz des an der inneren Wandung des Ansaugtrakts bezogen auf den eingespritzten Kraftstoff haftenden Kraftstoffs angibt, und der Grad der chronologischen Änderung in dem an der Innenseite des Zylinders in ei nem Ansaugtakt haftenden Kraftstoff bezogen auf den an haftenden Kraftstoff, d. h. die Verdampfungszeitkonstan te τ. Anzumerken ist, daß es in bezug auf die vorste hende Kraftstoff-Anhaftrate x aus Vereinfachungsgründen zweckmäßig ist, diese auf einen festen Wert, beispiels weise x = 1, festzugelegen.

Wird das Verhalten des an der inneren Wandung des An saugtrakts haftenden und in den Zylinder eingeleiteten Kraftstoffs untersucht, so verdampft der anhaftende Kraftstoff in den Raum innerhalb des Ansaugtrakts und wird einerseits als Kraftstoffgas in den Zylinder ein geleitet. Andererseits wird der anhaftende Kraftstoff auch als Flüssigkeit zusammen mit der in den Zylinder führenden Luftströmung eingeleitet. Folglich umfaßt die Verdampfungszeitkonstante τ, die die chronologische Än derungsrate von in den Zylinder eingeführtem Kraftstoff angibt, einen Abschnitt, der zu einer Kraftstoffver dampfungserscheinung von der Kraftstoffeinspritzung bis zum Ende des Ansaugtaktes beiträgt, und einen Ab schnitt, der zu einer auf Flüssigkeitströpfchen zurück zuführenden Ansaugerscheinung beiträgt. Hierbei ist dies, sofern die Verdampfungszeitkonstante des zu der Verdampfungserscheinung beitragenden Abschnitts mit τ1 bezeichnet wird, proportional zu dem Ansaugdruck PM der Brennkraftmaschine, d. h.

τ ∝ Pm (3)

Weiter wird das Phänomen von in den Zylinder eintreten den Flüssigkeitströpfchen, wie dies in Verbindung mit der Gasströmung geschieht, von der Geschwindigkeit der Gasströmung beeinflußt. Diese Gasströmungsgeschwindig keit zeigt den folgenden Zusammenhang mit der Drehzahl Ne der Brennkraftmaschine zu diesem Zeitpunkt:

Gasströmungsgeschwindigkeit ∝ Ne · Pm (4)

Wenn die Verdampfungszeitkonstante mit τ2 bezeichnet wird, so wird τ2 daher auf der Grundlage des Phänomens der Einleitung von Flüssigkeitströpfchen zu

τ2 = f(Ne, Pm)
∝1/(Ne · Pm) (5)

ermittelt.

Der Zusammenhang der auf dieses Phänomen der Einleitung von Flüssigkeitströpfchen zurückzuführende Zeitkonstan te τ2 mit der vorstehenden Drehzahl Ne und dem Ansaug druck Pm ist, wenn der Ansaugdruck als konstant be trachtet wird,

τ2 ∝ 1/Ne (6)

und wenn die Drehzahl als konstant betrachtet wird

τ2 ∝ 1/Pm

Die Zusammenhänge der Zeitkonstanten τ1 und τ2 zusam menfassend können mittels der obenstehenden Zusammen hänge die folgenden Ergebnisse als der Wert der Ver dampfungszeitkonstante τ erhalten werden.

(i) Zeitkonstante τ, wenn der Ansaugdruck Pm festgelegt ist

τ1 = konst. (fester Wert)
τ2 ∝ 1/Ne (8)

so daß

τ ∝ 1/Ne (9)

(ii) Zeitkonstante τ, wenn die Drehzahl Ne festgelegt ist

τ1 ∝ Pm
τ2 ∝ 1/Pm (10)

In diesem Fall verlaufen die Neigungen bzw. Steigungen oder Tendenzen der Zeitkonstanten τ1 und τ2 in entgegen gesetzten Richtungen bezogen auf den Ansaugdruck Pm, wobei die Steigung der Zeitkonstanten τ durch die Ab hängigkeit dieser Zeitkonstanten τ1 und τ2 bestimmt wird. Also gilt mit

τ = f(Pm) (11)

für eine Brennkraftmaschine, die eine starke Abhängig keit von der Zeitkonstante τ1 zeigt,

τ ∝ Pm (12)

und demgegenüber für eine Brennkraftmaschine, die eine starke Abhängigkeit von der Zeitkonstante τ2 zeigt,

τ ∝ 1/Pm (13)

Werden die Ergebnisse aus (i) und (ii) zusammengefaßt, so ergibt sich

τ = τ0 · (Ne0/Ne) · f(Pm) (14)

In dieser Gleichung (14) sind jedoch die Drehzahl Ne0 ein Bezugswert für die Brennkraftmaschine, τ0 die Ver dampfungszeitkonstante bei der Bezugsdrehzahl Ne0 und dem Bezugsansaugdruck Pm0, und f(Pm) die Änderungsrate bzw. Änderungsgeschwindigkeit der Verdampfungszeitkon stanten τ in bezug auf den Ansaugdruck Pm mit der Ver dampfungszeitkonstante τ bei dem Bezugsansaugdruck als Bezugswert.

Da die Verdampfungszeitkonstante τ auf diese Art und Weise ermittelt wird, kann dann, wenn die Bezugsdreh zahl Ne0, der Bezugsansaugdruck Pm0, die Verdampfungs zeitkonstante τ0 und die Änderungsrate f(Pm) der Ver dampfungszeitkonstante τ unter diesen Bedingungen vorab ermittelt werden, die Verdampfungszeitkonstante τ zu diesem Zeitpunkt auf der Grundlage der Drehzahl Ne und des Ansaugdrucks Pm zu diesem Zeitpunkt unter Verwen dung der Gleichung (14) berechnet werden. Im Zuge der Berechnung der Verdampfungszeitkonstanten τ durch die Verdampfungszeitkonstanten-Berechnungseinrichtung wird die in dem Ansaugtrakt der Brennkraftmaschine verblei bende Kraftstoffmenge auf der Grundlage dieses Wertes berechnet, und die einzuspritzende Kraftstoffmenge wird aus dieser Restkraftstoffmenge und einer in Überein stimmung mit Betriebszuständen der Brennkraftmaschine berechneten benötigten Kraftstoffmenge ermittelt.

Es wird angemerkt, daß die Möglichkeit, mittels der vorstehenden Berechnung zu jedem Zeitpunkt eine Ver dampfungszeitkonstante τ zu erhalten, anzeigt, daß die Verdampfungszeitkonstante τ unter beliebigen Betriebs bedingungen für jede beliebige Zeit sogar ohne Erstel len einer Tabelle für jede Verdampfungszeitkonstante auf dieser Basis berechnet werden kann, falls die oben angegebenen Parameter Ne0, Pm0, τ0 und f(Pm) experimen tell ermittelt werden. Auch die Korrektur dieser Aus führungsform bzw. Anpassung kann als Korrektur des Wer tes jedes Parameters und sehr leicht ausgeführt werden.

Da die Verdampfungszeitkonstante τ zu beliebigen Zeit punkten auf diese Weise berechenbar ist, kann die Re chenbelastung durch die Berechnung der Verdampfungs zeitkonstanten und der darauf basierenden Restkraft stoffmenge vermindert werden.

Gemäß einem dritten Gesichtspunkt der Erfindung wird zur Berechnung der Restkraftstoffmenge eine Restkraft stoffmengen-Berechnungseinheit bereitgestellt, welche eine Kraftstoffeinspritzmenge zu einem durch Multipli zieren des in der nachstehenden Gleichung definierten Operators α mit der Restkraftstoffmenge zu einem voran gehenden Kraftstoffeinspritzzeitpunkt erhaltenen Wert addiert.

α = 1 - (Δt/τ) (15)

Hierin ist Δt ein Abtastzyklus und τ die Verdampfungs zeitkonstante. Dieser Aquino-Operator α ähnelt der Nä herung des exponentiellen Terms von e in der Gleichung (1) und kann die Rechenbelastung bei der Berechnung der Restkraftstoffmenge verringern.

Weiter kann gemäß einem vierten Gesichtspunkt der Er findung durch Bereitstellen einer Restkraftstoff-Be rechnungseinrichtung durch Verwenden eines anderen Aquino-Operators Aα zwischen den Zeiten in der nachste henden Gleichung die Restkraftstoffmenge durch Wieder holen einer einfachen Multiplikation bei jeder Abta stung berechnet werden. Ferner kann die Rechenbelastung durch die Berechnung der Restkraftstoffmenge herabge setzt werden.

Aα = α(t) · α(t-Δt) · α(t-2Δt) . . . α(t-nΔt) (16)

Hierin ist Δt ein Abtastzyklus und n eine Abtastfre quenz von einem Takt bzw. 1/Takt oder einer Zeitdauer.

Ferner wird gemäß einem fünften Gesichtspunkt der Er findung eine Berechnung der Verdampfungszeitkonstanten und der darauf basierenden Kraftstoffeinspritzmenge während der Kraftstoffeinspritzdauer der Brennkraftma schine oder in einem Zeitraum, der kürzer ist als die Kraftstoffeinspritzdauer, durchgeführt. Dadurch kann selbst während Übergangszeiten von Betriebszuständen der Brennkraftmaschine eine geeignete Kraftstoffein spritzmenge berechnet werden.

Darüber hinaus werden gemäß einem sechsten Gesichts punkt der Erfindung eine Einrichtung zum Korrigieren der Verdampfungszeitkonstanten auf der Grundlage der Temperatur des Ansaugtrakts bereitgestellt. Hierdurch kann selbst dann eine geeignete Verdampfungszeitkon stante berechnet werden, wenn beispielsweise unmittel bar nach dem Startvorgang ein thermischer Gleichge wichtszustand nicht erreicht worden ist.

Ferner berechnet gemäß einem siebten Gesichtspunkt der Erfindung eine Berechnungseinrichtung zur Berechnung der mittleren Temperatur eines Kraftstoff-Anhaftab schnitts eine mittlere Temperatur von Kraftstoff- Anhaftabschnitten durch Gewichten der Temperatur des Ansaugtrakts und der Temperatur des Einlaßventils in Übereinstimmung mit einer Kraftstoff-Anhaftrate, mit der aus dem Kraftstoffeinspritzventil eingespritzter Kraftstoff dem Ansaugtrakt und dem Einlaßventil anhaf tet, und eine Korrektureinrichtung korrigiert die Ver dampfungszeitkonstante auf der Grundlage der berechne ten mittleren Temperatur.

Daher kann die Verdampfungszeitkonstante τ unmittelbar nach dem Beginn des Betriebs der Brennkraftmaschine auf einen geeigneteren Wert korrigiert werden, obwohl die Temperatur des Ansaugkrümmers nur langsam und die Tem peratur des Einlaßventilbereichs schnell zunimmt. Es wird angemerkt, daß die obige Kraftstoff-Anhaftrate durch die Größe des Einlaßventils und die zeitliche Steuerung der Kraftstoffeinspritzung sowie durch die Montageposition und Einspritzrichtung des Kraftstoff einspritzventils bestimmt wird und für die Brennkraft maschine, in welcher sie Verwendung findet, in geeigne ter Weise festgelegt werden kann.

Überdies wird gemäß einem achten Gesichtspunkt der Er findung eine Einlaßventiltemperatur-Meßeinrichtung zum Abschätzen der Einlaßventiltemperatur auf der Grundlage eines seit Betriebsbeginn integrierten Werts bereitge stellt. Infolgedessen ist eine Einrichtung zum direkten Messen der Temperatur, wie beispielsweise ein Tempera tursensor, nicht erforderlich.

Darüber hinaus berechnet gemäß einem neunten Gesichts punkt der Erfindung die Kraftstoffeinspritzmengen-Be rechnungseinrichtung einen Kraftstoffeinspritzmengen- Korrekturbetrag in Übereinstimmung mit einer verzöger ten Änderung bzw. Änderungsverzögerung des Füllungswir kungsgrades von zu Zeiten schwankender Last der Brenn kraftmaschine in den Zylinder gesaugter Luft, und eine Kraftstoffeinspritzmengen-Korrektureinrichtung korri giert die Kraftstoffeinspritzmenge auf der Grundlage des Korrekturbetrags. Hierdurch kann selbst zu Zeiten einer Laständerung eine geeignete Kraftstoffeinspritz menge berechnet werden, da Kraftstoffeinspritzmengen- Berechnungsfehler, die auf Änderungen in dem Gemisch- Lade- bzw. -Füllwirkungsgrad zurückzuführen sind, unge achtet der Last zu einem Zeitpunkt korrigiert werden, zu dem eine Laständerung zum Stillstand kommt.

Weiter wird gemäß einem zehnten Gesichtspunkt der Er findung der Kraftstoffeinspritzmengen-Korrekturbetrag auf der Grundlage eines Nacheilung bzw. Verzögerung er ster Ordnung der Last der Brennkraftmaschine berechnet. Da Berechnungsfehler der Kraftstoffeinspritzmenge auf diese Weise auf der Grundlage der Lastnacheilung erster Ordnung berechnet werden, ist es nicht erforderlich, Berechnungsfehler direkt über verzögerte Änderungen im Ladewirkungsgrad zu ermitteln. Da verzögerte Änderungen im Ladewirkungsgrad zu verzögerten Änderungen der Zy linderwandtemperatur führen, wird angemerkt, daß zum direkten Ermitteln von Berechnungsfehlern über verzö gerte Änderungen im Ladewirkungsgrad zusätzlich eine Einrichtung zum Ermitteln der Zylinderwandtemperatur benötigt wird.

Gemäß einem elften Gesichtspunkt ist ferner eine Anord nung vorgesehen, welche die Kraftstoffeinspritzmenge mittels eines Polzuordnungsverfahrens berechnet.

Vorteilhafte Weiterbildungen der Erfindung sind somit in den beigefügten Unteransprüchen gekennzeichnet.

Kurzbeschreibung der Zeichnung

Die Erfindung wird nachstehend anhand bevorzugter Aus führungsbeispiele unter Bezugnahme auf die beigefügte Zeichnung näher beschrieben. Es zeigen:

Fig. 1 ein vereinfachtes Diagramm einer Steueranlage gemäß einem ersten Ausführungsbeispiel der Kraftstoff zufuhrmengen-Steuervorrichtung;

Fig. 2 ein Blockschaltbild der Funktionen einer elek tronischen Steuervorrichtung gemäß dem ersten Ausfüh rungsbeispiel;

Fig. 3 ein Diagramm chronologischer Änderungen einer Restkraftstoffmenge in einem Ansaugtrakt;

Fig. 4 eine Zeile einer Umwandlungstabelle, die den Zu sammenhang zwischen dem Ansaugdruck und der Änderungs rate einer Verdampfungszeitkonstante angibt;

Fig. 5 ein Ablaufdiagramm einer Berechnungsroutine für einen Temperatur-Korrekturkoeffizienten gemäß dem er sten Ausführungsbeispiel;

Fig. 6 ein Ablaufdiagramm einer Kraftstoffeinspritzmen gen-Berechnungsroutine gemäß dem ersten Ausführungsbei spiel;

Fig. 7 ein Ablaufdiagramm einer Kraftstoffeinspritzmen gen-Berechnungsroutine gemäß einem zweiten Ausführungs beispiel;

Fig. 8 ein Ablaufdiagramm einer Kraftstoffeinspritzmen gen-Berechnungsroutine gemäß einem dritten Ausführungs beispiel;

Fig. 9 ein Ablaufdiagramm einer Temperatur-Korrekturko effizienten-Berechnungsroutine gemäß einem vierten Aus führungsbeispiel;

Fig. 10 ein Kennliniendiagramm der Temperatur der inne ren Wandung eines Zylinders;

Fig. 11(a) bis 11(g) Zeitverlaufsdiagramme von Parame tern, die sich auf Kraftstoffeinspritzmengen zu Be schleunigungszeiten beziehen;

Fig. 12 eine Tabelle zum Ermitteln von Wassertempera tur-Korrekturkoeffizienten;

Fig. 13 ein Ablaufdiagramm einer Kraftstoffeinspritz mengen-Berechnungsroutine gemäß einem fünften Ausfüh rungsbeispiel;

Fig. 14 ein Ablaufdiagramm einer Kraftstoffeinspritz korrekturbetrag-Berechnungsroutine gemäß dem fünften Ausführungsbeispiel;

Fig. 15(a) bis 15(e) Zeitdiagramme, die die Wirkung des fünften Ausführungsbeispiels zeigen;

Fig. 16 ein vereinfachtes Diagramm einer Steueranlage gemäß einem sechsten Ausführungsbeispiel der Kraft stoffzufuhrmengen-Steuervorrichtung;

Fig. 17 ein Ablaufdiagramm einer Kraftstoffeinspritz korrekturmengen-Berechnungsroutine gemäß dem sechsten Ausführungsbeispiel; und

Fig. 18 eine Tabelle zum Bestimmen von Füllwirkungsgra den.

Detaillierte Beschreibung der bevorzugten Ausführungs beispiele Erstes Ausführungsbeispiel

Nachstehend wird als spezielle Anwendung der Kraft stoffzufuhrmengen-Steuervorrichtung ein erstes Ausfüh rungsbeispiel unter Bezugnahme auf die Fig. 1 bis 6 be schrieben.

1.1 Grundlegender Gesamtaufbau

Fig. 1 zeigt den grundlegenden Aufbau einer in einem Automobil eingebauten Brennkraftmaschine 1 (Motor) so wie einer elektronischen Steuervorrichtung als eine Ausführungsform der Kraftstoffzufuhrmengen-Steuervor richtung. Hinsichtlich der Brennkraftmaschine 1 wird bei dem vorliegenden Ausführungsbeispiel angenommen, daß diese ein Vierzylinder-Viertakt-Ottomotor ist. Die Ansaugluft der Brennkraftmaschine 1 wird, wie in der Figur gezeigt, jedem Zylinder 1S aus einem Luftfilter 2 durch eine Einlaß- oder Ansaugleitung 3 und über einen Druckausgleichbehälter 4 sowie einen Ansaugkrümmer 5 zugeführt.

Der Kraftstoff wird, wie in der Figur gezeigt, aus dem Kraftstofftank gepumpt, und einzuspritzender Kraftstoff wird durch vier in dem Ansaugkrümmer 5 vorgesehene Kraftstoffeinspritzventile 6 unmittelbar vor dem Ein laß- oder Ansaughub jedes Zylinders 1S in die Nähe ei nes Einlaßventils 15 gefördert und im Ansaughub durch Öffnen eines Einlaß- oder Ansaugventils 15 in den Zy linder 1S eingeleitet. Das im Innern des Zylinders 1S verbrannte Gas wird über Auslaß- oder Abgasventile 16 und eine Abgasleitung 7 in einen Katalysator 8 gelei tet, in welchem in dem Verbrennungsgas vorhandene Ver schmutzungen (CO, HC und No_x) mittels einer Dreiwege Katalysatoranordnung gereinigt bzw. entfernt werden.

Die Einströmmenge der in die Ansaugleitung 3 eingeführ ten Luft wird durch eine mit einem Gaspedal verbundene Drosselklappe 9 gesteuert. Der Öffnungsgrad der Dros selklappe 9 wird durch einen Drosselklappenöffnungssen sor 10 erfaßt, und der Ansaugdruck Pm, d. h. der Druck im Innern der Einlaßleitung 3, wird durch einen an dem Druckausgleichbehälter 4 vorgesehenen Einlaß- oder An saugdrucksensor 11 erfaßt.

Die Drehzahl Ne der Brennkraftmaschine 1 wird durch ei nen in der Nähe einer Kurbelwelle der Brennkraftmaschi ne 1 angeordneten Drehzahlsensor (Kurbelwinkelsensor) 12 erfaßt. Dieser Drehzahlsensor 12 ist mit der Kurbel welle der Brennkraftmaschine 1 synchronisiert und so angeordnet, daß er einem Teller- oder Schwungrad zuge wandt ist, und gibt beispielsweise 24 Impulssignale pro jeweils zwei Umdrehungen (720°) der Brennkraftmaschine 1 ab.

Ferner wird die Temperatur THW von Kühlwasser, welches eine den Block der Brennkraftmaschine 1 umgebende Was serkammer füllt, durch einen Wassertemperatursensor 13 erfaßt. Als Wassertemperatursensor 13 dient hierbei be vorzugt ein herkömmlicher Thermistor 13, und Änderungen der Kühlwassertemperatur THW werden als Änderungen des Widerstands dieses Thermistors erfaßt.

Im Innern der Abgasleitung 7 ist ein Luft/Kraftstoff- Verhältnis-Sensor 14 in einem oberen Strömungsbereich des Katalysators 8 angeordnet, um die tatsächliche Sau erstoffdichte des Abgases in diesem Abschnitt zu erfas sen und diese als ein Luft/Kraftstoff-Verhältnis-Erfas sungssignal A/F auszugeben. In dieser Hinsicht nimmt das tatsächliche Luft/Kraftstoff-Verhältnis des der Brennkraftmaschine 1 zugeführten Gemischs dann einen linearen Wert an, wenn das durch den Luft/Kraftstoff- Verhältnis-Sensor 14 abgegebene Luft/Kraftstoff-Ver hältnis-Erfassungssignal A/F relevant ist.

1.2 Aufbau der elektronischen Steuervorrichtung

Die elektronische Steuervorrichtung 20 besteht haupt sächlich aus einer zentralen Verarbeitungseinheit (CPU) 21, einem Festspeicher (ROM) 22, einem Schreib/Lese speicher (RAM) 23, einem Sicherungsspeicher (Sicher ungs-RAM) 24, etc., und ist über einen Eingangs/Aus gangs-Port (I/O-Port) 25 und eine Busleitung gekoppelt, um die Übernahme von Signalen aus jedem der vorstehend genannten Sensoren sowie die Ausgabe von Steuersignalen zu jedem Aktuator einschließlich des Einspritzventils 6 durchzuführen. In dieser elektronischen Steuervorrich tung 20, welcher weiter verschiedene Sensorsignale für die obenstehend beschriebene Drosselklappenöffnung, den Druck Pm in der Ansaugleitung, die Drehzahl Ne, die Kühlwassertemperatur THW, das Luft/Kraftstoff-Verhält nis A/F, etc., zugeführt werden, wird auch eine Kraft stoff-Einspritzmenge TAU, etc., auf der Grundlage die ser Sensorsignale berechnet, und verschiedene Prozesse wie beispielsweise solche zur Steuerung der Ansteuerung des Kraftstoffeinspritzventils 6 auf der Grundlage der berechneten Kraftstoffeinspritzmenge TAU werden ausge führt.

Fig. 2 zeigt im einzelnen einen funktionellen Aufbau der elektronischen Steuervorrichtung 20 als eine Kraft stoffzufuhrmengen-Steuervorrichtung gemäß dem vorlie genden Ausführungsbeispiel. Nachstehend wird der Aufbau und die Funktionsweise der Kraftstoffzufuhrmengen- Steuervorrichtung unter Bezugnahme auf Fig. 2 näher be schrieben. Unter der Annahme, daß das Einspritzen von Kraftstoff vor dem Einlaß- oder Ansaughub des Motors 1 beendet ist, wird das Einlaßventil 15 während der Kraftstoff-Einspritzdauer geschlossen, so daß kein Kraftstoff in den Zylinder 1S eintritt. Dadurch haftet ein großer Teil des eingespritzten Kraftstoffs an der inneren Wandung des Ansaugkrümmers 5 und der außenlie genden Oberfläche des Einlaßventils 15 an, wobei dieser Kraftstoff unter Verdampfen in den Innenraum des An saugkrümmers 5 als Kraftstoffgas in den Zylinder einge leitet wird und auch in flüssiger Form zusammen mit der Luftströmung in den Zylinder eintritt. Das Verhalten dieses Restkraftstoffs entspricht der Darstellung gemäß Fig. 3, in welcher die in dem Ansaugtrakt zurückblei bende Restkraftstoffmenge in Ordinatenrichtung und die Zeit in Abszissenrichtung aufgetragen sind.

Bei der Vorrichtung gemäß dem vorliegenden Ausführungs beispiel wird

(1) eine aus dem Betriebszustand der Brennkraftma schine 1 berechnete benötigte Kraftstoffmenge berech net;
(2) die chronologische oder zeitabhängige Ände rungsrate, d. h. die Verdampfungszeitkonstante τ, der aus dem Ansaugtrakt in den Zylinder 1S eingeleiteten Kraftstoffmenge als ein das Verhalten des in den An saugtrakt des Motors 1 eingespritzten Kraftstoffs aus drückender Parameter berechnet; und
(3) neben der Berechnung der in dem Ansaugtrakt zu einem vorbestimmten Zeitpunkt zurückbleibenden Rest kraftstoffmenge auf der Grundlage der Verdampfungszeit konstante τ eine in die Brennkraftmaschine 1 einzu spritzende Kraftstoffmenge auf der Grundlage der Rest kraftstoffmenge und der benötigten Kraftstoffmenge be rechnet; sowie
(4) das Kraftstoffeinspritzventil 6 auf der Grund lage der berechneten Kraftstoffeinspritzmenge gesteu ert.

Diese Berechnungsvorgänge werden nachstehend im einzel nen beschrieben. Diese Berechnungsvorgänge müssen nicht in der in Zusammenhang mit dem vorliegenden Ausfüh rungsbeispiel beschriebenen Reihenfolge ausgeführt wer den.

[I] Berechnung der benötigten Kraftstoffmenge

Ein Abschnitt 201 zur Berechnung der benötigten Kraft stoffmenge ist ein Abschnitt zum Berechnen einer in der Brennkraftmaschine 1 benötigten Kraftstoffmenge auf der Grundlage des durch den Luftdrucksensor 11 erfaßten An saugdrucks Pm und einer durch den Drehzahlsensor 12 er faßten Drehzahl als Betriebszustände der Brennkraftma schine 1. Diese benötigte Kraftstoffmenge, die mit GFET bezeichnet wird, kann wie folgt berechnet werden:

GFET = feste Zahl · (Ne·Pm)/theoretisches Luft/Kraftstoff-Verhältnis (17)

Diese ermittelte benötigte Kraftstoffmenge GFET wird einem Kraftstoffeinspritzmengen-Berechnungsabschnitt 207 zugeführt. Der Abschnitt 201 zur Berechnung der be nötigten Kraftstoffmenge kann ebenfalls in Form einer Bezugstabelle unter Verwendung des ROM 22 verwirklicht werden.

[II] Berechnung der Verdampfungszeitkonstante τ

Die Verdampfungszeitkonstante τ wird naturgemäß durch die Temperatur von Abschnitten, an welchen Kraftstoff anhaftet, beeinflußt. Bei dem vorliegenden Ausführungs beispiel wird eine Verdampfungszeitkonstante τB verwen det, wenn die Brennkraftmaschine 1 nach dem Abschluß der Warmlaufphase einen thermisch stabilen Zustand er reicht hat, während in einem thermischen Übergangszu stand unmittelbar nach dem Beginn des Betriebs die wie gemäß der nachstehenden Gleichung durch einen Tempera turkorrekturkoeffizienten k korrigierte Verdampfungs zeitkonstante τ berechnet wird.

τ = (1 + k) · τB (18)

Verdampfungszeitkonstante τB nach Abschluß der Warm laufphase

In der elektronischen Steuervorrichtung 20 berechnet der Abschnitt zur Berechnung der Verdampfungszeitkon stanten 202 die obenstehende Verdampfungszeitkonstante τB auf der Grundlage des durch den Ansaugdrucksensor 11 erfaßten Ansaugdrucks und einer durch den Drehzahlsen sor 12 erfaßten Motordrehzahl Ne. Die nachstehende Gleichung (19) wird zur Berechnung dieser Verdampfungs zeitkonstante τB verwendet.

τB = τ0 · (Ne0/Ne) · f(Pm) (19)

(Hierin ist Ne die Drehzahl der Brennkraftmaschine zum Zeitpunkt der Berechnung, Pm ist ein Ansaugdruck zum selben Zeitpunkt der Berechnung, Ne0 ist eine Bezugs drehzahl der Brennkraftmaschine, Pm0 ist ein Bezugsan saugdruck der Brennkraftmaschine, τ0 ist eine Bezugs- Verdampfungszeitkonstante bei der Bezugsdrehzahl Ne0 der Brennkraftmaschine und dem Bezugsansaugdruck Pm0, und f(Pm) ist eine Änderungsrate der Verdampfungszeit konstanten τB in Bezug auf den Ansaugdruck Pm mit der Verdampfungszeitkonstanten τB bei dem Bezugsansaugdruck Pm0 als Bezugswert).

Beispielsweise beträgt die als Bezugswert verwendete Drehzahl Ne0 1000 1/min, der auf vergleichbare Weise als Bezugswert verwendete Ansaugdruck Pm0 290 mmHg, und die Verdampfungszeitkonstante T0 zu diesem Zeitpunkt 65,3 ms, während andererseits, wenn die Änderungsrate f(Pm) der Verdampfungszeitkonstanten τB in bezug auf den Ansaugdruck Pm wie in der in Fig. 4 gezeigten Ta belle festgelegt wird, die Verdampfungszeitkonstante τB in dem Abschnitt 202 zur Berechnung der Verdampfungs zeitkonstante in dem folgenden Zustand erhalten wird:

(1) die Tabelle gemäß Fig. 4 wird nach dem durch den Ansaugdrucksensor 11 erfaßten Ansaugdruck Pm durch sucht, um die Änderungsrate f(Pm) der hierzu entspre chenden Verdampfungszeitkonstanten τ zu ermitteln;
(2) das Verhältnis (Ne0/Ne) der Bezugsdrehzahl Ne0 und der durch den Drehzahlsensor 12 erfaßten Drehzahl Ne wird ermittelt; und
(3) die Verdampfungszeitkonstante T0 unter der so erhaltenen Änderungsrate f(Pm) der Verdampfungszeitkon stanten τB, das Drehzahlverhältnis (Ne0/Ne) und die obenstehend als Bezugswerte herangezogenen Betriebszu stände werden multipliziert.

Die in Fig. 4 gezeigte Tabelle kann auch als eine Refe renztabelle unter Verwendung des ROM 22 verwirklicht werden, wobei in der Tabelle nicht gezeigte Werte ge eignet korrekturberechnet bzw. interpoliert werden.

Berechnung des Temperaturkorrekturkoeffizienten k

Bei dem vorliegenden Ausführungsbeispiel wird eine mittlere Temperatur THVW der Abschnitte mit anhaftendem Kraftstoff ermittelt, und der Temperaturkorrekturkoef fizient der Verdampfungszeitkonstanten τB nach Abschluß der Warmlaufphase wird auf der Grundlage dieser mittle ren Temperatur THVW bestimmt. Das zugehörige Verfahren wird nachstehend unter Bezugnahme auf das Blockschalt bild gemäß Fig. 2 und das Ablaufdiagramm gemäß Fig. 5 näher beschrieben.

Der eingespritzte Kraftstoff wird zerstäubt und haftet an den innenseitigen Wandoberflächen des Ansaugkrümmers 5 und der äußeren Oberfläche des Einlaßventils 15. Dem zufolge kann bei der Berechnung der mittleren Tempera tur THVW von Abschnitten mit anhaftendem Kraftstoff ein Prozentsatz k3 der eingespritzten Kraftstoffmenge be rücksichtigt werden, und die Oberflächentemperatur der inneren Wandung des Ansaugkrümmers 5 und die Temperatur des Einlaßventils 15 können auf der Grundlage dieses Prozentsatzes additiv gemittelt werden (Anhaftrate k3). Mit anderen Worten wird, da die Temperatur des Ansaug krümmers 5 durch die Kühlwassertemperatur THW ersetzt werden kann, und unter Berücksichtigung der Einlaßven tiltemperatur THV, die nachstehende Gleichung erhalten.

THVW = k3 · THV + (1 - k3) · THW (20)

Die Anhaftrate k3 wird durch die Größe des Einlaßven tils 15, die Kraftstoffeinspritzzeiten etc. sowie durch die Einbauposition und die Einspritzrichtung des Kraft stoffeinspritzventils 6 beeinflußt. Bei dem vorliegen den Ausführungsbeispiel ist sie ein fester Wert, der in Übereinstimmung mit den Spezifikationen der Brennkraft maschine 1 festgelegt ist.

Obwohl die Temperatur THV des Einlaßventils 15 unmit telbar nach dem Starten der Brennkraftmaschine gleich der Kühlwassertemperatur THW ist, nimmt diese nach Be triebsbeginn in Übereinstimmung mit einem Verbrennungs energie-Akkumulationswert für jede Verbrennung des Kraftstoffs mit einer Verzögerung erster Ordnung zu. Hier kann die Verbrennungsenergie durch einen kumulati ven Wert bzw. Integrationswert der nach Betriebsbeginn eingespritzten Kraftstoffmenge ausgedrückt werden. Falls demzufolge der kumulative Wert des eingespritzten Kraftstoffs mit "accumtp" bezeichnet wird, so kann der geschätzte Wert der Einlaßventiltemperatur THV durch die folgende Gleichung berechnet werden.

THV = THV0 + (THVmax - THVe) · {1 - e^-k2·accumtp} (21)

In der obigen Gleichung ist THV0 die Einlaßventiltempe ratur bei Betriebsbeginn der Brennkraftmaschine 1, THVmax ist der Maximalwert der Einlaßventiltemperatur, z. B. 125°, und k2 ist ein Parameter zum Umwandeln der Verbrennungsenergie in einen Temperaturanstieg und ein der Brennkraftmaschine eigener Wert. Falls die Einlaß ventiltemperatur THV und daraufhin die mittlere Tempe ratur THVW der Abschnitte mit anhaftendem Kraftstoff auf diese Weise ermittelt werden können, kann - da der Temperaturkorrekturkoeffizient k die Funktion der mitt leren Temperatur THVW ist - der Temperaturkorrektur koeffizient über die Bezugstabelle beigebracht werden, wobei die mittlere Temperatur THVW beispielsweise als Parameter herangezogen wird.

Bei dem vorliegenden Ausführungsbeispiel gemäß Fig. 5 wird zu Beginn einer Berechnungsroutine für den Tempe raturkorrekturkoeffizienten k zunächst beurteilt, ob der gegenwärtige Zeitpunkt der Zeitpunkt unmittelbar nach dem Beginn des Betriebs der Brennkraftmaschine 1 ist oder nicht (Schritt S00). Ist der gegenwärtige Zeitpunkt der Zeitpunkt unmittelbar nach dem Beginn des Betriebs, so wird weiter beurteilt, ob die Kühlwasser temperatur THW weniger als x°C (z. B. 50°) beträgt oder nicht (Schritt S01). Da nach dem Beginn des Betriebs ("J" in Schritt S01) unterschieden wird, ob die Brenn kraftmaschine 1 für längere Zeit stillstand und abge kühlt hat oder wieder gestartet wurde, solange die Brennkraftmaschine 1 noch warm war (N in Schritt S01), ist selbst unmittelbar nach dem Beginn des Betriebs der Brennkraftmaschine 1 im ersteren Fall ersichtlich, ob die Einlaßventiltemperatur THV0 gleich der Kühlwasser temperatur ist oder nicht, während im letzteren Fall ersichtlich ist, ob die Einlaßventiltemperatur nur um y°C höher ist als die Kühlwassertemperatur THW (bei spielsweise 30°), so daß der Anfangswert der Einlaßven tiltemperatur in jedem von Schritten S02 und S03 zu THV0 festgelegt wird. Das obenstehende "y" kann so festgelegt werden, daß die Einlaßventiltemperatur THV der Maximalwert THVmax derselben ist, wenn die Kühlwas sertemperatur THW die Wassertemperatur in vollständig erwärmtem Zustand (beispielsweise 80°C) ist.

Auch die Berechnungen nach einem Schritt S05 werden zum Einspritzzeitpunkt ausgeführt. Mit anderen Worten wird die vorangehende Kraftstoffeinspritzmenge tp zu dem ku mulativen Wert accumtp des eingespritzten Kraftstoffs addiert (Schritt S05) und der geschätzte Wert THV des Einlaßventils 15 zu dieser Zeit wird unter Verwendung der vorstehenden Gleichung (21) berechnet (Schritt S06). Dann wird in einem Schritt S07 ein akkumulierter Mittelwert aus der Einlaßventiltemperatur THV und der Ansaugkrümmertemperatur (Kühlwassertemperatur THW) un ter Berücksichtigung der Anhaftrate k3 berechnet, und der Temperaturkorrekturkoeffizient k aus der Bezugsta belle auf der Grundlage der mittleren Temperatur THVW herausgesucht (Schritt S08). Diese Bezugstabelle ist in dem ROM 22 gespeichert, und in dieser Tabelle nicht vorhandene Werte können auf geeignete Weise interpo liert werden.

Berechnung der Verdampfungszeitkonstanten τ

Da die Verdampfungszeitkonstante τB nach Abschluß der Warmlaufphase und der Temperaturkorrekturkoeffizient k zu dieser Zeit wie vorstehend berechnet werden, berech net ein Abschnitt 202 zur Berechnung der Verdampfungs zeitkonstanten eine Verdampfungszeitkonstante τ zu die ser Zeit auf der Grundlage der obigen Gleichung (18). Da diese Verdampfungszeitkonstante τ selbst zu einem Zeitpunkt unmittelbar nach dem Beginn des Betriebs, während sich die Einlaßventiltemperatur THV ändert, un ter Berücksichtigung der Rate (Anhaftrate k3), mit wel cher der eingespritzte Kraftstoff an Abschnitten des Ansaugtrakts anhaftet, und der Temperatur an jedem Ab schnitt, wenn der Kraftstoff eingespritzt wird, berech net wird, wie vorstehend bereits beschrieben wurde, kann die Verdampfungszeitkonstante τ in Übereinstimmung mit der vorliegenden Situation durch Berechnung korri giert werden.

[III] Berechnung der Kraftstoffeinspritzmenge

Wie vorstehend beschrieben wurde, wird die Verdamp fungszeitkonstante τ sowohl dem Abschnitt 203 zum Be rechnen der Restkraftstoffmenge als auch dem Abschnitt 207 zum Berechnen der Kraftstoffeinspritzmenge zuge führt. Der Abschnitt 203 zum Berechnen der Restkraft stoffmenge berechnet die in dem Ansaugtrakt verbleiben de Kraftstoffmenge auf der Grundlage der Verdampfungs zeitkonstanten τ und der noch zu beschreibenden voran gehenden Kraftstoffeinspritzmenge GF, und der Abschnitt 207 berechnet eine zu dem Einspritzzeitpunkt einzu spritzende Kraftstoffmenge. Die in dem Ansaugtrakt zu rückbleibende Kraftstoffmenge ergibt sich aus der nach stehenden C. F. Aquino-Gleichung zu

MF(t) = (1 - Δt/τ) · MF(t - Δt) + x · GF(t) · Δt = (1 - Δt/T) · MF(t - Δt) + GF(t) · Δt (22)

In dieser Gleichung (22) bezeichnet Δt einen Abtastzy klus (Berechnungszyklus) der Vorrichtung gemäß dem vor liegenden Ausführungsbeispiel, entspricht hierbei einer Zeitdauer entsprechend einem Kurbelwinkel von 60° und ist damit eine Zeitdauer, die kürzer ist als die Kraft stoffeinspritzdauer für jeden Zylinder. Weiter bezeich net GF(t) eine Kraftstoffeinspritzmenge pro Einheits zeitdauer, und GF bezeichnet eine Kraftstoffeinspritz menge während eines Hubs. Darüber hinaus ist x eine Ra te, mit welcher der eingespritzte Kraftstoff an der Oberfläche der inneren Wandung des Ansaugtrakts anhaf tet, d. h. die Anhaftrate. Der Einfachheit halber ist diese bei dem vorliegenden Ausführungsbeispiel zu 1 festgelegt.

Weiter kennzeichnet in derselben Gleichung (22) der Term MF(t - Δt) die Restkraftstoffmenge MF, die zu dem vorangehenden Zeitpunkt berechnet wurde. Bei der hier beschriebenen elektronischen Steuervorrichtung 20 wird diese durch den Abschnitt 203 zur Berechnung der Rest kraftstoffmenge berechnete Restkraftstoffmenge MF vor übergehend in einem Hilfsspeicher gespeichert, und zum Zeitpunkt der nächsten Berechnung wird diese gespei cherte Restkraftstoffmenge MF als die "vorangehende Restkraftstoffmenge MF(t - Δt)" ausgelesen und dem Ab schnitt 203 zum Berechnen der Restkraftstoffmenge zuge führt. Der erste Abschnitt auf der rechten Seite

1 - Δt/τ (23)

der obigen Gleichung (22), die auf der Bedingung Δt « τ basiert, ist eine Gleichung, die dem Term

e^- ^Δ ^t/ ^t (24)

aus Gleichung (1) ähnelt. Demzufolge wird eine weitest mögliche Verkürzung der Abtastzeit Δt bevorzugt, wenn versucht wird, eine genaue Restkraftstoffmenge unter Verwendung der Gleichung (22) zu berechnen. Das Verkür zen der Abtastzeit Δt und das häufige Berechnen der Restkraftstoffmenge MF und der Kraftstoffeinspritzmenge GF bedeutet jedoch, daß die Rechenbelastung der elek tronischen Steuervorrichtung 20 zunimmt, und ein häufi ges Berechnen der Kraftstoffeinspritzmenge GF außerhalb der Kraftstoffeinspritzzeiten führt zu Verschwendung bzw. ist unnötig. Bei dem vorliegenden Ausführungsbei spiel wird der Aquino-Operator α der folgenden Glei chung verwendet, um diesen Punkt zu rationalisieren. Dies wird nachstehend beschrieben.

α = (1 - Δt/τ) (25)

Mit anderen Worten wird aus Gleichung (22), die der Aquino-Gleichung ähnelt, durch Ausdrücken der rechten Seite unter Verwendung der Restkraftstoffmenge MF(t - nΔt) des vorangehenden Hubs die nächste Glei chung erhalten. Hierin ist GF(t) die während der Dauer eines Hubs eingespritzte Kraftstoffmenge.

MF(t) = α(t) · α(t - Δt) · α(t - 2Δt) ·MF(t - nΔt) + GF(t) (26)

Wird dies unter Verwendung der Dauer eines Hubs ausge drückt, d. h. unter Verwendung der Dauer i von der vor angehenden Kraftstoffeinspritzung bis zu der gegenwär tigen Kraftstoffeinspritzung, so wird die nachstehende Gleichung erhalten.

MF(i) = Aα(i) · MF(i - 1) + GF(i) (27)

Hierin wird der in der nachstehenden Gleichung defi nierte Ausdruck Aα(i) verwendet und wird ein Hub durch aufeinanderfolgendes Multiplizieren der für jede Abta stung berechneten Aquino-Operatoren multipliziert.

Aα(i) = α(t) · α(t - Δt) · α(t - 2Δt) · . . . α(t - nΔt) (28)

Da ferner die tatsächlich dem Zylinder während eines Hubs zugeführte Kraftstoffmenge einem Wert der vorange henden Restkraftstoffmenge MF(i-1), der zu einem gege benen Zeitpunkt GF(i) zu der Kraftstoffeinspritzmenge hinzuaddiert und wovon die Restkraftstoffmenge MF(i) zu diesem Zeitpunkt subtrahiert wird, entspricht, wird dies, falls die Bezeichnung Gfe(i) gewählt wird, be reitgestellt als

GFe(i) = GF(i) - {MF(i) - MF(i - 1)} = GF(i) - {Aα(i) · MF(i - 1)
+ GF(i) - MF(i - 1)} = (1 - Aα(i)) · MF(i - 1) (29)

Falls MF(i - 1) und MF(i) aus dieser Gleichung (29) er mittelt werden und falls die Restkraftstoffmenge MF durch Ersetzen derselben in Gleichung (27) entfernt wird, wird die nachstehende Gleichung erhalten.

GFe(i + 1) = {1 - Aα(i + 1)/1 - Aα(i)} · GFe(i) + [(1 - Aα(i + 1)] · GF(i) (30)

Da die Berechnung der einzuspritzenden Kraftstoffmenge GF(i) so bestimmt, daß die rechte Seite dieser Glei chung (30) zu der benötigten Kraftstoffmenge GFET(i + 1) wird, so ergibt sich

und substituieren von GFe(i) in Gleichung (29) ergibt

Durch Substituieren der gegenwärtigen Information GFET(i) und Aα(i) durch die zukünftige Information GFET(i+1) und Aα(i+1) wird die nachstehende Glei chung erhalten, durch welche die eingespritzte Kraft stoffmenge GF(i) durch den Hub- bzw. Taktdauer-Aquino- Operator Aα(i), die benötigte Kraftstoffmenge GFET(i) und die vorangehende Restkraftstoffmenge MF(i-1) aus gedrückt werden kann.

Demzufolge wird bei dem vorliegenden Ausführungsbei spiel nach jeweils 60° Kurbelwinkeländerung die Kraft stoffeinspritzmengen-Berechnungsroutine gemäß Fig. 6 ausgeführt, wobei zunächst der Ansaugdruck Pm, die Drehzahl Ne und der Temperaturkorrekturkoeffizient k ausgelesen werden (Schritt S10), sodann die Verdamp fungszeitkonstante τB nach Abschluß des Warmlaufvor gangs, die Verdampfungszeitkonstante τ und die benötig te Kraftstoffmenge GFET auf der Grundlage dieser Werte wie vorstehend beschrieben berechnet werden (Schritt S11), und darüber hinaus der Aquino-Operator α(t) und der auf die Hubdauer bezogene Aquino-Operator Aα be rechnet werden (Schritt S12). Da Δt eine Abtastperiode ist, entspricht dies dem Kurbelwinkel von 60°, und der auf die Hubdauer bezogene Aquino-Operator Aα ist ein Wert des Aquino-Operators α(t) zu diesem Zeitpunkt mul tipliziert mit dem vorangehend berechneten, auf die Hubdauer bezogenen Aquino-Operator Aα. Falls diese Zeit dann keine Kraftstoffeinspritzdauer oder keine Kraft stoffeinspritzzeit ist ("N" in Schritt S13), wird die Berechnung der eingespritzten Kraftstoffmenge GF(i) übersprungen und die Restkraftstoffmenge MF(t) zu die ser Zeit berechnet. Die Routine springt dann zurück (Schritt S16).

Daraufhin nimmt der Kurbelwinkel um weitere 60° zu, woraufhin, da die Kraftstoffeinspritzmengen-Berech nungsroutine erneut ausgeführt wird, wie vorstehend be schrieben der Aquino-Operator α(t) und der auf die Hub dauer bezogene Aquino-Operator Aα berechnet werden. Falls sodann diesmal ein Kraftstoffeinspritzzeitpunkt vorliegt ("J" in Schritt S13), so wird die Kraftstoff einspritzmenge GF(i) auf der Grundlage der vorstehenden Gleichung (33) berechnet und der auf die Hubdauer bezo gene Aquino-Operator Aα nimmt wieder den Wert 1 an (Schritte S14 und S15). Mit anderen Worten wird bei dem vorliegenden Ausführungsbeispiel der auf die Hubdauer bezogene Aquino-Operator Aα für jede Abtastperiode (jeweils für 60° Kurbelwinkel) berechnet und auf dieser Grundlage die Kraftstoffeinspritzmenge (GF(i)) nur zur Einspritzzeit bestimmt. Obwohl die Berechnung des auf die Hubdauer bezogenen Aquino-Operators Aα der vorbe reitenden Berechnung zur Bestimmung der Kraftstoffein spritzmenge GF entspricht, unterscheidet sie sich von der Berechnung der Kraftstoffeinspritzmenge GF selbst durch eine sehr kleine Rechenbelastung.

Im Zuge der Berechnung der Kraftstoffeinspritzmenge GF in dem Abschnitt 207 zum Berechnen der Kraftstoffein spritzmenge in der Einspritzzeit multipliziert die elektronische Steuervorrichtung 20 die ihn dem Ein spritzsteuerabschnitt 208 erhaltene Kraftstoffein spritzmenge GF mit einem vorbestimmten Einheits-Um wandlungskoeffizienten und führt das Ergebnis als eine Betriebsgröße TAU des Kraftstoffeinspritzventils 6 über den Eingangs/Ausgangs-Port 25 dem Kraftstoffeinspritz ventil 6 zu, um die Kraftstoffeinspritzung durchzufüh ren.

1.3 Wirkung des ersten Ausführungsbeispiels

(1) Da die Verdampfungszeitkonstante τ experimen tell bestimmt und eine zweidimensionale Tabelle ver schiedener Zustände bzw. Bedingungen aufgestellt wurde, bestand bisher das Problem, daß ein großer Arbeitsauf wand zu deren Erstellung und Korrektur erforderlich war. Da jedoch bei dem vorliegenden Ausführungsbeispiel die Verdampfungszeitkonstante τ durch Berechnung ermit telt wird, sind Mannstunden zur Erstellung und Korrek tur einer großen zweidimensionalen Tabelle nicht erfor derlich, und die Einsparung von Entwicklungszeit und Entwicklungskosten ist möglich.
(2) Da die Berechnung zum Ermitteln der Verdamp fungszeitkonstanten τ und der darauf basierenden Kraft stoffeinspritzmenge (Schritte S11, S12 und S16 in Fig. 6) in einer kürzeren Zeitspanne (im vorliegenden Bei spiel 60° Kurbelwinkel) als das Intervall zwischen zwei aufeinanderfolgenden Kraftstoffeinspritzungen durchge führt wird, kann darüber hinaus selbst in einem Über gangszeitraum mit schnellen Änderungen der Betriebszu stände wie beispielsweise unter Beschleunigung, Ver langsamung, etc., die in dem Ansaugtrakt verbleibende Restkraftstoffmenge genau bestimmt werden, es kann dar aufhin eine geeignete Kraftstoffeinspritzmenge berech net werden, und die Steuerbarkeit während Beschleuni gungs- und Verzögerungszeiten kann verbessert werden. Außerdem kann unter Beibehalten der Genauigkeit der Be rechnung die Rechenbelastung der elektronischen Steuer einrichtung 20 verringert werden, da eine Berechnung zum Ermitteln der Kraftstoffeinspritzmenge anhand einer einfachen Berechnung unter Verwendung des Aquino- Operators und des auf die Hubdauer bezogenen Aquino- Operators durchgeführt werden kann, so daß gleichzeitig eine genaue Berechnung und eine schnelle Verarbeitung erzielt werden.
(3) Weiter wird bei dem vorliegenden Ausführungs beispiel unter Berücksichtigung einer Anhaftrate von aus dem Kraftstoffeinspritzventil eingespritztem Kraft stoff an dem Ansaugkrümmer 5 und dem Einlaßventil 15 eine mittlere Temperatur der Abschnitte mit anhaftendem Kraftstoff durch gewichtete Mittelwertbildung von Tem peraturen an jedem Abschnitt in Übereinstimmung mit der Anhaftrate berechnet, und die Verdampfungszeitkonstante τ wird durch Korrektur der Verdampfungszeitkonstanten τB nach dem Warmlaufen auf der Grundlage dieser berech neten mittleren Temperatur THVW ermittelt. Daher kann selbst unmittelbar nach dem Starten der Brennkraftma schine 1 eine geeignete Verdampfungszeitkonstante τ be rechnet und eine genaue Kraftstoffeinspritzung selbst unmittelbar nach dem Betriebsbeginn durchgeführt wer den.
(4) Ferner ist bei der Messung der Temperatur des Einlaßventils 15 eine Einrichtung zur direkten Messung der Temperatur, wie beispielsweise ein Temperatursen sor, nicht erforderlich, da ein Schätzwert auf der Grundlage eines kumulativen Werts des eingespritzten Kraftstoffs unter dem Gesichtspunkt, daß dessen Tempe ratur mit einer Verzögerung erster Ordnung in Überein stimmung mit einem kumulativen Wert der Verbrennungs energie zunimmt.

Zweites Ausführungsbeispiel

Das Berechnungsverfahren für die Kraftstoffeinspritz menge GF(i) unterscheidet sich von dem vorstehend be schriebenen ersten Ausführungsbeispiel darin, daß in diesem Beispiel ein Polzuweisungsverfahren auf diese Berechnung angewandt wird. Die nachstehendende bedingte Rückführung wird in der obigen Gleichung (30) berück sichtigt.

GF(i) = K · Gfe(i) + a (34)

Zu diesem Zeitpunkt wird die Gleichung (31) gleich der Gleichung (35).

K wird so festgelegt, daß der Pol dieses Systems:

ein Einstellwert Z1 wird. Mit anderen Worten gilt:

Da zu dieser Zeit ebenfalls

GFe(i + 1) = Z1 · GFe(i) + (1 - α (i + 1)) (38)

ergibt sich wie folgt

Demzufolge wird der Parameter a so gewählt, daß dieser konvergente Wert ein benötigter bzw. Sollwert ist. Mit anderen Worten also

a = GFET(i) · (1 - Z1) / (1 - α (i + 1)) (40)

Zu diesem Zeitpunkt wird die Gleichung (34) gleich der Gleichung (41):

Mit der Approximation α (i + 1) = α (i) wird hieraus

In diesem Ausführungsbeispiel wird auf die Schritte S10 bis S13 folgend die Kraftstoffeinspritzmenge GF unter Verwendung der vorstehenden Gleichung (42) in der Kraftstoffeinspritzmengen-Berechnungsroutine berechnet, wie in Schritt S204 gemäß Fig. 7 gezeigt. Im Zuge des Berechnens der Kraftstoffeinspritzmenge GF durch Be rechnen mittels dieser Art von Polzuweisungsverfahren kann eine passende Kraftstoffmenge selbst bei einer Be schränkung durch die Kapazität des Kraftstoffeinspritz ventils eingespritzt werden. Mit anderen Worten ist es beispielsweise dann, wenn die Kühlwassertemperatur zu einem Zeitpunkt niedriger Lufttemperatur niedrig ist, bei einer plötzlichen Beschleunigung zu dieser Zeit notwendig, eine große Kraftstoffmenge einzuspritzen, da dort die Situation besteht, daß an dem Ansaugtrakt an haftender Kraftstoff nur schwer verdampft. Da jedoch das Kraftstoffeinspritzventil aufgrund seiner Dimensio nierung bzw. Größe etc. pro Zeiteinheit nur eine be schränkte Kraftstoffmenge einspritzen kann, tritt eine Situation auf, in welcher die benötigte Kraftstoffmenge aufgrund der Betriebszustände nicht eingespritzt werden kann. In dieser Hinsicht wird gemäß dem vorliegenden Ausführungsbeispiel die erhöhte Menge an notwendigem Kraftstoff in eine Anzahl von Malen unterteilt in Tei len eingespritzt, so daß selbst dann, wenn das Kraft stoffeinspritzventil kein Typ mit ausreichender Überdi mensionierung ist, der Vorteil besteht, daß eine geeig nete Kraftstoffeinspritzung selbst in Fällen plötzli cher Beschleunigung bei niedrigen Temperaturen erzielt bzw. durchgeführt werden kann. Andere als die vorste hend im einzelnen beschriebenen Teile dieses Ausfüh rungsbeispiels sind zu denen des ersten Ausführungsbei spiels ähnlich, so daß eine wiederholte Beschreibung derselben aus Abkürzungsgründen weggelassen wird.

Drittes Ausführungsbeispiel

Der Unterschied zum ersten Ausführungsbeispiel besteht darin, daß die Restkraftstoffmenge MF(t) in der Kraft stoffeinspritzmengen-Berechnungsroutine nur zu dem Kraftstoffeinspritzzeitpunkt berechnet wird. Mit ande ren Worten wird, obwohl die Berechnung des Aquino- Operators α und des auf die Hubdauer bezogenen Aquino- Operators Aα bei jeder Abtastung des Kurbelwinkels von 60° ausgeführt wird (Schritt S301), dann, wenn diese Abtastperiode in Schritt S303 nicht als Kraftstoffan saugzeit gewertet wird, die Berechnung sowohl der Kraftstoffeinspritzmenge GF als auch der Restkraft stoffmenge MF übersprungen (Schritte S304 und S305), und die Routine kehrt unmittelbar zurück, so daß die Be rechnungen der Kraftstoffeinspritzmenge GF und der Restkraftstoffmenge MF nur zu Kraftstoffeinspritzzeiten ausgeführt werden.

In Übereinstimmung mit einem solchen Aufbau ergibt sich, da die Rechenbelastung um eine Stufe verringert werden kann, der Vorteil, daß eine angemessene Steuer barkeit und eine angemessen schnelle Verarbeitung unter Verringerung der Rechenbelastung ähnlich dem ersten Ausführungsbeispiel vereinbar sind bzw. erzielt werden können. Selbst in Fällen, in welchen die Kraftstoffein spritzmenge GF(i) auf der Grundlage des Polzuweisungs verfahrens die bei dem zweiten Ausführungsbeispiel be rechnet wird, kann eine natürliche Berechnung der Rest kraftstoffmenge MF(t) nur zum Zeitpunkt der Kraft stoffeinspritzung wie in dem dritten Ausführungsbei spiel ausgeführt werden. Weiterhin sind bezüglich des dritten Ausführungsbeispiels andere als die vorstehend im einzelnen beschriebenen Teile ähnlich denen des er sten Ausführungsbeispiels, so daß eine wiederholte Be schreibung derselben weggelassen wird.

Viertes Ausführungsbeispiel

Da die "Multiplikation in der Potenz" (power multipli cation) von e (Schritt S06 gemäß Fig. 5) in der Berech nungsroutine für den Temperaturkorrekturkoeffizienten k des ersten Ausführungsbeispiels in Übereinstimmung mit Bedingungen wie beispielsweise der Rechenleistung des Computers etc. schwierig ist, nimmt sich das vierte Ausführungsbeispiel dieser Problematik an. Mit anderen Worten wird in einem Schritt S405 in dem Ablaufdiagramm gemäß Fig. 9 ein Temperatur-Anstiegsabschnitt (k4 · tp) in Übereinstimmung mit der Verbrennungsenergie zu der gegenwärtigen Einlaßventiltemperatur THV anstelle der Einspritzmenge tp addiert. Dann kann eine geschätzte Temperatur des Einspitzventils 15 durch eine einfache Additionsberechnung berechnet werden. In diesem Fall ist es erforderlich, Schritte S406 und S407 auszufüh ren, so daß diese geschätzte Temperatur THV den Maxi malwert THVmax der Einlaßventiltemperatur nicht über schreitet. Auch in diesem vierten Ausführungsbeispiel sind andere als die vorstehend im einzelnen beschriebe nen Teile ähnlich denen des ersten Ausführungsbei spiels, so daß eine wiederholte Beschreibung derselben weggelassen wird.

Fünftes Ausführungsbeispiel

Das fünfte Ausführungsbeispiel führt bezüglich der in dem ersten Ausführungsbeispiel berechneten Kraftstoff einspritzmenge eine weitere Korrektur in Bezug auf Än derungen im Gemisch-Füllwirkungsgrad zu Beschleuni gungs- und Verzögerungszeiten durch. Bei Änderungen der Last (nachstehend beispielhaft anhand des Ansaugdrucks Pm beschrieben) und der Drehzahl Ne der Brennkraftma schine unter Beschleunigung/Verzögerung ändert sich die Temperatur der inneren Zylinderwandung in Übereinstim mung mit der in Fig. 10 gezeigten Kennlinie. Diese Tem peratur Tsw der inneren Zylinderwandung ändert sich je doch, wie in Fig. 11(b) gezeigt, spät in Bezug auf in Fig. 11(a) gezeigte Laständerungen (innerer Ansaugrohr druck Pm), und ändert sich zusammen mit dieser Ansaug temperatur τ in dem Zylinder spät in Bezug auf Änderun gen in dem Druck Pm in dem Ansaugrohr, wie in Fig. 11(c) gezeigt. Der Ladewirkungsgrad η von in den Zylin der eingeführter Luft wird durch die Gleichung

η ∝ (Pm/T) · f(ε) (43)

(in welcher ε die Kompressionsrate ist) erhalten. Wenn sich daher die Temperatur τ im Innern des Zylinders spät ändert, so ändert sich auch der Ladewirkungsgrad η von in den Zylinder eingeführter Luft, bis sich die Temperatur τ im Innern des Zylinders stabilisiert (Fig. 11(d)).

Die benötigte Kraftstoffmenge GFET der tatsächlich aus dem Einspitzventil eingespritzten Kraftstoffmenge kann aus der vorab in dem ROM 22 gespeicherten Tabelle in Übereinstimmung mit den Betriebszuständen der Brenn kraftmaschine (bei dem vorliegenden Ausführungsbeispiel dem Ansaugdruck Pm und der Drehzahl Ne der Brennkraft maschine) ermittelt werden. Diese Tabelle zum Ermitteln der Kraftstoffmenge GFET wird so erstellt, daß sich der Ladewirkungsgrad η wie durch die strichpunktierte Linie in Fig. 11(d) gezeigt ändert, wenn sich der Ansaugdruck Pm ändert. In Wirklichkeit jedoch ändert sich der Lade wirkungsgrad η in Bezug auf Änderungen des Ansaugdrucks Pm spät, wie durch die ausgezogene Linie in Fig. 11(d) dargestellt. Daher tritt eine Disparität oder ein Un terschied Δη zwischen dem Ladewirkungsgrad η in der Ta belle und dem tatsächlichen Ladewirkungsgrad η auf, wie in Fig. 11 (e) gezeigt. In Verbindung hiermit tritt na turgemäß ein Disparitätsbetrag bzw. Eine Disparitäts größe ΔQ in der durch den Füllwirkungsgrad bestimmten zugeführten Luftmenge Q auf (Fig. 11(f)), und die Luft/Kraftstoff-Rate derselben wird gestört (Fig. 11(g)). In Fig. 11(f) zeigt die ausgezogene Linie die tatsächlich zugeführte Luftmenge und die strichpunk tierte Linie die tabellierte zugeführte Kraftstoffmenge an.

Da beispielsweise während einer Beschleunigung der tat sächliche Ladewirkungsgrad η größer ist als der tabel lierte Füllwirkungsgrad ηmap, ist die zugeführte Luft menge Q groß in Bezug auf die durch die geneigte Linie in Fig. 11(f) gezeigte benötigte Kraftstoffmenge GFET, und das Luft/Kraftstoff-Verhältnis wird mager. Demzu folge muß die der Disparität ΔQ der Luftmenge während einer Beschleunigung/Verzögerung entsprechende Kraft stoffmenge in Bezug auf die benötigte Kraftstoffmenge GFET korrigiert werden. Nachstehend wird ein Prinzip zur Berechnung eines Kraftstoffeinspritz-Korrekturbe trags gair bezüglich dieses Disparitätsbetrags ΔQ der Luftmenge beschrieben.

Der Disparitätsbetrag ΔQ der zugeführten Luftmenge wird durch den Disparitätsbetrag Δη des Ladewirkungsgrads bestimmt, und der Disparitätsbetrag Δη des Ladewir kungsgrads tritt aufgrund der sich mit einer Verzöge rung erster Ordnung in Bezug auf eine Zunahme des An saugrohrdrucks Pm ändernden inneren Zylindertemperatur T auf. Demzufolge kann, um den Disparitätsbetrag Δη des Ladewirkungsgrad zu ermitteln, ein Disparitätsbetrag ΔT zwischen der tatsächlichen Temperatur der Zylinderin nentemperatur und der tabellierten Temperatur berechnet werden.

Da die Anstiegsverzögerung der Zylinderinnentemperatur T aufgrund einer Änderung des Ansaugrohrdrucks Pm auf tritt, kann der Disparitätsbetrag ΔT der Zylinderinnen temperatur aus dem Betrag der Änderung dPm des Ansaug drucks ermittelt werden. Da sich die Zylinderinnentem peratur τ mit einer Verzögerung erster Ordnung des An saugdrucks Pm ändert, kann der Disparitätsbetrag ΔT der Zylinderinnentemperatur aus dem Betrag der Verzögerung erster Ordnung dPmn des Ansaugdruck-Änderungsbetrags ermittelt werden.

Der Betrag der Verzögerung erster Ordnung dPmn des An saugdruck-Änderungsbetrags kann durch

dPmn = {(a - 1) dPmn0 + dPmn}/a (44)

ausgedrückt werden.

Hierin ist die Konstante a ein aus einer - in Fig. 11(g) als T_c dargestellten - A/F-Nachführzeit ("tailing time", d. h. einer Zeit, um welche das Luft/Kraftstoff- Verhältnis verschoben wird) ermittelter Wert. Im ein zelnen ist die Konstante a ein Wert, der vorangehend in Übereinstimmung so ermittelt wurde, daß, bezeichnet man als die Zeit, zu der sich der Ansaugdruck ändert, als ein Verstreichen von T_c, der Betrag der Verzögerung er ster Ordnung dPmn des Ansaugdruck-Änderungsbetrags gleich Null ist. Gemäß der vorstehenden Beschreibung kann der Disparitätsbetrag Δη des Ladewirkungsgrads aus dem Betrag der Verzögerung erster Ordnung dPmn des An saugdruck-Änderungsbetrags (Δη ∝ dPmn) ermittelt wer den. Ferner kann der Disparitätsbetrag der zugeführten Luft ΔQ aus dem Disparitätsbetrag Δη des Ladewirkungs grads (Δη ∝ ΔQ) ermittelt werden, und schließlich kann der Kraftstoffeinspritz-Korrekturbetrag gair bestimmt werden (ΔQ ∝ gair).

Wird nun eine Umwandlungskonstante zum Umwandeln des Betrags der Verzögerung erster Ordnung dPmn der dem Disparitätsbetrag ΔQ der Menge zugeführter Luft ent sprechenden Ansaugdruckgröße in die Kraftstoffein spritzmenge mit kh bezeichnet, so kann der Kraftstoff einspritz-Korrekturbetrag gemäß

gair = kh · dPmn (45)

ermittelt werden.

Da die A/F-Nachführzeit T_c so groß wie während der Warmlaufphase ist, wird darüber hinaus eine Korrektur durch die Kühlwassertemperatur TW hinzugefügt.

gair = kh · dPmn · (1 + kair) (46)

Hierbei ist kair eine Konstante, die in Übereinstimmung mit der Kühlwassertemperatur TW festgelegt ist. Sie ist um so größer, je niedriger die Kühlwassertemperatur TW ist, wie in Fig. 12 dargestellt.

Nachstehend wird ein Beispiel der oben angegebenen, bei dem ersten Ausführungsbeispiel angewandten Beschleuni gungs/Verzögerungs-Korrektur beschrieben. Fig. 13 zeigt eine Kraftstoffeinspritzmengen-Berechnungsroutine und entspricht der Fig. 6 des ersten Ausführungsbeispiels. Nachstehend wird das vorliegende Beispiel in Überein stimmung mit diesem Ablaufdiagramm näher beschrieben. Es werden denjenigen Schritten dieselben Schrittnummern zugeordnet, die dieselben Vorgänge wie in Fig. 6 aus führen (Schritte außer Schritt S140). Die zugehörige Erklärung wird weggelassen. D.h., der Unterschied zu dem ersten Ausführungsbeispiel besteht darin, daß dann, wenn die Kraftstoffeinspritzmenge GF(i) ermittelt wird, ein Vorgang zum Hinzufügen der Kraftstoffeinspritz- Korrekturbetrags gair ausgeführt wird. In Schritt S140 ist die Gleichung zum Berechnen der Kraftstoffein spritzmenge wie nachstehend.

GF(i) = GFET/(1 - Aα) - Aα · MF(i - 1) + gair (47)

Nachstehend wird der Ablauf zum Berechnen des Kraft stoffeinspritz-Korrekturbetrags gair auf der Grundlage des in Fig. 14 gezeigten Ablaufdiagramms (welches einer Kraftstoffeinspritzmengen-Korrektureinrichtung ent spricht) näher beschrieben. Dieses Ablaufdiagramm wird zu einer zugewiesenen Zeit in Abständen vorbestimmter Zeitdauern ausgeführt.

Wenn der Kraftstoffeinspritzkorrekturbetrag-Berech nungsablauf einmal bzw. das erste Mal ausgeführt wird, wird in einem Schritt S501 geprüft, ob zum gegenwärti gen Zeitpunkt die Kraftstoffeinspritzmengenberechnung ausgeführt werden soll oder nicht. Falls nicht, so wird der Ablauf beendet. Falls doch, so schreitet der Ablauf zu einem Schritt S502 fort. In Schritt S502 wird der gegenwärtige Ansaugdruck Pm und in einem Schritt S03 die Kühlwassertemperatur TW eingeführt. In einem Schritt S504 wird der Ansaugdruck-Änderungsbetrag dPm aus dem in Schritt S504 eingeführten Ansaugdruck Pm und dem vorangehend eingeführten Ansaugdruck Pm0 (dPm ← Pm ← Pm0) ermittelt. Daraufhin schreitet der Ablauf zu einem Schritt S505 fort, und der Verzögerungswert er ster Ordnung dPmn des Ansaugdrohrdruck-Änderungsbetrags wird anhand der nachstehenden Gleichung berechnet.

dPmn = { (a - 1) dPmnO + dPmn}/a (48)

In einem nächsten Schritt S506 wird der Kühlwassertem peratur-Korrekturwert kair aus der in Fig. 12 gezeigten Tabelle in Übereinstimmung mit der in Schritt S503 ein geführten Kühlwassertemperatur TW ermittelt. Sodann wird in einem Schritt S507 der Kraftstoffeinspritz- Korrekturbetrag gair bezogen auf den Disparitätsbetrag ΔQ der zugeführten Luftmenge anhand der folgenden Glei chung ermittelt.

gair = kh · dPmn · (1 + kair) (49)

Hierin ist kh eine Umwandlungskonstante zum Umwandeln des Verzögerungswerts erster Ordnung dPmn des Ansaug rohrdruck-Änderungsbetrags in die Kraftstoffeinspritz menge. Diese Umwandlungskonstante kh wird durch die Größe bzw. Dimensionierung etc. der Einspritzdüse bzw. des Injektors bestimmt.

Schließlich wird der gegenwärtig zugeführte Ansaugrohr druck Pm als Pm0 für die gegenwärtige Berechnung heran gezogen. Ferner wird der Verzögerungsbetrag erster Ord nung Pmn des gegenwärtig berechneten Ansaugrohrdruck- Änderungsbetrags als dPmn0 herangezogen und der Ablauf sodann beendet. Zeitverlaufsdiagramme für die Ausfüh rung des vorstehend beschriebenen Ablaufs sind in den Fig. 15(a) bis 15(e) gezeigt. Wenn eine Beschleunigung wie in Fig. 15(a) gezeigt ausgeführt wird, und wenn le diglich ein üblicher Beschleunigungszunahmebetrag ver wirklicht und die Korrektur gemäß der Vorrichtung zur Steuerung der Kraftstoffzufuhrmenge nicht durchgeführt wird, so wird das Luft/Kraftstoff-Verhältnis in Rich tung "mager" gestört, wie in den Fig. 15(b) und 15(c) gezeigt. Da jedoch bei der Vorrichtung zur Steuerung der Kraftstoffzufuhrmenge eine Korrektur der Kraft stoffzufuhrmenge bezogen auf den Disparitätsbetrag des Füllwirkungsgrads (zugeführte bzw. eingeleitete Luft menge) durchgeführt wird, bleibt das Luft/Kraftstoff verhältnis im wesentlichen ungestört, wie in den Fig. 15(d) und 15(e) gezeigt.

Bei dem vor stehend beschriebenen fünften Ausführungs beispiel kann, obwohl der Disparitätsbetrag Δη des Füllwirkungsgrads aufgrund einer Verzögerung in der Än derung der Zylinderinnentemperatur aus dem Verzöge rungsbetrag erster Ordnung dPmn des Ansaugrohrdruck- Änderungsbetrags berechnet wird, beispielsweise ein Sensor zum Messen der Zylinderinnentemperatur τ und des Disparitätsbetrags Δη des durch Berechnung ermittelten Füllwirkungsgrads vorgesehen sein.

Sechstes Ausführungsbeispiel

Nachstehend wird als sechstes Ausführungsbeispiel ein Ausführungsbeispiel beschrieben, in welchem die Zylin derinnentemperatur gemessen und der Kraftstoffein spritz-Korrekturbetrag gair in bezug auf den Füllwir kungsgrad-Disparitätsabschnitt Δη (zugeführte Luftmen ge) unter Verwendung dieses gemessenen Wertes ermittelt wird. In dem vorliegenden Ausführungsbeispiel ist ein Zylinderinnentemperatursensor 30 direkt an den Zylinder angebaut, wie in Fig. 16 gezeigt.

Fig. 17 ist ein Ablaufdiagramm, welches einen Ablauf zur Berechnung eines Kraftstoffeinspritz-Korrekturbe trags gair gemäß dem sechsten Ausführungsbeispiel zeigt. Nachstehend wird das Ausführungsbeispiel in Übereinstimmung mit diesem Ablaufdiagramm näher be schrieben.

Im Zuge der Ausführung dieses Ablaufs wird in einem Schritt S601 geprüft, ob zum gegenwärtigen Zeitpunkt eine Kraftstoffeinspritz-Berechnung erfolgen soll.

Falls nicht, so wird der Ablauf beendet. Falls doch, so schreitet der Ablauf zu einem Schritt S602 fort. In Schritt S602 wird der Ansaugdruck Pm und in Schritt S603 die Drehzahl Ne der Brennkraftmaschine eingeführt. Darüber hinaus wird in einem Schritt S604 die aus dem Zylinderinnentemperatursensor 30 erhaltene Zylinderin nentemperatur τ eingeführt. Weiter wird in einem Schritt S605 die Kühlwassertemperatur TW eingeführt.

Daraufhin wird in einem Schritt S606 der Ladewirkungs grad ηmap zum Zeitpunkt der GFET-Berechnung aus der in Fig. 18 gezeigten Tabelle für den Ansaugdruck Pm und die Drehzahl Ne der Brennkraftmaschine entnommen. In einem nächsten Schritt S607 wird der tatsächliche Ladewirkungsgrad η anhand der nachstehenden Gleichung be rechnet.

η = kt · (Pm/T) · f(ε) (50)

Hierin ist kt eine vorangehend ermittelte Konstante. In einem Schritt S608 wird die Differenz zwischen dem in Schritt S607 berechneten tatsächlichen Füllwirkungsgrad η und dem in Schritt S606 eingeführten tabellierten Füllwirkungsgrad ηmap berechnet (Δη ← η ← ηmap). In Schritt S609 wird der Wassertemperatur-Korrekturkoeffi zient kair in Übereinstimmung mit der Kühlwassertempe ratur gelesen. Sodann wird in Schritt S610 der Kraft stoffeinspritz-Korrekturbetrag gair anhand der nachste henden Gleichung berechnet, und der Ablauf wird been det.

gair = kh′ · Δη · (1 + kair) (51)

Hierin ist kh′ ein Umwandlungskoeffizient zum Umwandeln des Ladewirkungsgrads η in die Kraftstoffeinspritzmen ge. In dem vorstehend beschriebenen sechsten Ausfüh rungsbeispiel können dieselben Wirkungen wie in dem fünften Ausführungsbeispiel erzielt werden.

Obwohl in dem fünften und in dem sechsten Ausführungs beispiel die Beschreibung unter Bezugnahme auf den An saugdruck als Last erfolgte, ist es möglich, die zuge führte Luftmenge oder die Drehzahl der Brennkraftma schine als Last heranzuziehen. Darüber hinaus ist die vorliegende Erfindung nicht beschränkt auf die vorste henden Ausführungsbeispiele, und zahlreiche Änderungen können an diesen durchgeführt werden, ohne den Rahmen der Erfindung zu verlassen.

Vorstehend wurde somit eine Kraftstoffzufuhrmengen- Steuervorrichtung beschrieben, durch welche die Steuer barkeit einer Brennkraftmaschine während einer Be schleunigung und/oder einer Verlangsamung sowie unmit telbar nach dem Starten der Brennkraftmaschine durch Festlegen geeigneter Parameter verbessert wird. Eine Verdampfungszeitkonstante, welche chronologische Ände rungen in der aus einem Ansaugsystem der Brennkraftma schine in einen Zylinder eingeleiteten Kraftstoffmenge anzeigt, wird anhand einer vorbestimmten Berechnungs formel berechnet. Während dieser Berechnung wird die Rechenbelastung mittels eines Aquino-Operators und ei nes auf die Hubdauer bezogenen Aquino-Operators ge senkt, und die Berechnung der Kraftstoffeinspritzmenge wird in Zeitabständen ausgeführt, die kürzer sind als der Abstand zweier aufeinanderfolgender Kraftstoffein spritzungen (beispielsweise ein Kurbelwinkel von 60°). Während der Berechnung der Verdampfungszeitkonstanten wird die Verdampfungszeitkonstante nach erfolgtem Auf wärmen auf der Grundlage einer mittleren, in Überein stimmung mit einer Anhaftrate, mit der Kraftstoff an einem Ansaugkrümmer und einem Einlaßventil anhaftet, gewichteten Temperatur korrigiert. Die Einlaßventiltem peratur wird, da sie sich in Übereinstimmung mit der zugeführten Wärmeenergie ändert, anhand der einge spritzten Kraftstoffmenge abgeschätzt.

Claims

1. Kraftstoffzufuhrmengen-Steuervorrichtung für eine Brennkraftmaschine, gekennzeichnet durch
ein Kraftstoffeinspritzventil (6) zum Einspritzen von Kraftstoff in einen Ansaugtrakt (5, 15) der Brenn kraftmaschine (1),
eine Kraftstoffmengenbedarf-Berechnungseinrichtung (20, 203) zum Berechnen einer benötigten Kraftstoffmen ge (MF) in Übereinstimmung mit Betriebszuständen der Brennkraftmaschine,
eine Verdampfungszeitkonstanten-Berechnungsein richtung (20, 202) zum Berechnen einer Verdampfungs zeitkonstante (τ), die zeitliche Änderungen in einer aus dem Ansaugtrakt in einen Zylinder eingeleiteten Kraftstoffmenge nach der Kraftstoffeinspritzung durch das Kraftstoffeinspritzventil auf der Grundlage einer Bezugs-Verdampfungszeitkonstante (τ0) bezogen auf eine Bezugsdrehzahl (Ne0) und eine Bezugslast (Pm0) der Brennkraftmaschine sowie auf die Drehzahl (Ne) und die Last (Pm) zum Zeitpunkt der Berechnung der Verdamp fungszeitkonstante angibt,
eine Restkraftstoffmengen-Berechnungseinheit (20, 203) zum Berechnen einer in dem Ansaugtrakt verbleiben den Kraftstoffmenge auf der Grundlage der durch die Verdampfungszeitkonstanten-Berechnungseinrichtung be rechneten Verdampfungszeitkonstante; und
einer Kraftstoffeinspritzmengen-Berechnungsein richtung (20, 207) zum Berechnen einer durch das Kraft stoffeinspritzventil einzuspritzenden Kraftstoffmenge auf der Grundlage einer benötigten, durch die Kraft stoffmengenbedarf-Berechnungseinrichtung (20, 201) be rechneten Kraftstoffmenge (GFET) und der durch die Restkraftstoffmengen-Berechnungseinheit berechneten Restkraftstoffmenge.

2. Vorrichtung nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die Verdampfungszeitkonstanten-Berechnungseinrich tung (20, 202) die Verdampfungszeitkonstante auf der Grundlage der Gleichung T = τ0 · (Ne0/Ne) · f(Pm)unter Verwendung des Ansaugdrucks als Last der Brenn kraftmaschine berechnet, wobei Ne die Drehzahl der Brennkraftmaschine zum Berechnungszeitpunkt, Pm der An saugdruck zum Berechnungszeitpunkt, Ne0 eine Bezugs drehzahl der Brennkraftmaschine, T0 eine Bezugs-Ver dampfungszeitkonstante bei einem Bezugsansaugdruck Pm0 als die Bezugsdrehzahl und der Bezugslast der Brenn kraftmaschine, und f(Pm) eine Änderungsrate der Ver dampfungszeitkonstante (τ) bezogen auf den Ansaugdruck (Pm) mit der Verdampfungszeitkonstante (T) bei dem Be zugsansaugdruck (Pm0) als Bezugsgröße ist.

3. Vorrichtung nach Anspruch 2, dadurch gekennzeich net, daß die Restkraftstoffmengen-Berechnungseinheit (20, 203) die Restkraftstoffmenge durch Addieren einer Kraftstoffeinspritzmenge zu einem durch Multiplizieren einer Restkraftstoffmenge zu einem vorangehenden Kraft stoffeinspritzzeitpunkt mit einem zu α = 1 - Δt/τdefinierten Aquino-Operator (α), worin Δt ein Abtastzy klus und τ die Verdampfungszeitkonstante sind, erhalte nen Wert berechnet.

4. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 2 oder 3, da durch gekennzeichnet, daß die Restkraftstoffmengen- Berechnungseinheit (20, 203) eine Restkraftstoffmenge durch Addieren der während einer Hubdauer eingespritz ten Kraftstoffmenge zu einem durch Multiplizieren der Restkraftstoffmenge aus dem vorangehenden Kraftstoffe inspritzvorgang mit einem auf die Hubdauer bezogenen Aquino-Operator Aα erhaltenen Wert berechnet, wobei der auf die Hubdauer bezogene Aquino-Operator (Aα) durch innerhalb der Dauer eines Hubes erfolgendes geordnetes Multiplizieren des für jede Abtastung während einer Zeitdauer, die kürzer ist als ein Zeitabstand zwischen zwei aufeinanderfolgenden Kraftstoffeinspritzungen in die Brennkraftmaschine, berechneten Aquino-Operators (α) zu Aα = α(t) · α(t - Δt) · α(t - 2Δt) . . . α(t - nΔt)worin Δt eine Abtastperiode und n eine Abtastfrequenz von einer Hubdauer bezeichnen, erhalten wird.

5. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 3 oder 4, da durch gekennzeichnet, daß eine Berechnung zum Berechnen der Verdampfungszeitkonstanten und der auf dieser ba sierenden Kraftstoffeinspritzmenge im Abstand zweier Kraftstoffeinspritzungen oder in einem Abstand, der kürzer ist als der Abstand der beiden Kraftstoffein spritzungen, durchgeführt wird.

6. Vorrichtung nach Anspruch 5, gekennzeichnet durch
eine Ansaugtrakttemperatur-Meßeinrichtung zum Mes sen einer Temperatur eines Ansaugtrakts (5) der Brenn kraftmaschine, und
eine Korrektureinrichtung (20, S08) zum Korrigie ren der Verdampfungszeitkonstanten nach dem Warmlauf vorgang der Brennkraftmaschine auf der Grundlage der Temperatur des Ansaugtrakts.

7. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 1 bis 5, ge kennzeichnet durch
eine Ansaugtrakttemperatur-Meßeinrichtung (20, S02) zum Messen einer Temperatur eines Ansaugtrakts (5), durch welchen Kraftstoff eingespritzt wird,
einer Einlaßventiltemperatur-Meßeinrichtung (20, S06, 30) zum Messen der Temperatur eines Einlaßventils (15) der Brennkraftmaschine;
einer Kraftstoffanhaftabschnitt-Temperaturmittel wert-Berechnungseinrichtung (20, S07) zum Berechnen ei ner mittleren Temperatur von Abschnitten mit anhaften dem Kraftstoff durch gewichtetes Berechnen der durch die beiden Temperaturmeßeinrichtungen gemessenen Tempe raturen des Ansaugtrakts (5) und des Einlaßventils (15) in Übereinstimmung mit einer Rate des Anhaftens von aus dem Kraftstoffeinspritzventil eingespritzten Kraft stoffs an den Ansaugtrakt (5) und das Einlaßventil (15), und
einer Korrektureinrichtung zum Korrigieren der Verdampfungszeitkonstante auf der Grundlage der berech neten mittleren Temperatur.

8. Vorrichtung nach Anspruch 7, dadurch gekennzeichnet, daß die Einlaßventiltemperatur-Meßeinrichtung einen Schätzwert der Einlaßventiltemperatur auf der Grundlage eines Integrationswerts des seit Betriebsbeginn der Brennkraftmaschine eingespritzten Kraftstoffs berech net.

9. Vorrichtung nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, daß
die Kraftstoffeinspritzmengen-Berechnungseinrich tung einen Kraftstoffeinspritzmengen-Korrekturbetrag in Übereinstimmung mit einer verzögerten Änderung des La dewirkungsgrads von in den Zylinder eingeleiteter Luft bei Schwankungen der Last der Brennkraftmaschine be rechnet, und
die Kraftstoffeinspritzmengen-Berechnungseinrich tung eine Kraftstoffeinspritzmengen-Korrektureinrich tung aufweist zum Korrigieren der Kraftstoffeinspritz menge auf der Grundlage des Korrekturbetrags.

10. Vorrichtung nach Anspruch 9, dadurch gekennzeich net, daß die Kraftstoffeinspritzmengen-Korrekturein richtung einen Verzögerungsbetrag erster Ordnung der Last der Brennkraftmaschine sowie einen Korrekturbetrag für die Kraftstoffeinspritzmenge auf der Grundlage der Verzögerung erster Ordnung der Last der Brennkraftma schine berechnet.

11. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 1 bis 8, da durch gekennzeichnet, daß die Kraftstoffeinspritzmen gen-Berechnungseinrichtung eine Kraftstoffeinspritzmen ge mittels eines Polzuweisungsverfahrens berechnet.