JP2007247627A - 燃料噴射制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】過渡運転中の内燃エンジンの空燃比制御精度を高める燃料噴射制御装置を提供する。
【解決手段】制御信号に応じてシリンダに吸入される空気量を調整するが、制御信号に対して応答遅れのある吸入空気量調整機構を備えるエンジンの燃料噴射量を制御する燃料噴射制御装置であって、吸入空気量調整機構が実現する吸入空気量の予測値を、制御信号に基づいて計算する吸入予想空気量計算手段７４と、予想吸入空気量に応じて要求燃料噴射量を計算する要求噴射量計算手段７８と、要求燃料噴射量の燃料を所定のタイミングで噴射する燃料インジェクタとを有する。
【選択図】図３

Description

この発明は、エンジンの燃料噴射を制御する装置に関する。

内燃エンジンにおいては、例えば加速操作が行われてから、実際にエンジンのシリンダに吸入される吸気量が増加するまでに、時間の遅れが生じる。

吸気スロットルの上流に設けられたエアフローメータが検出する吸気流量と目標空燃比とから計算した目標燃料噴射量の燃料を、燃料インジェクタから噴射すると、エンジンが定常運転している場合には、エンジン内の混合気は目標空燃比になる。しかし、加速や減速といった過渡運転では吸入空気量の変化の遅れによってシリンダ内の混合気が一時的に目標空燃比からズレてしまう。

そこで特許文献１では、車両用内燃エンジンの過渡運転時にもシリンダに供給される混合気が目標とする空燃比に一致させるための燃料噴射料の計算方法を提案している。すなわち、エアフローメータの検出流量から、シリンダの１燃焼サイクル当たりの吸入空気量を計算し、この吸入空気量と理論空燃比から、シリンダ吸気量相当の燃料噴射量を計算する。さらに、従来技術は燃料噴射量を吸気バルブの閉鎖から１０ミリ秒進角(advance)させたタイミングで適用する。
特開平０１−３０５１４４号公報

エアフローメータの検出流量から、シリンダの１燃焼サイクル当たりの吸入空気量を計算する際には遅れ処理が施される。言い換えれば、空気が実際にシリンダに吸入される前に、シリンダの吸入空気量を計算している。そのために、計算結果に基づく燃料噴射量を吸気バルブの閉鎖に先立って適用することが可能なのである。

内燃エンジンの加速操作に関して、吸気バルブの閉鎖から１０ミリ秒進角させた燃料噴射量の適用タイミングが、実際の燃料噴射タイミングより前であれば、計算した燃料噴射量を実際の燃料噴射に反映させることができる。しかしながら、吸気バルブの閉鎖から１０ミリ秒進めたタイミングが噴射タイミングより後であれば、前回の燃焼サイクルにおいて計算した燃料噴射量を用いて燃料噴射が行なわれる。後者の場合、内燃エンジンの加速時には、シリンダ内の混合気の実空燃比はリーンになることは避けられない。

この問題を解決するには、燃料噴射量の計算値の適用タイミングを大きく進角させれば良い。しかしながら、この進角操作は、エアフローメータの検出流量からシリンダの吸入空気量を計算する際の遅れ処理の補正として行なわれるため、遅れ処理の範囲を超えて進角させることはできない。より簡単に言えば、エアフローメータが空気流量増加を検出する前に、対応する燃料噴射量を計算することはできない。したがって、この燃料噴射量計算値の適用タイミングの進角操作は狭い範囲に限られ、空燃比制御精度に及す効果も限定的である。

本発明は、このような従来の問題点に着目してなされたものであり、過渡運転中の内燃エンジンの空燃比制御精度を高める燃料噴射制御装置を提供することを目的としている。

本発明は以下のような解決手段によって前記課題を解決する。なお、理解を容易にするために本発明の実施形態に対応する符号を付するが、これに限定されるものではない。

本発明は、制御信号に応じてシリンダに吸入される空気量を調整するが、制御信号に対して応答遅れのある吸入空気量調整機構(５１，４１，４２)を備えるエンジン(１)の燃料噴射量を制御する燃料噴射制御装置であって、前記吸入空気量調整機構(５１，４１，４２)が実現する吸入空気量の予測値を、制御信号に基づいて計算する吸入予想空気量計算手段(７４)と、前記予想吸入空気量に応じて要求燃料噴射量を計算する要求噴射量計算手段(７８)と、前記要求燃料噴射量の燃料を所定のタイミングで噴射する燃料インジェクタ(５２)とを有することを特徴とする。

本発明によれば、制御信号に応じてシリンダに吸入される空気量を調整するが、制御信号に対して応答遅れのある吸入空気量調整機構を備えるエンジンにおいて、吸入空気量調整機構が実現する吸入空気量の予測値を、制御信号に基づいて計算し、その予想吸入空気量に応じて要求燃料噴射量を計算し、要求燃料噴射量の燃料を所定のタイミングで噴射するようにしたので、エンジンの加速や減速などの過渡運転における空燃比の制御精度が向上する。また特に吸気スロットルにおける密度比に基づいて吸入空気量の予想値を計算するようにしたので、より正確に吸入空気量を予想でき、空燃比の制御精度が一層向上する。

以下では図面等を参照して本発明の実施の形態についてさらに詳しく説明する。
（第１実施形態）
図１は本発明の第１実施形態を示す概略構成図である。

吸気コレクタ２１を含むエンジン１の吸気通路２には、上流からエアフローメータ６１と、吸気スロットル装置５１と、燃料インジェクタ５２とが設けられている。吸気スロットル装置５１は、吸気スロットル５１ａとスロットルモータ５１ｂとからなる。運転者がアクセルペダル３５を踏み込むと、コントローラ７は、アクセルポジションセンサ６７の信号に基づいて目標トルクを定め、この目標トルクを実現するための目標空気量を定め、この目標空気量が得られるようにスロットルモータ５１ｂを介して吸気スロットル５１ａの開度を制御する。また例えばＡＳＣＤ(Auto Speed Control Device)による定速走行のためのトルク要求信号や、自動変速機の変速ショックを緩和するための回転同期制御のためのトルク要求信号があると、コントローラ７は、この目標トルクを実現するための目標空気量を定め、この目標空気量が得られるようにスロットルモータ５１ｂを介して吸気スロットル５１ａの開度を制御する。吸気スロットル装置５１は、アクセルペダル３５と機械的に接続されておらず、スロットルモータ５１ｂが吸気スロットル５１ａを駆動する。このため、吸気スロットル実開度が吸気スロットル目標開度と一致するまでに応答遅れがある。

排気通路３には、マニホールド触媒３１と、床下触媒３２とが設けられている。マニホールド触媒３１及び床下触媒３２は排気の空燃比が理論空燃比を中心とした狭い範囲にあるとき、排気に含まれる炭化水素(HC)、一酸化炭素(CO)及び窒素酸化物(NOx)を同時に除去できる三元触媒である。このため、コントローラ７では運転条件に応じて燃料インジェクタ５２からの基本噴射量を定めるとともに、マニホールド触媒３１の上流に設けたＯ₂センサ６４の信号に基づいて空燃比をフィードバック制御する。

またエンジン１は、吸気バルブ１５のリフト量及び作動角を連続的に可変制御する多節リンク状の機構で構成される可変バルブ機構(variable valve event and lift control system；以下「ＶＥＬ機構」と略す)４１と、クランクシャフト１４と吸気バルブ用カムシャフト４１ａとの回転位相差を連続的に可変制御して、吸気バルブ１５のバルブタイミングを進遅角する可変バルブタイミング機構(valve timing control；以下「ＶＴＣ機構」と略す)４２とを備える。これらの具体的な構成は特開２００３−３１４３４７号公報により公知であるのでその詳しい説明は省略する。

吸気スロットル５１ａにより調量される空気は、吸気コレクタ２１に蓄えられた後、吸気マニホールド２２を介して各気筒のシリンダ１１に導入される。燃料は各気筒の吸気ポート２３に配置された燃料インジェクタ５２より、所定のタイミングで吸気ポート２３に間欠的に噴射供給される。ここで、燃料インジェクタ５２に与える燃料噴射量は、コントローラ７がエアフローメータ６１(空気流量検出手段)により検出される吸入空気流量と、クランク角センサ（３３、３４）からの信号に基づいて演算されるエンジン回転速度とに応じて算出している。

噴射された燃料は吸気と混合して混合気を作り、この混合気は吸気バルブ１５を閉じることでシリンダ１１に閉じこめられ、ピストン１３の上昇によって圧縮され、点火プラグ１７により着火されて燃焼する。この燃焼によるガス圧がピストン１３を押し下げる仕事を行い、このピストン１３の往復運動はクランクシャフト１４の回転運動へと変換される。燃焼後のガス（排気）は排気バルブ１６が開いたとき排気通路３へと排出される。

図２は、本発明の基本コンセプトを説明する図である。

続いてこの図２を参照して、内燃エンジン１の加速時における、この発明による燃料噴射制御の基本コンセプトを説明する。

図２(Ａ)に示すように、時刻ｔ1でドライバがアクセルペダル３５を踏み込んで、アクセルペダル踏込量APOが第１踏込量APO1から第２踏込量APO2へと増加を開始する。前述のように、スロットル開度TVOの変化は、アクセルペダル踏込量APOの変化に対して遅れる。ここでは、スロットル開度TVOは時刻ｔ4になって増加を開始する。

このように内燃エンジン１の加速時や減速時には、図２(Ａ)に示すように、アクセルペダル踏込量APOの立ち上がりに対して、吸気スロットル５１ａの応答遅れの分だけ吸気スロットル開度TVOの立ち上がりが遅れる。したがって吸気スロットル開度TVOの波形は、アクセルペダル踏込量APOの波形を右方向に平行移動したものに等しい。ただし吸気スロットル５１ａは、アクセルペダル３５の踏み込みに対して一次遅れ又は数次遅れとなるので、図２(Ａ)に示すような波形になる。

そしてシリンダ１１の吸入空気量の変化は、スロットル開度TVOの変化に対してさらに遅れる。すなわち吸気スロットル５１ａを通過した吸気は、コレクタ２１に一旦蓄えられた後に、シリンダ１１に吸入される。したがってシリンダ１１の吸入空気量の変化は、スロットル開度TVOの変化に対してさらに遅れる。ここではシリンダ１１の吸入空気量は時刻ｔ5になって増加し始める。シリンダ１１に実際に吸入される空気量をシリンダ吸入実空気量Qcと称する。

この発明は、加速を含む過渡運転において、シリンダ１１に実際に吸入される空気量の変化と、燃料噴射量の変化とのズレを解決して、空燃比の制御精度を高めることを主題としている。そのために、図２(Ｃ)では、説明の都合上シリンダ吸入実空気量Qcと要求噴射量Tpfとを同じ高さに描いている。実際には、理論空燃比において燃料噴射量を１とすれば、吸入空気量は１４．７となる。また、シリンダ吸入実空気量Qcの単位は[g/cycle](グラム／サイクル)であり、要求噴射量Tpfの単位は[msec](ミリ秒)である。したがって、単位も異なるが、ここでは増加のタイミングのみを問題としているので、表記を簡略化するために単位の違いも無視している。結果として、シリンダ吸入実空気量Qcと要求噴射量Tpfの波形は同じ形となり、両者の間に時間軸方向のズレのみが存在することになる。

時刻ｔ1におけるアクセルペダル踏込量APOの変化開始から、時刻ｔ4における吸気スロットル５１ａのスロットル開度TVOの変化開始までは、４０〜５０ミリ秒要する。

この発明の基本コンセプトは、燃料噴射量をスロットル開度TVOの代わりに吸気スロットルの開度を制御するための信号(アクセルペダル踏込量の信号や、例えばＡＳＣＤによる定速走行のためのトルク要求信号や、自動変速機の変速ショックを緩和するための回転同期制御のためのトルク要求信号)に基づいて計算することであり、その結果スロットル開度TVOの変化に先行して要求噴射量Tpfを計算できる。

時刻ｔ1におけるアクセルペダル踏込量APOの変化開始から、時刻ｔ5におけるシリンダ１１の吸入空気量の変化開始に至るまでの応答遅れを以下の説明では無駄時間T2と称する。

コントローラ７は、図２(Ｃ)に示すように、シリンダ吸入実空気量Qcの変化の位相をアクセルペダル踏込量APOの変化の位相と一致するまで、無駄時間T2を用いて進角処理し、処理後の値をシリンダ吸入予測空気量Qcaとする。無駄時間T2は一定値としてあらかじめ与える。コントローラ７は、さらに、シリンダ吸入予測空気量Qcaに、噴射タイミングと同期させるための無駄時間T1による遅延処理を加えて、図２(Ｃ)に一点鎖線で示す要求噴射量Tpfを得る。

図２(Ｃ)の各曲線は、アクセルペダル踏込量APOの変化から計算した値を示し、吸気バルブ１５の開閉を考慮していない。実際には図２(Ｂ)に示すように吸気バルブ１５が時刻ｔ6で閉じるので、時刻ｔ6におけるシリンダ吸入実空気量Qcの値Qc1がシリンダ１１の吸入実空気量である。要求噴射量Tpfの曲線の時刻ｔ2における値Tpf1が吸入実空気量Qc1に対応する要求噴射量である。したがって、コントローラ７が実際に計算するのは、時刻ｔ2における要求噴射量Tpf1である。

図２(Ａ)〜図２(Ｃ)では、内燃エンジン１の回転速度Neを一定とし、噴射タイミングは、時刻ｔ0よりも少し遅れた時刻ｔ2であると仮定している。時刻ｔ3から時刻ｔ6までが吸気バルブ１５の開弁期間であり、噴射タイミングは吸気ストロークの直前に設定されている。この関係はどのシリンダ１１についても同じとする。

図２(Ａ)〜図２(Ｃ)の横軸は時間軸であるため、エンジン回転速度Neが変化すると、噴射タイミングも変化する。具体的には、エンジン回転速度Neが下がると噴射タイミングが遅くなって図の右方向へ移動する。エンジン回転速度Neが上がると噴射タイミングが早くなって図の左方向へ移動する。これに伴い、無駄時間T1も変化する。つまり無駄時間T1はエンジン回転速度Neの関数である。

図３を参照してコントローラ７の具体的な構成について説明する。

コントローラ７は燃料噴射量Tiを計算する。コントローラ７は、エアフローメータ出力遅れの進み補償ユニット７１と、スロットル開口予測面積計算ユニット７２１と、スロットル開口実面積計算ユニット７２２と、面積比計算ユニット７２３と、補正予測圧力比計算ユニット７３１と、補正実圧力比計算ユニット７３２と、圧力比の比率計算ユニット７３３と、密度比計算ユニット７４０と、吸入予測空気量計算ユニット７４と、吸気通路下流部充填モデル７５と、１燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入予測空気量計算ユニット７６と、無駄時間計算ユニット７７と、要求噴射量計算ユニット７８と、燃料噴射量計算ユニット７９と、シリンダ吸入空気量計算ユニット７０１と、シリンダ吸入空気量相当噴射量計算ユニット７０２とを備える。なお、図３に示す各ブロックはコントローラ７の各機能を、仮想的なユニットとして示したもので、各ブロックは物理的な存在を意味しない。

これらの計算ユニットにより、コントローラ７は内燃エンジン１の運転中に、１ミリ秒間隔で、燃料噴射量Ti[msec]を計算する。

エアフローメータ出力補償ユニット７１は、エアフローメータ６１から入力した信号に応答遅れに対して進み補償し、エアフローメータ検出流量Qa [g/msec](グラム／ミリ秒)を計算する。エアフローメータ６１の信号に、応答遅れの進み補償を加えることは、特開２００３−３１４３４７号公報によって公知であり、ここではその手法をそのまま適用する。

スロットル開口予測面積計算ユニット７２１は、要求駆動トルクTrq又はアクセルポジションセンサ６７が検出したアクセルペダル踏込量APOに基づいて、それに対応するスロットル開口面積(以下「スロットル開口予測面積」という)AAPO[ｍ²](平方メートル)を計算する。具体的な計算方法は後述する。

スロットル開口実面積計算ユニット７２２は、あらかじめコントローラ７のROMに格納された図６(Ｂ)の特性マップを検索して、スロットル開度センサ３６が検出する吸気スロットル５１ａのスロットル開度TVOからスロットル開口実面積ATVO [m²](平方メートル)を計算する。

面積比計算ユニット７２３は、スロットル開口予測面積AAPOとスロットル開口実面積ATVOとの比AAPO/ATVOを計算する。

補正予測圧力比計算ユニット７３１は、後述の吸気通路下流部の予測圧力Pma [Pa](パスカル)と、大気圧センサ６８が検出する大気圧Pa [Pa]との比Pma/Paから、図７(Ａ)に示す特性のあらかじめコントローラ７のROMに格納されたマップを検索して補正予測圧力比PRAを求める。

補正実圧力比計算ユニット７３２は、後述の吸気通路下流部の実圧力Pm [Pa]と大気圧Pa [Pa]との比Pm/Paとから、図７(Ｂ)に示す特性のあらかじめコントローラ７のROMに格納されたマップを検索して、補正実圧力比PRを求める。

ふたつの圧力比の比率の計算ユニット７３３は、補正予測圧力比PRAと補正実圧力比PRとの比率PRRを計算する。

密度比計算ユニット７４０は、吸気スロットル５１ａにおける空気の密度比ρtha/ρthを、次式(1-1)(1-2)で求める。

なおチョーク時であるか否かは、吸気スロットル５１ａの前後の圧力比(Pm/Pthf)に基づいて判定する。すなわちPm/Pthf＜0.53のときにはチョーク時であると判定し、Pm/Pthf≧0.53のときには非チョーク時であると判定する。

またρthfa/ρthfは、次式(2)である。

ここで式(2)の具体的な求め方について図８を参照して説明する。

吸気通路上流部における予測空気量Qthfaは次式(3)で表される。

また空気密度ρは空気量Ｑ／容積Ｖであるから、ρthfa/ρthfは以下の式になる。

吸気通路上流部の容積は一定(不変)なので次式(5)になり、これに式(3)を代入すれば前述の式(2)が求まる。

吸入予測空気量計算ユニット７４は、エアフローメータ検出流量Qaを、次式(6)に示すように、面積比AAPO/ATVO及び圧力比の比率PRRで補正し、シリンダ吸入予測空気量Qaa [g/msec]を計算する。

吸気通路下流部充填モデル７５には、このようにして計算されたシリンダ吸入予測空気量Qaaが入力される。吸気通路下流部充填モデル７５は、吸気通路下流部の空気量Cma [g]と、吸気通路下流部の実圧力Pm [Pa]と、吸気通路下流部の予測圧力Pma [Pa]を計算する。

なお吸気通路下流部とは、吸気通路のうちの吸気スロットル５１ａよりも下流側の部分を指し、本実施形態では、吸気コレクタ２１と、吸気マニホールド２２と、吸気ポート２３とを合わせた部分である。

１燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入予測空気量計算ユニット７６は、吸気通路下流部の空気量Cmaを用いて、１燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入予測空気量Qca[g/cycle](グラム／サイクル)を計算する。

吸気通路下流部充填モデル７５及び１燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入予測空気量計算ユニット７６の詳細な構成については後述する。

無駄時間計算ユニット７７は、エンジン回転速度Ne[rpm]と吸気スロットル５１ａの無駄時間T2とから、次式(7)により無駄時間T1を計算する。

先取りクランク角区間X1は、燃料噴射開始時期から吸気バルブ１５の閉鎖時期までのクランク角区間に相当する。先取りクランク角区間X1は、燃料噴射タイミングがあらかじめ決められていて、かつ吸気バルブ１５の開閉タイミングやバルブリフト量が一定の場合には、例えば250度、といった一定値である。

要求噴射量計算ユニット７８は、１燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入予測空気量Qca[g/cycle]と無駄時間T1とに基づいて、まず、図２(Ｃ)に示すように、既知の値である時刻t2から無駄時間T1手前の時点における１燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入予測空気量Qca [g/cycle]を計算する。計算ユニット７６が与える１燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入予測空気量Qcaは時間の関数であるので、この関数に時刻t=t2-T1を与えることで１燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入予測空気量Qcaの具体的数値Qca1 [g/cycle]を計算する。要求噴射量計算ユニット７８は、さらに次式(8)でQca1 [g/cycle]を理論空燃比の14.7で除して、理論空燃比を実現するための要求噴射量Tpf1 [msec]を求める。要求噴射量Tpf1は燃料噴射パルス幅で表される。

燃料噴射量計算ユニット７９は、要求噴射量計算ユニット７８が計算した要求噴射量Tpf1 [msec]を用いて次式(9)によりシーケンシャル噴射かつ同期噴射の燃料噴射量Ti [msec]を計算する。

式(9)は空燃比フィードバック補正による燃料噴射量の公知の計算式である。過渡補正量Kathosは壁流補正のための値である。目標当量比Tfbyaは目標空燃比に対応する値であり、理論空燃比を目標空燃比に設定する場合には目標空燃比Tfbyaは1.0、リーン空燃比を目標空燃比に設定する場合には目標当量比Tfbyaは1.0未満の値、リッチ空燃比を目標空燃比に設定する場合には目標空燃比Tfbyaは1.0より大きな値となる。

コントローラ７はこのようにして計算された燃料噴射量Ti [msec]に相当する燃料噴射パルス信号を噴射タイミングにおいて燃料インジェクタ５２に出力する。

シリンダ吸入空気量計算ユニット７０１は、１燃焼サイクル当たりシリンダ吸入予測空気量Qcaを無駄時間T2 [msec]遅角させた値をシリンダ吸入実空気量Qc[g/cycle]として計算する。

シリンダ吸入空気量相当噴射量計算ユニット７０２は、１燃焼サイクル当たりシリンダ吸入予測空気量Qcaに対する噴射量を計算し、その値を無駄時間T2 [msec]遅角させてシリンダ吸入空気量相当噴射量Tp [msec]を計算する。噴射量Tpは燃料噴射パルス幅で表される。

シリンダ吸入空気量相当噴射量計算ユニット７０２が計算するシリンダ吸入空気量相当噴射量Tp及びシリンダ吸入空気量計算ユニット７０１が計算するシリンダ吸入実空気量Qcは、定常運転の燃料噴射制御のために計算される値であり、過渡運転の燃料噴射制御には使用されない。

図３には示されていないが、好ましくは、コントローラ７は、内燃エンジン１の定常運転と過渡運転とを判別し、定常運転では従来と同様にシリンダ吸入実空気量Qcとシリンダ吸入空気量相当噴射量Tpとを用いて燃料噴射量Tiを計算し、過渡運転では１燃焼サイクル当たりシリンダ吸入予測空気量Qcaと要求噴射量Tpfとを用いて燃料噴射量Tiを計算する。

図４はスロットル開口予測面積計算ユニット７２１の詳細について説明する図である。

スロットル開口予測面積計算ユニット７２１は、アクセル踏込量に基づくスロットル開口予測面積計算部７２１１と、トルク要求信号に基づくスロットル開口予測面積計算部７２１２と、ハイセレクト部７２１３と、アイドル維持信号に基づくスロットル開口予測面積計算部７２１４と、スロットル開口予測面積算出部７２１５とを有する。

アクセル踏込量に基づくスロットル開口予測面積計算部７２１１は、アクセルポジションセンサ６７が検出したアクセルペダル踏込量APOに基づいて、あらかじめコントローラ７のROMに格納された図６(Ａ)の特性マップを検索することで、アクセル踏込量APOに基づくスロットル開口予測面積AAPO1を計算する。

トルク要求信号に基づくスロットル開口予測面積計算部７２１２は、トルク要求信号Trqに基づいてスロットル開口予測面積AAPO2を計算する。トルク信号の一例を挙げると、例えばＡＳＣＤ(Auto Speed Control Device)による定速走行のためのトルク信号や、自動変速機の変速ショックを緩和するための回転同期制御のためのトルク信号がある。トルク要求信号に基づくスロットル開口予測面積計算部７２１２は、必要空気量計算部７２１２１と、スロットル開口面積換算部７２１２２とを有する。トルク要求信号に基づくスロットル開口予測面積計算部７２１２は、必要空気量計算部７２１２１においてトルク要求信号に基づく必要空気量を計算し、スロットル開口面積換算部７２１２２において必要空気量を通過させるために開口すべきスロットル面積AAPO2を計算する。

ハイセレクト部７２１３は、アクセル踏込量に基づくスロットル開口予測面積AAPO1と、トルク要求信号に基づくスロットル開口予測面積AAPO2とを比較して、大きい方をスロットル開口予測面積基本値AAPO0とする。

アイドル維持信号に基づくスロットル開口予測面積計算部７２１４は、アイドル回転の確保に必要なエンジントルクのアイドルトルク分に相当する吸気スロットルの開口面積AISCを計算する。具体的には補機駆動トルク等を含めてアイドル回転速度制御(ISC)において目標アイドル回転速度を維持するのに必要なトルク分の開口面積として算出する。

スロットル開口予測面積算出部７２１５は、スロットル開口予測面積基本値AAPO0にアイドルトルク相当開口面積AISCを加算してスロットル開口予測面積AAPOを計算する。

次に図５を参照して、吸気通路下流部充填モデル７５と、１燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入予測空気量計算ユニット７６との構成を説明する。

吸気通路下流部充填モデル７５と、１燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入予測空気量計算ユニット７６との組み合わせは、特開２００１−５００９１号公報により公知である。ここでは、公知の技術を応用し、吸気通路下流部充填モデル７５及び１燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入予測空気量計算ユニット７６を図５に示すように構成する。

すなわち吸気通路下流部充填モデル７５は、流入空気量計算部７５１と、空気量収支計算部７５２と、実圧力計算部７５３と、予測圧力計算部７５４とを備える。

１燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入予測空気量計算ユニット７６は、予測空気量計算部７６１と、加重平均処理部７６２と、単位換算部７６３とを備える。

図５と公知技術との相違は、吸気通路下流部充填モデル７５の入力値として、エアフローメータ流量Qaに代えて、吸入予測空気量Qaaを用いる点と、吸気通路下流部充填モデル７５が実圧力計算部７５３と予測圧力計算部７５４を備える点である。この違いにより、アクセルペダル踏込量APOの変化に一致するまで位相を進角させた１燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入予測空気量Qcaを計算できる。つまり、図２(Ｃ)において１燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入実空気量Qcを無駄時間T2進角させた値が計算される。ここで計算される値が１燃焼サイクル当たりシリンダ吸入予測空気量Qcaである。前述のように無駄時間T2はあらかじめ一定値として与えられる。

なお図５に示す各ブロックもコントローラ７の各機能を、仮想ユニットとして示したもので、各ブロックは物理的な存在を意味しない。

各部について簡単に説明する。

流入空気量計算部７５１は次式(10)により、シリンダ吸入予測空気量Qaaに計算周期Δt、すなわち１ミリ秒を乗じて吸気通路下流部へ流入する空気量Caa [g]を計算する。

空気量収支計算部７５２は次式(11)により、前回値Cma^-1に流入空気量Caa [g]を加算するとともに、シリンダの吸入空気量(吸気通路下流部からは流出する)Cca [g]を減算することで、吸気通路下流部空気量Cma [g]を計算する。

式(11)の右辺のシリンダ吸入空気量Cca^-1は、シリンダ吸入予測空気量計算部７６１が一制御周期前に計算したシリンダ吸入予測空気量(すなわちCcaの前回値)である。

実圧力計算部７５３は、吸気通路下流部空気量Cma [g]と、温度センサ44が検出した吸気通路下流部温度Tm [K]と、吸気通路下流部容積Vm [m³]とを用いて、次式(12)により吸気通路下流部実圧力Pm [Pa]を計算する。なお式(12)は気体の状態方程式から導かれる。

予測圧力計算部７５４は、吸気通路下流部圧力Pmを吸気スロットル５１ａの無駄時間T2進角させた、アクセラレータ開度相当吸気通路下流部圧力Pma [Pa]を計算する。

シリンダ吸入予測空気量計算部７６１は、吸気通路下流部空気量Cma [g]と、シリンダ１１の容積Vc [m³]と、吸気通路下流部の容積Vm [m³]とを用いて、次式(13)でシリンダ吸入予測空気量Cca [g]を計算する。なおVc及びVmは一定値である。

式(13)は以下のようにして求められる。気体の状態方程式が以下の式(14)で表される。

この関係を書き直すと次式(15)が得られる。

これをシリンダ１１に適用してシリンダ１１のモル数、すなわち空気量Ccを次式(16)で求めることができる。

シリンダ１１の圧力Pcと吸気通路下流部圧力Pmは等しく、かつシリンダ１１の温度Tcと吸気通路下流部温度Tmは等しいと見なすと、式(16)は次式(17)に書き換えられる。

一方、気体の状態方程式から以下の式が導かれる。

したがって吸気通路下流部においては次式(19)の関係が成立する。

式(19)を式(17)に代入すると、次式(20)が得られる。

シリンダ１１の空気量Ccをシリンダ吸入予測空気量Ccaに置き換えれば上の式(13)が得られる。

予測空気量計算部７６１が計算したシリンダ吸入予測空気量Ccaは、次の計算サイクルにおいて、空気量収支計算部７５２で使用される。このように予測空気量計算部７６１と空気量収支計算部７５２とは、互いの計算値を用いてサイクリックに計算する。

加重平均処理部７６２は、シリンダ吸入予測空気量Ccaを次式(21)で加重平均してシリンダ吸入予測空気量の加重平均値Ccak [g]を計算する。

単位換算部７６３は、シリンダ吸入予測空気量の加重平均値Ccak [g]を、計算周期に対応させるべく、エンジン回転速度Ne[rpm]を用いて次式(22)で１燃焼サイクル、すなわち６気筒エンジンではクランク角120度当たりのシリンダ吸入予測空気量Qca[g/cycle]に変換する。

このようにして、吸気通路下流部充填モデル７５と、１燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入予測空気量計算ユニット７６は、１燃焼サイクル当たりシリンダ吸入予測空気量Qca [g/cycle]、吸気通路下流部の実圧力Pm [Pa]、吸気通路下流部の予測圧力 Pma [Pa]を計算する。

図９を参照して、本発明の作用及び効果を説明する。

なおここでは時刻ｔ1でドライバがアクセルペダル３５を踏み込んで一定踏込量を維持する場合、すなわち図４のスロットル開口予測面積計算ユニット７２１においてスロットル開口面積AAPOをアクセルペダル踏込量APOに基づいて計算した場合について考える。

図９(Ａ)に示すように、ドライバがアクセルペダル３５を踏み込むと、スロットル開口予測面積がアクセルペダル踏込前の予測面積AAPO10から踏込後の予測面積AAPO20に増える。この変化はスロットル開口実面積ATVOの変化よりも進んでいる。

ここで内燃エンジン１の加速時の吸入予測空気量Qaaの変化を考える。

計算を簡略化するために補正圧力比PRA=Pma/Paとし、補正圧力比PRAと補正圧力比PRの比率PRR=PRA/PR=Pma/Pmとする。このようにすれば式(6)は次式(23)に置き換えることができる。

式(23)の右辺の面積比AAPO/ATVOは、踏込前予測面積AAPO10から踏込後予測面積AAPO20に達するまで増大し、吸気スロットル開口実面積ATVOが立ち上がるまで一定値を保ち、その後は減少して、１に収束する。

圧力比Pma/Pmは、吸気通路下流部の予測圧力Pmaがアクセルペダル踏込前の第１圧力Pm1から踏込後の実圧力を第２圧力Pm2に達するまでは増加し、吸気通路下流部の実圧力Pmが立ち上がるまで一定値を保ち、その後は減少して、１に収束する。

吸入予測空気量Qaaは、上述のように変化する面積比AAPO/ATVO及び圧力比の比率Pma/Pmに比例する。その結果、吸入予測空気量Qaaは、図９(Ａ)の波形に示すように時刻t1で急激に立ち上がってピークを成し、その後徐々に減少してエアフローメータ流量Qaと一致する。

このように、吸入予測空気量Qaaは、エアフローメータ流量Qaの変化の位相がアクセルペダル踏込量APOの変化の位相に一致するまで、エアフローメータ流量Qaを進角させた値、つまりエアフローメータ流量Qaを吸気スロットル５１ａの無駄時間T2進角させた値である。

以上の述べたように、本発明の構成によれば、少なくとも過渡運転時にアクセルペダル踏込量APOに基づいて燃料噴射量を決定するので、従来のようにスロットル開度TVOと同位相で変化するエアフローメータの検出流量に基づいて燃料噴射量を決定するのと比べて、シリンダ吸入空気量の変化を早いタイミングで把握し、シリンダ吸入空気量の変化に適合した燃料噴射量を早期に設定することができる。その結果、内燃エンジンの加速や減速などの過渡運転における空燃比の制御精度が向上する。

また図９では、ドライバがアクセルペダルを踏み込んだ場合で説明したが、ＡＳＣＤ等によるトルク要求信号による場合も同様であり、この場合でも内燃エンジンの加速や減速などの過渡運転における空燃比の制御精度が向上する。

なお上記説明においては、計算を簡略化し理解を容易にするために補正圧力比PRR=Pma/Pmとしたが、実際の構成は、PRR=PRA/PRである。補正予測圧力比PRAは、図６(Ａ)に示したように圧力比Pma/Paが1.0に近い付近では小さな値となるように設定されている。補正実圧力比PRも同様に、図６(Ｂ)のように圧力比Pm/Paが1.0に近い付近では小さな値となるように設定されている。このように設定する理由は以下である。

すなわち、圧力比Pma/Pa及びPm/Paが1.0に近い領域とは、内燃エンジン１の高負荷領域にあたる。高負荷領域の空気流量は式(23)で計算される吸入予測空気量Qaaより小さい。そこで、圧力比Pma/PaとPm/Paが1.0に近づくにつれて減少する補正圧力比PRA及びPRを用いて、高負荷領域の吸入予測空気量Qaaを実空気流量に近づけているのである。図６(Ａ)に示す補正圧力比PRAの特性は、図６(Ｂ)に示す補正圧力比PRの特性と同一であり、これらの特性は吸気スロットル５１ａの流量特性に依存する。

ところで、無駄時間計算ユニット７７が式(7)で計算する無駄時間T1は、エンジン回転速度Neが低下するにつれて減少する。そして、エンジン回転速度Neがある値以下に低下すると、無駄時間T1は負の値となる。ところが無駄時間T1は、コントローラ７が、シリンダ吸入予測空気量Qcaを噴射タイミングと同期させるために加える遅れ処理の時間であり、論理的に負の値は取り得ない。そこでコントローラ７は、無駄時間T1が負の値となる場合には、吸気スロットル５１ａの動作タイミング、すなわち図９(Ａ)のATVOの変化を遅らせる。具体的には、式(7)から導かれる次式(24)の条件が成立する場合に、この処理を行なう。

式(24)はさらに次式(25)に変形される。

このようにしてコントローラ７は、式(25)の左右の項が等しくなるまで、吸気スロットル５１ａの動作タイミングを遅らせる。これにより無駄時間T2が増大し、無駄時間T1が負の値になることを防止できる。

（第２実施形態）
図１０は、本発明による燃料噴射制御装置の第２実施形態のコントローラのブロック構成図である。

なお以下に示す各実施形態では前述した実施形態と同様の機能を果たす部分には同一の符号を付して重複する説明を適宜省略する。

この実施形態では、第１実施形態のシリンダ吸入空気量計算ユニット７０１と、シリンダ吸入空気量相当噴射量計算ユニット７０２とに代えて、吸気通路下流部充填モデル７５１と、１燃焼サイクル当たりシリンダ空気量計算ユニット７６１と、シリンダ吸入空気量計算ユニット７０１１と、シリンダ吸入空気量相当噴射量計算ユニット７０２１とを備える。

吸気通路下流部充填モデル７５１と、１燃焼サイクル当たりシリンダ空気量計算ユニット７６１とは、前述の特開２００１−５００９１号公報に開示された公知技術をそのまま用いて構成する。

第１実施形態においては、シリンダ吸入空気量相当噴射量Tp [msec]を、１燃焼サイクル当たりシリンダ吸入予測空気量Qcaから計算しているが、この実施形態では従来と同じくエアフローメータ検出流量Qaから計算する。

すなわち、吸気通路下流部充填モデル７５１と、１燃焼サイクル当たりシリンダ空気量計算ユニット７６１とが、エアフローメータ検出流量Qaから１燃焼サイクル当たりシリンダ吸入空気量Qck [g/cycle]を計算する。

シリンダ吸入空気量計算ユニット７０１１は、１燃焼サイクル当たりシリンダ吸入空気量Qckをそのままシリンダ吸入実空気量Qc [g/cycle]として出力する。

シリンダ吸入空気量相当噴射量計算ユニット７０２１は、１燃焼サイクル当たりシリンダ吸入空気量Qck [g/cycle]に基づき次式(26)によってシリンダ吸入空気量相当噴射量Tp [msec]を計算する。

式(26)は式(8)の１燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入予測空気量Qca1を１燃焼サイクル当たりシリンダ吸入空気量Qckに置き換えたものである。

この実施形態においても、少なくとも過渡運転時にシリンダ吸入予測空気量Qca1に基づき燃料噴射量Ti [msec]を計算する点に関しては第１の実施形態と全く同一であり、過渡運転時の空燃比制御精度の向上に関して、第１の実施形態と同様の好ましい効果が得られる。

（第３実施形態）
第１実施形態及び第２実施形態は、吸入空気量を吸気スロットル５１ａで調整する内燃エンジンにこの発明を適用した実施形態であるのに対して、この第３実施形態ではアクセルペダル踏込量APO又は要求駆動トルクTrqに応動する可変動弁機構(ＶＥＬ機構４１及びＶＴＣ機構４２)により吸入空気量を調整するいわゆるノンスロットルエンジンにこの発明を適用する。なお以下では発明の理解を容易にするために、可変動弁機構がアクセルペダル踏込量APOに応動する場合を例示して説明する。

ＶＥＬ機構４１及びＶＴＣ機構４２の具体的な構造は、例えば特開２００３−３１４３４７号公報により公知であるが、その特性を図１１を参照して簡単に説明する。

ＶＥＬ機構４１によれば、図１１に実線で示したように吸気バルブ１５の開閉タイミング及びリフト量を自由に変更できる。またＶＴＣ機構４２によれば、図１１に破線で示したように吸気バルブ１５の開閉期間は一定のまま開閉タイミングを自由に変更できる。したがってＶＥＬ機構４１及びＶＴＣ機構４２を合わせて制御すれば、吸気スロットルがなくてもシリンダに吸入される吸気量を調整できる。

内燃エンジンの回転速度と負荷に規定される運転条件に応じて吸気バルブの目標開弁タイミングや目標閉弁タイミングを設定する方法は、特開２００３−１２９８７１号公報、特開２００３−６５１３１号公報及び特開平１１−００２１４０号公報に開示されている。簡単には、内燃エンジンが低負荷状態から高負荷状態へ移行する加速時には、図１２に示すように、吸気バルブ１５と排気バルブ１６のバルブオーバーラップが拡大するように、吸気バルブ１５の開弁タイミングと開弁タイミングの各目標値を進角させる。

このように、ノンスロットルエンジンでは、アクセルペダル踏込量APOに応じて必要吸気量を計算し、その吸気量が得られるようにＶＥＬ機構４１及びＶＴＣ機構４２を制御する。なおそのときの吸気バルブ１５の開閉タイミング及びリフト量とスロットル開口面積との相関は既知であり、ここではその関係に基づいて吸気バルブ１５の開閉タイミング及びリフト量に相当するスロットル開口面積を求めて制御を行う。

ところでＶＥＬ機構４１及びＶＴＣ機構４２によって吸気量を調整する場合も、吸気スロットルで吸気量を調整するときと同様に、応答遅れが存在する。

図１３は、本発明による燃料噴射制御装置の第３実施形態による動作を説明する図である。

コントローラ７が時刻ｔ10で吸気バルブ１５の目標開弁タイミングIVOmの第１開弁タイミングIVOm1から第２開弁目標タイミングIVOM2へのタイミング変更を指令した場合に、実際の開弁タイミングIVOrは時刻ｔ14で変更が開始される。

なお、図１３(Ｄ)においても、図２(Ｃ)と同様にシリンダ吸入実空気量Qcと要求噴射量Tpfとを同じ高さに描いている。

そこで本実施形態では、ＶＥＬ機構４１及びＶＴＣ機構４２の作動に先立ってアクセルペダル踏込量APO(要求駆動トルクTrq)に応じて出力される目標開弁タイミングIVOmのタイミング変更指令に基づき燃料噴射量を計算すれば、吸気バルブ１５の実際の開弁タイミングIVOrに先立って、要求噴射量Tpfを計算することができる。

すなわち、図１３(Ｂ)に示すように、吸気バルブ１５の開弁タイミングを、応答遅れ期間Tv2相当進角させた開弁タイミング先取り値IVOffを想定する。そして開弁タイミング先取り値IVOffを要求噴射量に同期させるための無駄時間Tv1の遅れ処理を加えて、図の破線に示すように、要求燃料噴射量Tpf1の計算根拠となる仮想開弁タイミングIVOfを設定する。図１３(Ｂ)には開タイミングIVOについて図示したが、閉タイミングIVCについても同様にして仮想閉弁タイミングIVOfを設定する。そしてこれらのタイミングから要求噴射量Tpf1を計算する。

より具体的には、図１３(Ｄ)に示すシリンダ吸入予測空気量Qcffを時間tの関数として求め、無駄時間Tv1から時間tを特定することで、図に示す要求噴射量Tpf1を計算する。

この実施形態においても、少なくとも過渡運転時にシリンダ吸入予測空気量Qcaに基づき燃料噴射量Ti [msec]を計算するので、過渡運転時の空燃比制御精度の向上に関して、第１実施形態や第２実施形態と同様の好ましい効果が得られる。

なおＶＥＬ機構４１及びＶＴＣ機構４２のいずれか一方の機構によって吸気量を変更する内燃エンジンにもこの発明は適用可能である。

（第４実施形態）
図１４，図１５は、本発明による燃料噴射制御装置の第４実施形態のコントローラのブロック構成図である。

この実施形態は、吸気スロットル５１ａと、可変動弁機構(ＶＥＬ機構４１及びＶＴＣ機構４２)とをともに備えた内燃エンジンへのこの発明の適用に関する。

この実施形態においても、コントローラ７は、第１実施形態と同じく図３に示す機能を備える。しかしながら、この実施形態は、１燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入予測空気量計算ユニット７６が使用するシリンダ１１の容積Vc [m³]は以下の理由から一定でない点で、第１の実施形態と相違する。そのために、コントローラ７は図５に示す各ユニットに加えて、吸気バルブ１５の実際の開弁タイミングIVOrと閉弁タイミングIVCrとからシリンダ１１の容積Vcを計算するために図１４に示すシリンダ容積計算ユニット７６０を備える。

物理的な意味合いにおけるシリンダ容積は、ピストンのストロークが変化しない限り一定であるが、吸気バルブ１５の実際の開弁タイミングIVOrと閉弁タイミングIVCrによって、計算ユニット７６が使用するシリンダ容積Vcが変化するのは次の理由による。

すなわち、可変動弁機構を備える場合には、図１２に示すように、開弁タイミングIVOと閉弁タイミングIVCの変化に応じて、排気バルブ１６と吸気バルブ１５がともに開いているバルブオーバーラップが発生する。バルブオーバーラップは、排気通路３からシリンダ１１への排気の逆流を招く。この現象を内部排気環流(internal Exahust Gas Recirculation(EGR))と呼ばれる。内部EGR量の増加は、吸気バルブ１５からシリンダ１１への吸入空気量の減少をもたらす。これは、シリンダ容積Vcが実質的に小さくなることに等しい。

シリンダ容積Vcが実質的に変化すると、シリンダ吸入予測空気量Qcaも変化する。そこで、吸気バルブ１６の実際の閉弁タイミングIVCrに基づいてシリンダ容積計算ユニット７６０がシリンダ容積Vcを計算するのである。具体的な計算内容は後述する。そして計算されたシリンダ容積Vc [m³]を用いて１燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入予測空気量計算ユニット７６がシリンダ吸入予測空気量Qcffを計算する。シリンダ吸入予測空気量Qcffは、第１実施形態や第２実施形態のシリンダ吸入予測空気量Qcaに相当する。したがって第１実施形態や第２実施形態のQcaをQcffに置き換えることで、第１実施形態や第２実施形態と同様に燃料噴射量Ti [msec]を計算できる。

次に図１５を参照して、シリンダ容積計算ユニット７６０の具体的な構成を説明する。図１４の計算は、第１実施形態の図３の計算と同じく１ミリ秒間隔で実行される。対応して、シリンダ容積計算ユニット７６０も図１５に示す燃料噴射量Ti [msec]の計算を１ミリ秒間隔で実行する。

可変動弁機構のもとでのシリンダ容積Vcの計算は、特開２００１−０５００９１号公報に開示されている。ここでは、シリンダ容積Vcの計算に、開示された計算方法を適用するとともに、新たに吸気バルブ開閉タイミング要求値計算部７６０１を追加する。

図１５を参照すると、吸気バルブ開閉タイミング要求値計算部７６０１は、吸気バルブ閉弁タイミング先取り値計算部７６０１１と、吸気バルブ開弁タイミング先取り値計算部７６０１２と、無駄時間計算部７６０１３と、吸気バルブ閉弁タイミング要求値計算部７６０１４と、吸気バルブ開弁タイミング要求値計算部７６０１５とを備える。

吸気バルブ閉弁タイミング先取り値計算部７６０１１は、アクセルペダル踏込量APOに基づいて吸気バルブ閉弁タイミング先取り値IVCffを計算する。吸気バルブ閉弁タイミング先取り値IVCffは、具体的にはアクセルペダル踏込量APOに対応する吸気バルブ１５の閉弁タイミングIVCの目標値である。ただし、アクセルペダル踏込量APOは時間とともに変化するので、吸気バルブ閉弁タイミング先取り値IVCffも時間の関数として表される。結果として、吸気バルブ閉弁タイミング先取り値IVCffは、吸気バルブ１５の実際の閉弁タイミングIVCrを可変動弁機構の無駄時間Tv2進角させた値に相当する。

同様に、吸気バルブ開弁タイミング先取り値計算部７６０１２は、アクセルペダル踏込量APOに基づいて吸気バルブ開弁タイミング先取り値IVOffを計算する。吸気バルブ開弁タイミング先取り値IVOffは、具体的にはアクセルペダル踏込量APOに対応する吸気バルブ１５の開弁タイミングIVOの目標値である。ただし、アクセルペダル踏込量APOは時間とともに変化するので、吸気バルブ開弁タイミング先取り値IVOffも時間の関数として表される。結果として、吸気バルブ開弁タイミング先取り値IVOffは、吸気バルブ１５の実際の開弁タイミングIVOrを可変動弁機構の無駄時間Tv2進角させた値に相当する。

無駄時間計算部７６０１３は、エンジン回転速度Ne[rpm]と可変動弁機構の無駄時間Tv2とから次式(27)によって無駄時間Tv1 [msec]を計算する。

先取りクランク角区間X1は、図１３(Ｃ)において、燃料噴射タイミングから吸気バルブ１５の閉鎖に至るクランク角区間に相当する。

吸気バルブ閉弁タイミング要求値計算部７６０１４は吸気バルブ閉弁タイミング先取り値IVCffを無駄時間Tv1遅角させた吸気バルブ閉弁タイミング要求値IVCfを計算する。

吸気バルブ開弁タイミング要求値計算部７６０１５は、吸気バルブ開弁タイミング先取り値IVOffを無駄時間Tv1遅角させた吸気バルブ開弁タイミング要求値IVOfを計算する。

目標シリンダ容積計算部７６０２は、吸気バルブ閉弁タイミング要求値IVCfから、対応するシリンダ容積を時間の関数として計算して目標シリンダ容積Vcm [m³]を計算する。

シリンダ内新気割合計算部７６０３は、吸気バルブ開弁タイミング要求値IVOf、排気バルブ閉弁タイミングEVC(一定値)、また必要によってEGR率に基づいてシリンダ新気割合η [%]を計算する。

実シリンダ容積計算部７６０４は、目標シリンダ容積Vcmにシリンダ新気割合η [%]を乗じて、実シリンダ容積Vcr [m³]を計算する。実シリンダ容積Vcr [m³]はシリンダ１１の新気だけの容積に相当する。

前述のように、排気バルブ閉弁タイミングEVCと吸気バルブ開弁タイミング実値IVOrとで、バルブオーバラップ量が決まる。バルブオーバラップが多いほどシリンダ１１の内部EGR量が増えるので、シリンダ新気割合η [%]はオーバラップ量に基づいて求める。

可変動弁機構を備える内燃エンジンは、オーバーラップ量の制御により内部EGR量を任意に調整できる。さらに外部EGR装置も備える場合には、その外部EGR装置のEGR率によってさらにシリンダ新気割合η [%]を補正する。

シリンダ容積変化速度計算部７６０５は、次式(28)により実シリンダ容積Vcr [m³]にエンジン回転速度Ne [rpm]を乗じて、シリンダ容積変化速度ΔVc [m³/msec]を計算する。

シリンダ容積算出部７６０６は、次式(29)によりシリンダ容積変化速度ΔVcに計算周期Δtを乗じてシリンダ容積Vc [m³]を計算する。

このように、吸気スロットル５１ａと可変動弁機構をともに備えた内燃エンジンにこの発明を適用した場合も、過渡運転での空燃比制御精度の向上に関して、上記各実施形態と同様の好ましい効果が得られる。

以上を要約すると、この発明は、コントローラ７がアクセルペダル踏込量APO又は要求駆動トルクTrqに基づきシリンダ１１の目標吸入空気量を計算し、目標吸入空気量を実現するように吸入空気量調整メカニズムを制御する一方、制御後の吸入空気量調整メカニズムが実現する吸入空気量の予測値Qcaをアクセルペダル踏込量APO又は要求駆動トルクTrqに基づき計算し、予測値Qcaに基づく目標燃料噴射量へと燃料インジェクタ５２の燃料噴射量を制御する。したがって、アクセルペダル踏込量APO(要求駆動トルクTrq)の変化からシリンダ１１の実際の吸入空気量が変化するまでのタイムラグの中で燃料噴射が行なわれる場合であっても、予測値Qcaに基づく燃料噴射量の燃料が噴射される。このため、吸入実空気量に基づき燃料噴射量を計算する従来の燃料噴射制御と比べて、燃料噴射量変化の応答性が増し、加速時や減速時における空燃比の制御精度が向上する。

以上説明した実施形態に限定されることなく、その技術的思想の範囲内において種々の変形や変更が可能であり、それらも本発明と均等であることは明白である。

本発明の第１実施形態を示す概略構成図である。 本発明の基本コンセプトを説明する図である。 コントローラのブロック構成図である。 スロットル開口予測面積計算ユニット７２１の詳細について説明する図である。 吸気通路下流部充填モデル７５と、１燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入予測空気量計算ユニット７６との構成を示す図である。 コントローラのROMに格納された特性マップである。 コントローラのROMに格納された特性マップである。 式(2)の具体的な求め方について説明する図である。 本発明の作用及び効果を説明する。 本発明による燃料噴射制御装置の第２実施形態のコントローラのブロック構成図である。 ＶＥＬ機構及びＶＴＣ機構の特性を簡単に説明する図である。 エンジンが低負荷状態から高負荷状態へ移行したときのバルブオーバーラップの変化を示す図である。 本発明による燃料噴射制御装置の第３実施形態による動作を説明する図である。 本発明による燃料噴射制御装置の第４実施形態のコントローラのブロック構成図である。 シリンダ容積計算ユニット７６０のブロック構成図である。

符号の説明

１ エンジン
４１ ＶＥＬ機構(吸入空気量調整機構／可変動弁機構)
４２ ＶＴＣ機構(吸入空気量調整機構／可変動弁機構)
５１ 吸気スロットル装置(吸入空気量調整機構)
５２ 燃料インジェクタ
６１ エアフローメータ(空気流量検出手段)
７１ エアフローメータ出力遅れの進み補償ユニット
７２１ スロットル開口予測面積計算ユニット(予測面積計算手段)
７２２ スロットル開口実面積計算ユニット(実開口面積計算手段)
７２３ 面積比計算ユニット(面積比計算手段)
７３１ 補正予測圧力比計算ユニット(予測圧力比計算手段)
７３２ 補正実圧力比計算ユニット(実圧力比計算手段)
７３３ 圧力比の比率計算ユニット(圧力比の比率計算手段)
７４ 吸入予測空気量計算ユニット(吸入予想空気量計算手段)
７５ 吸気通路下流部充填モデル
７５４ 予測圧力計算部(予測圧力計算手段)
７６ １燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入予測空気量計算ユニット(１燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入予想空気量計算手段)
７７ 無駄時間計算ユニット
７８ 要求噴射量計算ユニット(要求噴射量計算手段)
７９ 燃料噴射量計算ユニット
７０１ シリンダ吸入空気量計算ユニット
７０２ シリンダ吸入空気量相当噴射量計算ユニット

Claims (11)

1. 制御信号に応じてシリンダに吸入される空気量を調整するが、制御信号に対して応答遅れのある吸入空気量調整機構を備えるエンジンの燃料噴射量を制御する燃料噴射制御装置であって、
   前記吸入空気量調整機構が実現する吸入空気量の予測値を、前記制御信号に基づいて計算する吸入予想空気量計算手段と、
   前記予想吸入空気量に応じて要求燃料噴射量を計算する要求噴射量計算手段と、
   前記要求燃料噴射量の燃料を所定のタイミングで噴射する燃料インジェクタと、
   を有することを特徴とする燃料噴射制御装置。
2. 前記吸入空気量調整機構は、吸気通路に設けられ、制御信号に応じて作動するアクチュエータによって駆動されて吸気通路開口面積を変更して空気量を調整する吸気スロットルである、
   ことを特徴とする請求項１に記載の燃料噴射制御装置。
3. 前記吸気スロットルよりも上流の吸気通路に設けられ、空気流量を検出する空気流量検出手段と、
   制御信号に応じた前記吸気スロットルの開口面積を予測する予測面積計算手段と、
   制御信号に応じた前記吸気スロットルよりも下流の吸気通路下流部の予測圧力を計算する予測圧力計算手段と、
   前記吸気スロットルにおける空気の実密度に対する予想密度の密度比を計算する密度比計算手段と、
   を備え、
   前記吸入予想空気量計算手段は、前記空気流量検出手段で検出した空気流量を、前記吸気スロットルの開口予測面積、前記吸気通路下流部の予測圧力及び吸気スロットルにおける密度比に基づいて補正して、吸入空気量の予測値を計算する、
   ことを特徴とする請求項２に記載の燃料噴射制御装置。
4. 前記予測面積計算手段は、制御信号であるアクセルペダル踏込量信号に基づいて計算したスロットル開口予測面積AAPO1と、制御信号であるトルク要求信号に基づいて計算したスロットル開口予測面積AAPO2とのうちの大きいほうに基づいて、前記スロットル開口予測面積を計算する、
   ことを特徴とする請求項３に記載の燃料噴射制御装置。
5. 前記予測面積計算手段は、アクセルペダル踏込量信号に基づくスロットル開口予測面積AAPO1と、トルク要求信号に基づくスロットル開口予測面積AAPO2とのうちの大きいほうに、アイドル回転速度を維持するのに必要なトルク分の開口面積を加算して、前記スロットル開口予測面積を計算する、
   ことを特徴とする請求項３又は請求項４に記載の燃料噴射制御装置。
6. 前記吸気スロットルの実際の開口面積を計算する実開口面積計算手段と、
   前記予想開口面積の前記実開口面積に対する比を計算する面積比計算手段と、
   を備え、
   前記吸入予想空気量計算手段は、前記空気流量検出手段で検出した空気流量を、前記面積比に基づいて補正して、吸入空気量の予測値を計算する、
   ことを特徴とする請求項３から請求項５までのいずれか１項に記載の燃料噴射制御装置。
7. 前記密度比計算手段は以下の式に基づいて密度比ρtha/ρthを求める、
   

   

   ことを特徴とする請求項３から請求項６までのいずれか１項に記載の燃料噴射制御装置。
8. 前記吸入空気量調整機構は、吸気バルブの開閉タイミングを調整して空気量を調整する可変動弁機構である、
   ことを特徴とする請求項１に記載の燃料噴射制御装置。
9. 前記吸気通路下流部の予測圧力の大気圧に対する予測圧力比を計算する予測圧力比計算手段と、
   前記吸気通路下流部の実際の圧力の大気圧に対する実圧力比を計算する実圧力比計算手段と、
   前記予測圧力比の前記実圧力比に対する比率を計算する圧力比の比率計算手段と、
   を備え、
   前記吸入予想空気量計算手段は、前記空気流量検出手段で検出した空気流量を、前記圧力比の比率に基づいて補正して、吸入空気量の予測値を計算する、
   ことを特徴とする請求項１から請求項８までのいずれか１項に記載の燃料噴射制御装置。
10. 前記所定のタイミングは、制御信号に対して無駄時間T1遅れたタイミングである、
    

    

    ことを特徴とする請求項１から請求項９までのいずれか１項に記載の燃料噴射制御装置。
11. 前記吸入予想空気量計算手段が計算した吸入予想空気量が、吸気通路下流部を流れるときに時間遅れを考慮して、１燃焼サイクル当たりのシリンダ吸入予想空気量を計算する計算手段をさらに備える、
    ことを特徴とする請求項１から請求項１０までのいずれか１項に記載の燃料噴射制御装置。

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