JP2011122484A - エンジンの燃料供給装置及びエンジン発電機 - Google Patents

エンジンの燃料供給装置及びエンジン発電機 Download PDF

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Abstract

【課題】空燃比を精度高く目標リーン空燃比に制御し得る装置を提供する。
【解決手段】ミキサ（９）と、制御量に応じてエンジンに供給する混合気の空燃比を調整し得る空燃比調整器（１５）と、排気酸素濃度検出センサ（２２）と、このセンサ出力に基づいて空燃比が理論空燃比と一致するように空燃比調整器（１５）に与える制御量をフィードバック制御する制御手段（２１）と、空燃比が理論空燃比に落ち着いたとき空燃比調整器（１５）に与える制御量を保持する手段（２１）と、空燃比が理論空燃比に落ち着いた後に、空燃比が目標リーン空燃比へとシフトするように空燃比が理論空燃比に落ち着いているときの制御量の保持値から所定量だけ異なる値へと変更する手段（２１）とを備える。
【選択図】図２

Description

本発明は、エンジン（内燃機関）の燃料供給装置及びエンジン発電機、特にエンジンが気体燃料を用いてリーンバーンを行わせるものに関する。
ガス燃料エンジンにおいてＯ2センサ出力に基づいて空燃比を理論空燃比へとフィードバック制御するものがある（特許文献１参照）。
特開平６−２４１１２５号公報
ところで、都市ガスやプロパンガスなどの気体燃料を利用するレシプロ式エンジンにおいて、そのエンジンの熱効率向上、排気浄化などを狙いにしてリーン空燃比の混合気での燃焼を行うことが知られている。リーン空燃比での燃焼においては、目標とするリーン空燃比に正確に制御されず、目標リーン空燃比よりリーン側に変動すれば、エンジンの失火を招きエンジンの安定な運転を行わせることができない。一方、目標リーン空燃比よりリッチ側に変動すれば、その分エンジンの熱効率が低下する。また、排気エミッションも悪化する。エンジンの量産時には、関連部品の品質管理幅を厳しくしても、多くの部品が空燃比制御に関わることに起因する空燃比の変動、ばらつきが発生しがちである。また、使用場所の環境条件の変動、使用過程での経時変化があるため、空燃比をどんな条件下にも目標リーン空燃比を中心とする一定許容幅内に維持することは、従来から困難であった。
そこで本発明は、空燃比を精度高く目標リーン空燃比に制御し得るエンジンの燃料供給装置を提供することを目的とするものである。
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、ベンチュリ部（１０）を有し液体状燃料または気体状燃料と吸入空気を所定の空燃比に混合するミキサ（９）と、制御量に応じてエンジンに供給する混合気の空燃比を調整し得る空燃比調整器（１５）と、排気の酸素濃度を検出する排気酸素濃度検出センサ（２２）と、このセンサ出力に基づいてエンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比と一致するように空燃比調整器（１５）に与える制御量をフィードバック制御するフィードバック制御手段（２１）と、エンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いたとき空燃比調整器（１５）に与える制御量を保持する保持手段（２１）と、エンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いた後に、エンジンに供給する混合気の空燃比が目標リーン空燃比へとシフトするようにエンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いているときの制御量の保持値から所定量だけ異なる値へと変更する制御量変更手段（２１）とを備える。
また、本発明は、ベンチュリ部（１０）を有し液体状燃料または気体状燃料と吸入空気を所定の空燃比に混合するミキサ（９）と、制御量に応じてエンジンに供給する混合気の空燃比を調整し得る第１空燃比調整器（４１）と、２値的な制御量に応じてエンジンに供
給する混合気の空燃比を、第１空燃比調整器（４１）により定まる空燃比と同じ空燃比状態である第１の状態と、この第１の状態での空燃比とは異なる空燃比状態である第２の状態とに調整し得る第２空燃比調整器（５２）と、排気の酸素濃度を検出する排気酸素濃度検出センサ（２２）と、第２空燃比調整器（５２）を第１の状態に保持した状態でこのセンサ出力に基づいてエンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比と一致するように第１空燃比調整器（４１）に与える制御量をフィードバック制御するフィードバック制御手段（２１）と、エンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いたとき第１空燃比調整器（４１）に与える制御量を保持する保持手段（２１）と、エンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いた後に、エンジンに供給する混合気の空燃比が目標リーン空燃比へとシフトするように第１空燃比調整器（４１）に与える制御量を保持した状態で第２空燃比調整器（５２）を第１の状態から第２の状態へと切換える切換手段（２１）とを備える。
本発明によれば、まず、センサ出力に基づいた空燃比フィードバック制御を行い、エンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いたとき、部品機能の変動、使用環境の変動、経時変化による変動による空燃比変動が全て補正されて、理論空燃比の混合気を達成できる。この理論空燃比の混合気を達成できている空燃比調整器の状態を基準として、この基準状態での制御量の保持値から所定量だけ異なる値へと変更するので、目標リーン空燃比の混合気を達成することができる。このように、目標リーン空燃比へと変更する前の段階で大半の変動要素による空燃比への影響が除去されているので、常に狙いの目標リーン空燃比を達成できる。目標リーン空燃比を達成できると、エンジンの熱効率を高めながら少ない燃料でエンジンを安定運転できる。
また、本発明によれば、まず、Ｏ2センサ出力に基づいた空燃比フィードバック制御を行い、エンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いたとき、部品機能の変動、使用環境の変動、経時変化による変動による空燃比変動が全て補正されて、理論空燃比の混合気を達成できる。この理論空燃比の混合気を達成できている第１及び第２の空燃比調整器の状態を基準として、第２空燃比調整器を第１の状態から第２の状態へと切換えるので、目標リーン空燃比の混合気を達成することができる。このように、目標リーン空燃比へと変更する前の段階で大半の変動要素による空燃比への影響が除去されているので、常に狙いの目標リーン空燃比を達成できる。目標リーン空燃比を達成できると、エンジンの熱効率を高めながら少ない燃料でエンジンを安定的に運転できる。
本発明の第１実施形態のエンジン全体の概略構成図である。 第１実施形態の燃料供給装置の概略構成図である。 ニードル弁の概略構成図である。 ニードル弁位置に対する空燃比の特性図である。 初期標準状態での空燃比調整器の空燃比特性図である。 初期標準状態に対してリッチ側に変動した場合の空燃比調整器の空燃比特性図である。 エンジン制御の大略を示す表図である。 全体制御のシーケンスを示すフローチャートである。 スタンバイ発電制御ステージの制御を示すフローチャートである。 低レベル発電制御ステージの制御を示すフローチャートである。 低レベル発電制御ステージの制御を示すフローチャートである。 空燃比のリーンシフトサブルーティンの制御を示すフローチャートである。 標準発電制御ステージの制御を示すフローチャートである。 標準発電制御ステージの制御を示すフローチャートである。 空燃比のリーンシフトサブルーティンの制御を示すフローチャートである。 低レベル発電制御ステージにおける空燃比フィードバックサブルーティンの制御を示すフローチャートである。 標準発電制御ステージにおける空燃比フィードバックサブルーティンの制御を示すフローチャートである。 第２実施形態のエンジン全体の概略構成図である。 第２実施形態の燃料供給装置の概略構成図である。 圧力制御比例型電磁弁への通電量に対する燃料圧力及び空燃比の特性図である。 第２実施形態の空燃比調整器の初期標準状態での空燃比特性図である。 第２実施形態の空燃比特性がリッチ側に変動した場合の空燃比特性図である。 第３実施形態の燃料供給装置の概略構成図である。 第３実施形態のニードル弁位置に対する空燃比の特性図である。 第４実施形態の燃料供給装置の概略構成図である。 第４実施形態のニードル弁位置に対する空燃比の特性図である。 第５実施形態の燃料供給装置の概略構成図である。 円錐状のニードル弁であるときのニードル弁位置に対する空燃比の特性図である。 ニードル弁位置に対するニードル弁相対半径の特性図である。 初期標準状態での空燃比調整器の空燃比特性図である。 全体が一定量だけわずかに増減した場合の空燃比特性図である。 全体が一定割合だけわずかに増減した場合の空燃比特性図である。 第３実施形態の理論空燃比から目標リーン空燃比への切換時の変化を示すタイミングチャートである。
図１は本発明の第１実施形態のエンジン発電機に用いられるエンジン全体の概略構成図、図２は第１実施形態のエンジンの燃料供給装置の概略構成図である。
図２において、都市ガスなどの燃料供給源５からの気体燃料（気体状燃料）は、燃料供給通路６に介装されている定圧弁８によりその圧力が所定レベル（一定）に保たれる。都市ガスはメタンが主成分でそのほかの気体を含むものである。都市ガスに限らず、家庭で燃料に使われるプロパンガスでもかまわない。これら都市ガスやプロパンガスのガス圧は低圧（大気圧より少しだけ高い圧力）である。例えば都市ガスは元圧で１．０ｋＰａ〜２．５ｋＰａ、プロパンガスは元圧で２．０ｋＰａ〜３．３ｋＰａである。
定圧弁８は、ハウジング８ａ、ハウジング８ａ内を上室８ｂと下室８ｃに画成するダイアフラム８ｄ、上室８ｂ内の突出するバルブシート８ｅ、このバルブシート８ｅを開閉すると共にダイアフラム８ｄと一体動するバルブ本体８ｆ、このバルブ本体８ｆを鉛直上方（開弁方向）に付勢するスプリング８ｇからなる。
上室８ｂのバルブシート８ｅの下部に燃料ガス入口８ｈが、上室８ｂのバルブシート８ｅの上部に燃料ガス出口８ｉが開口し、下室８ｃに大気開放口８ｊが開口している。
いま、エンジンが停止している状態では、バルブ本体８ｆの重みでスプリング８ｇが鉛直下方に縮まりバルブ本体８ｆがバルブシート８ｅに当接し、これによって定圧弁８が閉じられている。エンジンがスタータモータにより運転し始め、ベンチュリ部１０に発生す
る負圧が上室８ｂに作用すると、下室８ｃに導かれる大気圧力との合力で開弁力が発生し、さらに開弁方向に付勢するスプリング８ｇの付勢力とが、バルブ本体８ｆを上動させる方向に働く。このため、燃料ガスが流れ出す。ベンチュリ負圧と燃料ガスの流れにより生成された上室８ｂの圧力と下室８ｃに働く大気圧によるバルブ本体８ｆを押し上げる力、バルブ本体８ｆの自重、スプリング８ｇの付勢力が釣り合う位置までバルブ本体８ｆが上動してバルブシート８ｅを開き、燃料ガス出口８ｉの圧力が一定に保たれる。
定圧弁８の出口で圧力が一定に保たれた燃料ガスは、スロットル弁４の上流に設けられるミキサ９より吸気通路２に供給される。ミキサ９はベンチュリ部１０と、燃料供給通路６に接続されると共にこのベンチュリ部１０内に突出するジェット１１とからなり、ジェット１１に到達する燃料ガスが、ベンチュリ部１０に生じる負圧によって吸気通路２内へと吸い出される。ベンチュリ部１０から吸い出された燃料ガスは、ベンチュリ部１０を通過する吸入空気と混じって混合気を形成する。このとき、形成される混合気の空燃比は、下流のスロットル弁４の開度に関係なくほぼ一定の空燃比となる。
スロットル弁４はエンジン１に供給される吸入空気量を調整するためのもので、ステップモータ４ａにより駆動される。スロットル弁４が閉じているときには、吸入空気量は小さい。一方、スロットル弁４が開くと、スロットル弁４と吸気管壁との間の通路面積が大きくなり、エンジン１に供給される吸入空気量が大きくなる。
ミキサ９と定圧弁８との間の燃料供給通路６には、空燃比調整器１５が介装されている。空燃比調整器１５は、ハウジング１６、ハウジング１６の出口に設けられる計量オリフィス１７、先細りの先端部がこの計量オリフィス１７から出たり計量オリフィス１７に入ったりすることにより計量オリフィス１７の通路面積を増減するニードル弁１８およびこのニードル弁１８を駆動するアクチュエータ１９から構成されている。ニードル弁１８はアクチュエータ１９によって軸方向に移動可能に構成され、ジェット１１につながる燃料供給通路６の通路面積を変更調整することができる。
市販のニードル弁１８は円錐状であり、机上検討してみると、ニードル弁位置の変化に対してベンチュリ部１０の空燃比の変化が一定とならなかった。そこで、図３のようにニードル弁１８の形状を新たに作成した。すなわち、ニードル弁１８の軸心を通る断面でみたとき、図３（ａ）では、外側に膨らんだ曲線１８ａを有するようにニードル弁１８の形状を作成している。また、図３（ｂ）では、図３（ａ）の曲線を３つの直線１８ｂ、１８ｃ、１８ｄの折れ線で近似している。
このように、ニードル弁１８の形状を新たに作成した結果、図４に示したように、ニードル弁位置と空燃比（エンジン１に供給する混合気の空燃比）との間に直線の関係が得られることになった。すなわち、ニードル弁１８を計量オリフィス１７から図２で右方に引き出して計量オリフィス１７とニードル弁１８との間の間隔（通路面積）を大きくすると、供給燃料量が多くなり、エンジン１に供給する混合気の空燃比はリッチ側にシフトする。一方、ニードル弁１８を計量オリフィス１７から図２で左方に挿入して計量オリフィス１７とニードル弁１８の間の間隔（通路面積）を小さくすると、供給燃料量が少なくなり、エンジン１に供給する混合気の空燃比はリーン側にシフトする。
ここで、ニードル弁形状を検討したところを詳述する。ニードル弁１８の製作の容易さからはニードル弁１８を、図２に示したように円錐状とすることが最良である。しかしながら、机上計算してみると、円錐状のニードル弁１８では、図２６に示したようにニードル弁位置に対する空燃比の特性が下に膨らむ曲線となり、空燃比制御上扱いにくいものとなる。つまり、ニードル弁位置を一定量動かしたときの空燃比の変化量が開側と閉側とで大きく相違するため、ニードル弁１８を駆動するアクチュエータ１９に与える制御量の演
算方法が複雑になり、現実的でないのである。そこで、図４に示した空燃比特性が得られるように（つまりニードル弁位置に対する空燃比の特性が直線となるように）ニードル弁１８の形状を求めてみると、図２７に示す実線の特性が得られた。図２７において縦軸はニードル弁相対半径（ｒ／Ｒ）である。ニードル弁相対半径とは、ニードル弁１８の軸心から計量オリフィス１７までの最短距離をＲ、計量オリフィス１７位置でのニードル弁１８半径をｒとしてｒをＲで除算した値である。
図２７に示す実線から分かるように、ニードル弁１８の先端（図で右側）で最も丸みがきつく、後端（図で左側）になるほどまるみが緩やかとなっている。ニードル弁相対半径の特性が図２７に示す実線となるようにニードル弁１８を加工すれば、ニードル弁位置に対して、エンジン１に供給する混合気の空燃比は図４に示したように直線的に変化する。しかしながら、図２７に示す実線となるようにニードル弁１８を加工することは実際には困難であるので、図２７に実線で示した曲線を、図２７に破線で示したように直線の折れ線で近似することとなる。このように直線の折れ線で近似しても実用上問題ない。このような考察に基づいて、図３（ａ）、図３（ｂ）のようにニードル弁形状が選択されている。
上記のアクチュエータ１９は、例えばステップモータなどの回転式アクチュエータで、ステップモータの回転移動量により、ニードル弁１８の軸方向位置が定まる。アクチュエータ１９は、電子制御ユニット（ＥＣＵ）２１からの制御信号により駆動される。つまり、アクチュエータ１９への通電量（制御量）は、電子制御ユニット２１により制御される。
図５は初期標準状態での空燃比調整器１５の空燃比特性を示している。ここでは、ステップモータによりニードル弁位置を制御するので、横軸にはステップモータに与えるステップ数（制御量）を採っている。ニードル弁１８と計量オリフィス１７との間に形成される通路面積が最小のとき０ステップ、ニードル弁１８と計量オリフィス１７との間に形成される通路面積が最大のとき２７５ステップとなるよう設計されている。具体的な数値を挙げて説明するが、特に横軸の数値に限定されるものでない。
また、空燃比と空気過剰率λとの間には、
λ＝空燃比／理論空燃比 …（１）
の関係があるので、縦軸には空気過剰率λを採っている。空燃比が理論空燃比と一致するとき、空気過剰率λは１．０である。
図５に示したように、ニードル弁位置を定めるステップ数（制御量）に応じて理論空燃比付近で変化する第１の空燃比動作範囲（以下単に「第１の空燃比動作範囲」という。）と、同じく目標リーン空燃比付近で変化する第２の空燃比動作範囲（以下単に「第１の空燃比動作範囲」という。）とを有し、これら２つの空燃比動作範囲の空燃比が、ニードル弁位置を定めるステップ数（制御量）に応じて、右肩下がりのほぼ同一の勾配で変化するようにニードル弁１８の形状が選定されている。
電子制御ユニット２１では、Ｏ2センサ出力を利用して、比例積分動作等の公知のフィードバック制御手法により、空燃比調整器１５のニードル弁位置を調整して、理論空燃比状態（空気過剰率λ＝１．０）を達成する。図５では、ニードル弁位置が２２５ステップに調整されている。空燃比調整器１５によるこの動作状態を図５において（ａ）の丸印で示す。
この第１実施形態では、エンジン１は回転速度１５００ｒｐｍ、出力１．３ｋＷのとき、理論空燃比での運転を行うことを前提として、第１実施形態ではさらに理論空燃比での
運転から目標リーン空燃比での運転へと移行させ、リーン空燃比での運転を行わせる。ここでは、例えば目標空気過剰率λｍが１．６５となるように、目標リーン空燃比（＝１．６５×理論空燃比）を設定する。空気過剰率を１．０より大きくしていくとＮＯｘ排出濃度が増加してピークを迎え、さらに空気過剰率を大きくしていくとＮＯｘ排出濃度が小さくなってゆく。その一方で、空気過剰率を１．０より大きくしていくほど燃焼が不安定となってゆく。従って、ＮＯｘ濃度と燃焼安定性とがバランスするように目標空気過剰率λｍを選定する。
目標空気過剰率λｍが１．６５となるようにするには図５よりニードル弁位置が７５ステップになるようにすればよい。そのためには、理論空燃比での運転状態とするためのステップ数である２２５ステップから所定量（＝２２５−７５）を減じたステップ数、つまり７５ステップを空燃比調整器１５のステップモータに送り、目標リーン空燃比（目標空気過剰率λｍ＝１．６５）での運転を実現する。空燃比調整器１５によるこの動作状態を図５において（ｂ）の丸印で示す。
上記所定量はリーンシフト量で、第１実施形態では２２５−７５＝１５０ステップで一定値である。このリーンシフト量のデータは電子制御ユニット２１に記憶保存しておく。
本発明は、空燃比調整器１５の特性が図５の特性のものでかつ目標空気過剰率λｍが１．６５となるようにするものに限定されるわけでない。空燃比調整器１５の仕様が異なれば、図５の特性が相違するし、様々な目標リーン空燃比を設定することが考えられる。従って、空燃比調整器１５の仕様と目標リーン空燃比とが定まれば、リーンシフト量が一義的に定まることとなる。
また、空燃比調整器１５の空燃比特性が図５の特性のものであっても、運転条件毎に目標リーン空燃比を相違させることが考えられる。この場合には、運転条件毎に異なるリーンシフト量を電子制御ユニット２１に記憶保存しておけばよい。
次に、エンジン１の使用環境の変化、燃料供給に関係するエンジン部品の特性の経時変化などにより、エンジン全体としての空燃比特性が変動した場合について図６を参照して説明する。図５の特性図、つまり初期標準状態での特性図に対して空燃比特性がリッチ側に変動した場合を図６に破線で示している。
初期標準状態とは、空燃比調整器１５が新品で空燃比調整器１５の各部品が仕様中心にあり、かつ大気圧、温度などの環境条件が一定の条件（標準の条件）にある状態のことを意味している。このため、環境条件が変化し、例えば大気温度が標準の温度より高くなると、そのぶん空気密度が低下するため吸入空気質量が減少してエンジン１に供給する混合気の空燃比が相対的にリッチ化する。経時劣化により、エンジン１の吸入系に設置されたエアクリーナが目詰まりを起こすと、エアクリーナ下流の吸入圧力が低下し、そのぶんベンチュリ部１０の圧力が低下するため吸入空気質量が減少し、エンジン１に供給する混合気の空燃比が相対的にリッチ化する。
なお、ここでは、環境条件の変化や経時劣化で空燃比がリッチ側に変化した場合で説明するが、環境条件の変化や経時劣化で空燃比がリーン側に変化する場合も考え得る。この場合にも本発明の適用がある。
図６において空燃比特性が破線で示した状態になると、ニードル弁位置として２２５ステップを与えたとき、エンジン１に供給する混合気の空燃比は理論空燃比よりもリッチ側にずれる。空燃比特性が破線で示した状態となった場合に、Ｏ2センサ出力を用いた空燃比フィードバック制御を行わせると、リッチ側にずれた空燃比が理論空燃比へと戻るよう
にニードル弁位置を定めるステップ数が、減少する側に補正される。つまり、初期標準状態では２２５ステップであったニードル弁位置（図中Ａ）が、２２５から２５だけ減少した２００ステップのニードル弁位置（図中Ｂ）に移行する。空燃比調整器１５によるこの動作状態を図６において（ｃ）の丸印で示す。
理論空燃比での運転状態からのリーンシフト量として上記のように所定量１５０ステップが予め電子制御ユニット２１に記憶されているので、目標リーン空燃比での運転への移行に際しては、理論混合比での運転が行われるニードル弁位置の２００ステップから所定量１５０ステップを指し引いた５０ステップが目標リーン空燃比での運転が行われるニードル弁位置になる。第１の空燃比動作範囲と、第２の空燃比動作範囲はともに初期標準状態での勾配とほぼ同一の勾配をもっているので、あらたな目標リーン空燃比での運転が行われるニードル弁位置の５０ステップにおいても、目標空気過剰率λｍである１．６５を再現できている。空燃比調整器１５によるこの動作状態を図６において（ｄ）の丸印で示す。
この動作からわかるように、空燃比変動をもたらす要因はほとんどが、Ｏ2センサ出力に基づく空燃比フィードバック制御により解消できるとともに、その後の空燃比のリーン側への所定量の移動（リーンシフト）により、いかなる使用条件においても高精度に目標リーン空燃比を達成できるのである。
図１に戻り、ミキサ９からの空気と燃料の混合気は、燃焼室（図示しない）に供給され、所定の時期に点火プラグ３１により着火される。この着火で燃焼し膨張した燃焼室内のガスがピストンを押し下げる仕事をし、排気弁が開いたときに排気通路３に燃焼ガスが排出される。
排気通路３には、Ｏ2センサ２２（排気酸素濃度センサ）を備える。このＯ2センサ出力ＶＯ2は理論空燃比を境にして急変化する特性を有している。
このＯ2センサ出力は、クランク角センサ２３からのクランクパルス、カムセンサ２４からのカムパルスと共に、電子制御ユニット２１に入力され、電子制御ユニット２１ではこれらの信号を受けて、点火コイル３１に点火信号を、スロットル弁４を駆動するステップモータ４ａにステップモータ駆動信号を、アクチュエータ１９としてのステップモータにステップモータ駆動信号（ニードル弁位置制御信号）をそれぞれ出力する。
このように構成されるエンジン１は、スタータモータを兼ねる発電機４１（回転電機）に直結されている。発電機４１のインバータ制御のためパワーコントロールユニット（図では「ＰＣＵ」で略記。）４２を備える。パワーコントロールユニット４２と、電子制御ユニット２１とは双方向通信４３により連絡されている。つまり、エンジン１と発電機４１とでエンジン発電機を構成している。エンジン発電機は定置されている。
エンジン発電機では、運転者は直接的にエンジン１を制御するのではなく、発電機制御の中で自動的にエンジン１が制御される。運転者の指令する操作パネルあるいはリモコン４５があり、このリモコン４５からの指令によりエンジン発電機が自動的に操作される。操作パネルあるいはリモコン４５は室内または屋外にあり、エンジン発電機を操作するのにこのリモコン４５が通常用いられる。リモコン４５には、運転スイッチ４６、スタンバイ発電スイッチ４７、低レベル発電スイッチ４８、標準発電スイッチ４９を備える。運転スイッチ４６をＯＮにすると、エンジン１が自動的に起動されスタンバイ状態に自動的に移行する。ここではエンジン１と連れ回る発電機４１によりいつでも発電可能な状態に維持される（発電はしない）。ここで低レベル発電スイッチ４８をＯＮにすると発電機４１により低レベル発電出力が、標準発電スイッチ４９をＯＮにすると発電機４８により標準
発電出力が得られる。つまり、２段階の発電出力が得られるようにしている。
こうした２段階の発電出力に応じるため、図７に示したようにエンジン１が制御される。すなわち、１３００ｒｐｍの目標回転速度でエンジン１を運転することで低レベル発電（図では「Ｌｏ発電」で略記。）出力が、また１５００ｒｐｍの目標回転速度でエンジンを運転することで標準発電（図では「Ｍｅｄ発電」で略記。）出力が得られる。また、スタンバイ発電時には１１００ｒｐｍの目標回転速度でエンジンが運転される。エンジン回転速度を高めるには、スロットル弁４を開いて吸入空気量を多くする必要があり、スタンバイ発電制御時、低レベル発電制御時、標準発電制御時の順にスロットル弁開度Ｔｈが、小、中、大と大きくなっている。点火時期は、エンジン回転速度が高くなるほど、つまりスタンバイ発電制御時、低レベル発電制御時、標準発電制御時の順に進角される。エンジン１に供給する混合気の空燃比はスタンバイ発電制御時に理論空燃比より若干リッチな空燃比となるように制御される。低レベル発電制御時、標準発電制御時には最初にエンジン１に供給する混合気の空燃比が理論空燃比で運転され、理論空燃比に落ち着いた後には目標リーン空燃比へと移行される。
次に、電子制御ユニット２１による発電機制御をフローチャートに従って説明する。
図８はエンジン発電機の全体制御のシーケンスを示すフローチャートである。図８においてＡ〜Ｆは各制御段のつながりポイントを意味している。ステップ１で運転スイッチ４６がＯＮになると、ステップ２で電子制御ユニット２１および関連制御系要素からなるシステムが初期化される。ステップ３では、発電機４１のモータ機能によりエンジン１が始動され、自力運転に移る。ステップ４ではエンジン発電運転制御が行われる。一方、運転スイッチ４６がＯＦＦにされると、ステップ５でエンジン１が自動的に運転停止され、ステップ６では電子制御ユニット２１のＥＣＵがシャットダウンされる。
ステップ４のエンジン発電運転制御では、運転スイッチ４６とコマンド（スイッチ４７〜４９からの指令）に従い、スタンバイ発電制御ステージ、低レベル発電制御ステージ、標準発電制御ステージの少なくとも一つを行う。
図９はスタンバイ発電制御ステージの制御を示すフローチャートである。このステージでは、発電はせず、エンジン１は始動直後の状態から移行して、安定した回転速度での運転を行う。
ステップ１１では、発電機４１を制御しているパワーコントロールユニット４２に対して発電停止の指令を出す。
ステップ１２では、エンジンの吸入、圧縮、膨張、排気行程の途中、吸入行程後の下死点で１回だけ検出されるパルス（このパルスを以下「ＢＤＣ２パルス」という。）を入力する。クランクパルスは多数のパルスで構成されており、そのうちの吸入行程の下死点に対応するパルスがＢＤＣ２パルスである。このＢＤＣ２パルスによる割り込みで電子制御ユニット２１のＣＰＵが以降のプログラム処理を起動する。つまり、以下のステップ１３〜２２は、エンジン回転に伴いＢＤＣ２パルスが入力される毎に実行される。
ステップ１３では、膨張行程終わりにある下死点で検出されるパルス（ＢＤＣ１パルス）の入力からＢＤＣ２パルスの入力までのクランク角間隔に要する時間ＭＥ［ｍｓ］を計測し、エンジン回転速度ＮＥ［ｒｐｍ］を、
ＮＥ＝６００００／ＭＥ …（２）
の式により算出する。
ステップ１４では点火前処理（図では「ＩＧ前処理」で略記。）サブルーティンを実行する。この点火前処理サブルーティンにおいてはスタンバイ発電制御時に最適な点火時期を算出する。
ステップ１５ではエンジン回転速度のフィードバックサブルーティン（図では「ＮｅＦＢサブルーティン」で略記。）を実行する。このエンジン回転速度フィードバックルーティンにおいては、エンジン回転速度をスタンバイ発電レベルに設定された目標エンジン回転速度（＝１１００ｒｐｍ）になるよう、エンジンのスロットル弁４を駆動するステップモータ４ａに対して比例積分方式によるフィードバック制御を行う。このエンジン回転速度のフィードバックに関するサブルーティンの詳細説明は省略する。
ステップ１６〜１８は運転スイッチ４６とコマンド（スイッチ４７〜４９からの指令）から状態を仕分けする部分である。運転スイッチ４６がＯＮからＯＦＦに切換わっていれば、図８のステップ５に進んでエンジン１を自動的に運転停止させる。なお、ここでは、コマンドを用いているが、スイッチ４７〜４９そのもののＯＮ、ＯＦＦ信号を用いてもかまわない。
運転スイッチ４６がＯＮにありかつコマンドがスタンバイ発電にあれば、ステップ１９に進んで点火信号出力（図では「ＩＧ出力」で略記。）ルーティンを実行する。この点火信号出力ルーティンにおいては、ステップ１４で算出したスタンバイ発電制御時に最適な点火時期を用いて点火信号を作り、この点火信号を出力して点火プラグ３１を発火させる。この点火に関するサブルーティンの詳細説明も省略する。この後はステップ１２に戻る。
運転スイッチ４６がＯＮにありかつコマンドがスタンバイ発電でなく低レベル発電にあれば、ステップ２０に進んで点火信号出力ルーティンを実行する。この点火信号出力ルーティンにおける処理は、ステップ１９と同様である。この後は、図１０Ａ、図１０Ｂの低レベル発電制御ステージに進む。
運転スイッチ４６がＯＮにありかつコマンドがスタンバイ発電でも低レベル発電でもなければ、ステップ２１に進んでコマンドに標準発電を表す「Ｍｅｄ」を入れる。ステップ２２では点火信号出力ルーティンを実行する。この点火信号出力ルーティンにおける処理は、ステップ１９と同様である。この後は、図１２Ａ、図１２Ｂの標準発電制御ステージに進む。
図１０Ａ、図１０Ｂは低レベル発電制御ステージを示すフローチャート、図１２Ａ、図１２Ｂは標準発電制御ステージの制御を示すフローチャートである。低レベル発電と標準発電とでは主に発電出力が相違するだけで、制御の方法は同様である。図１２Ａ、図１２Ｂにおいて、図１０Ａ、図１０Ｂと相違する部分に異なるステップ番号を付している。
ここでは、低レベル発電制御を主に説明する。図１０Ａにおいて低レベル発電制御ステージに入ると、電子制御ユニット２１はステップ３１で発電機を制御しているパワーコントロールユニット４２に低レベル発電出力として設定された所定レベルの発電出力をするようコマンド（指令）を出す。一方、標準発電制御ステージに入ったときには、パワーコントロールユニット４２に標準発電出力として設定された所定レベルの発電出力をするようコマンド（指令）を出す（図１２Ａのステップ７１）。
ステップ３２では、反転回数カウンタＮＯ２と所定回数ＮＯ２ＳＴＢを比較する。初めてこのステージに入ってきたときには、反転回数カウンタＮＯ２はゼロになっているので、ステップ３４に進む。
ステップ３４〜３７は、図９のステップ１２〜１５と同様である。ステップ３４ではＢＤＣ２パルスを入力する。ステップ３５では、ＢＤＣ１パルスの入力からＢＤＣ２パルスの入力までのクランク角間隔に要する時間ＭＥを計測し、この時間ＭＥからエンジン回転速度ＮＥを上記（２）式により算出する。ステップ３６では点火前処理サブルーティンを実行する。このＩＧ点火前処理サブルーティンにおいては低レベル発電制御時に最適な点火時期を算出する。
ステップ３７ではエンジン回転速度のフィードバックサブルーティンを実行する。このエンジン回転速度フィードバックサブルーティンにおいては、エンジン回転速度を低レベルレベルに設定された目標エンジン回転速度（＝１３００ｒｐｍ）になるよう、エンジンのスロットル弁４を駆動するステップモータ４ａに対して比例積分方式によるフィードバック制御を行う。一方、標準発電制御時にはエンジン回転速度を標準発電レベルに設定された目標エンジン回転速度（＝１５００ｒｐｍ）になるよう制御を行う（図１２Ａのステップ７２）。
ステップ３８では、Ｏ2センサ出力に基づく空燃比フィードバックサブルーティンを実行する。このＯ2センサ出力に基づく空燃比フィードバックサブルーティンにおいては、Ｏ2センサ出力に基づき、空燃比調整器１５のニードル弁位置を制御して、空燃比が理論空燃比になるよう比例積分方式によるフィードバック制御を行う。このＯ2センサ出力に基づく空燃比フィードバックサブルーティンについては図１４により詳述する。一方、標準発電制御時にもＯ2センサ出力に基づく空燃比フィードバックサブルーティンを実行する（図１２Ａのステップ７３）。このＯ2センサ出力に基づく空燃比フィードバックサブルーティンについては図１５により説明する。
ステップ３９〜４５は図６のステップ１６〜２２と同様である。運転スイッチ４６がＯＮからＯＦＦに切換わっていれば、図５のステップ５に進んでエンジン１を自動的に運転停止させる。運転スイッチ４６がＯＮにありかつコマンドがスタンバイ発電にあれば、ステップ４２に進んでステップ３６で算出された点火時期に基づき点火信号出力ルーティンを実行する。この後は図９のスタンバイ発電制御ステージに戻る。
運転スイッチ４６がＯＮにありかつコマンドがスタンバイ発電でなく低レベル発電にあれば、ステップ４３に進んでステップ３６で算出された点火時期に基づき点火信号出力ルーティンを実行する。この後は、図１０Ａのステップ３２に戻る。
運転スイッチ４６がＯＮにありかつコマンドがスタンバイ発電でも低レベル発電でもなければ、ステップ４４に進んでコマンドに標準発電を表す「Ｍｅｄ」を入れる。ステップ４５では点火信号出力ルーティンを実行する。この後は、図１２Ａに進む。
図１４は低レベル発電制御時におけるＯ2センサ出力に基づく空燃比フィードバックサブルーティンの制御を示すフローチャート、図１５は標準発電制御時におけるＯ2センサ出力に基づく空燃比フィードバックサブルーティンの制御を示すフローチャートである。ここでも、低レベル発電制御時で主に説明する。
ステップ９１ではＯ2センサ出力ＶＯ2を計測する。ステップ９２ではフラグＦＬＧＯ２をみる。このフラグＦＬＧＯ２はＦＬＧＯ２＝０のときＯ2センサ出力ＶＯ2に基づく空燃比フィードバックサブルーチンへの初エントリーを、ＦＬＧＯ２＝１のときＯ2センサ出力ＶＯ2に基づく空燃比フィードバックサブルーチンの継続中をそれぞれ示すフラグである。フラグＦＬＧＯ２＝０であるときには初エントリー時であると判断し、ステップ９３に進み反転回数ＮＯ２＝０、ニードル弁位置の加重平均値ＮＤＬＲＥＦＬＯの初期値とし
て現在のニードル弁位置ＮＤＬを入れる。ステップ９４ではフラグＦＬＧＯ２＝１としてこのサブルーティンを抜ける。一方、標準発電制御時のニードル弁位置の加重平均値は、低レベル発電制御時と区別するためＮＤＬＲＥＦＭＤとしているので、標準発電制御時にもニードル弁位置の加重平均値ＮＤＬＲＥＦＭＤの初期値として現在のニードル弁位置ＮＤＬを入れる（図１５ステップ１１１）。
ステップ９４でのフラグＦＬＧＯ２＝１により次回のＢＤＣ２パルスの入力よりステップ９５以降に進む。
ステップ９５では今回のＢＤＣ２パルス入力時のＯ2センサ出力ＶＯ2と参照電圧値ＶＲＥＦを、ステップ９６、９７では前回のＢＤＣ２パルス入力時のＯ2センサ出力ＶＯ2と参照電圧値ＶＲＥＦを比較する。Ｏ2センサ出力ＶＯ2は、理論空燃比よりリッチ側で高レベル、理論空燃比よりリーン側で低レベルとなる２値型であるため、Ｏ2センサ出力ＶＯ2が参照電圧値ＶＲＥＦ以上であるとき空燃比は理論空燃比よりリッチ側にあると、この逆にＯ2センサ出力ＶＯ2が参照電圧値ＶＲＥＦ未満であるとき空燃比は理論空燃比よりリーン側にあると判断される。
今回のＢＤＣ２パルス入力時のＯ2センサ出力ＶＯ2が参照電圧値ＶＲＥＦ以上でありかつ前回のＢＤＣ２パルス入力時のＯ2センサ出力ＶＯ2が参照電圧値ＶＲＥＦ未満であるとき、つまり空燃比がリーン側よりリッチ側に反転したときにはステップ９５、９６よりステップ９８に進み、空燃比をステップ的にリーン側に戻すため前回のニードル弁位置ＮＤＬから比例項ＰＮＤＬを差し引いた値を今回のＢＤＣ２パルス入力時のニードル弁位置ＮＤＬとして、つまり
ＮＤＬ＝ＮＤＬｚ−ＰＮＤＬ …（３）
ただし、ＮＤＬｚ：ＮＤＬの前回値、
の式によりニードル弁位置ＮＤＬを更新する。（３）式はニードル弁位置ＮＤＬをステップ的に減少させるものであり、図３によればニードル弁位置ＮＤＬをステップ的に減少させることで空燃比は急激にリーン側に向かう。
今回のＢＤＣ２パルス入力時のＯ2センサ出力ＶＯ2が参照電圧値ＶＲＥＦ以上でありかつ前回のＢＤＣ２パルス入力時のＯ2センサ出力ＶＯ2も参照電圧値ＶＲＥＦ以上であるとき、つまり空燃比がリッチ側を継続しているときにはステップ９５、９６よりステップ９９に進み、空燃比を徐々にリーン側に戻すため前回のニードル弁位置ＮＤＬから積分項ＩＮＤＬを差し引いた値を今回のニードル弁位置ＮＤＬとして、つまり
ＮＤＬ＝ＮＤＬｚ−ＩＮＤＬ …（４）
ただし、ＮＤＬｚ：ＮＤＬの前回値、
の式によりニードル弁位置ＮＤＬを更新する。（４）式はニードル弁位置ＮＤＬを徐々に減少させるものであり、図３によればニードル弁位置ＮＤＬを徐々に減少させることで空燃比はゆっくりとリーン側に向かう。
一方、今回のＢＤＣ２パルス入力時のＯ2センサ出力ＶＯ2が参照電圧値ＶＲＥＦ未満でありかつ前回のＢＤＣ２パルス入力時のＯ2センサ出力ＶＯ2が参照電圧値ＶＲＥＦ以上であるとき、つまり空燃比がリッチ側よりリーン側に反転したときにはステップ９５、９７よりステップ１００に進み、空燃比をステップ的にリッチ側に戻すため前回のニードル弁位置ＮＤＬに比例項ＰＮＤＬを加算した値を今回のニードル弁位置ＮＤＬとして、つまり
ＮＤＬ＝ＮＤＬｚ＋ＰＮＤＬ …（５）
ただし、ＮＤＬｚ：ＮＤＬの前回値、
の式によりニードル弁位置ＮＤＬを更新する。（５）式はニードル弁位置ＮＤＬをステップ的に増加させるものであり、図３によればニードル弁位置ＮＤＬをステップ的に増加させることで空燃比は急激にリッチ側に向かう。
今回のＢＤＣ２パルス入力時のＯ2センサ出力ＶＯ2が参照電圧値ＶＲＥＦ未満でありかつ前回のＢＤＣ２パルス入力時のＯ2センサ出力ＶＯ2も参照電圧値ＶＲＥＦ未満であるとき、つまり空燃比がリーン側を継続しているときにはステップ９５、９７よりステップ１０１に進み、空燃比を徐々にリッチ側に戻すため前回のニードル弁位置ＮＤＬに積分項ＩＮＤＬを加算した値を今回のニードル弁位置ＮＤＬとして、つまり
ＮＤＬ＝ＮＤＬ（前回）＋ＩＮＤＬ …（６）
ただし、ＮＤＬ（前回）：ＮＤＬの前回値、
の式によりニードル弁位置ＮＤＬを更新する。（６）式はニードル弁位置ＮＤＬを徐々に増加させるものであり、図３によればニードル弁位置ＮＤＬを徐々に増加させることで空燃比はゆっくりとリッチ側に向かう。
このように、Ｏ2センサ出力ＶＯ2と参照電圧値ＶＲＥＦとを比較することにより、排気の実際の空燃比がリッチ側にあるか、リーン側にあるかを判定し、Ｏ2センサ出力ＶＯ2がリッチ側からリーン側へとまたはリーン側からリッチ側へと反転するごとに比例項ＰＮＤＬを付加し、これによって排気の空燃比が理論空燃比を中心とする所定幅に収まるようにニードル弁位置を制御する。
空燃比がリーン側からリッチ側に反転したタイミングで進んでくるステップ１０２では、ニードル弁位置の加重平均値ＮＤＬＲＥＦＬＯを、
ＮＤＬＲＥＦＬＯ＝ＮＤＬ×ＦＡＩ＋ＮＤＬＲＥＦＬＯｚ×（１−ＦＡＩ）
…（７）
ただし、ＦＡＩ：加重平均係数（１未満の正の値）、
ＮＤＬＲＥＦＬＯｚ：ＮＤＬＲＥＦＬＯの前回値、
の式により算出する。
一方、標準発電制御時に空燃比がリーン側からリッチ側に反転したタイミングで進んでくるステップ１１２では、ニードル弁位置の加重平均値ＮＤＬＲＥＦＭＤを、
ＮＤＬＲＥＦＭＤ＝ＮＤＬ×ＦＡＩ＋ＮＤＬＲＥＦＭＤ（前回）×（１−ＦＡＩ）
…（８）
ただし、ＦＡＩ：加重平均係数（１未満の正の値）、
ＮＤＬＲＥＦＭＤ（前回）：ＮＤＬＲＥＦＭＤの前回値、
の式により算出する。
ステップ１０３では、反転回数カウンタＮＯ２と所定回数ＮＯ２ＳＴＢを比較する。図１４のルーティンに入った当初は反転回数カウンタＮＯ２がゼロなので、ステップ１０４に進み、反転回数カウンタＮＯ２をインクリメントする。
ステップ１０５〜１０７はステップ１０２〜１０４と同様である。すなわち、空燃比がリッチ側からリーン側に反転したタイミングで進んでくるステップ１０５においても上記（７）式によりニードル弁位置加重平均値ＮＤＬＲＥＦＬＯを算出する。ステップ１０６では、反転回数カウンタＮＯ２と所定回数ＮＯ２ＳＴＢを比較する。反転回数カウンタＮＯ２が所定回数ＮＯ２ＳＴＢより小さいときにはステップ１０７に進み、反転回数カウンタＮＯ２をインクリメントする。
このようにして、空燃比が反転する度にそのときのニードル弁位置ＮＤＬを用いてニードル弁位置加重平均値ＮＤＬＲＥＦＬＯを算出してゆく。
一方、標準発電制御時に空燃比がリッチ側からリーン側に反転したタイミングで進んでくるステップ１１３においても上記（８）式によりニードル弁位置加重平均値ＮＤＬＲＥ
ＦＭＤを算出する。
ステップ１０８では、このようにして更新したニードル弁位置ＮＤＬをアクチュエータ１９としてのステップモータに与えるステップ数に変換し、変換したステップ数をアクチュエータ１９としてのステップモータへの信号に変えてステップモータに出力する。
図１０Ａに戻る。図１４のステップ１０４、１０７で空燃比が反転するたびにインクリメントされている反転回数ＮＯ２がステップ３２で所定回数ＮＯ２ＳＴＢに一致したときには、排気の空燃比が理論空燃比付近に安定したと判断し、ステップ３３に進む。所定回数ＮＯ２ＳＴＢは、排気の空燃比が理論空燃比付近に安定したか否かを判定するためのクライテリアで、適合により予め設定しておく。
ステップ３３ではエンジン回転速度の計測回数ＮＮＥと所定数ＮＮＥＳＴＢを比較する。エンジン回転速度のフィードバックサブルーティンではエンジン回転速度が低レベル発電制御ステージで定められた目標回転速度Ｎｍ（＝１３００ｒｐｍ）へと制御している。この場合に、目標回転速度Ｎｍの上下に許容幅を設け、目標回転速度Ｎｍを中心とする許容幅内に実際のエンジン回転速度が収まっているか否かをＢＤＣ２パルスが入力される毎に判定しており、ＮＮＥは許容幅に収まっているときのみインクリメントされるカウンタである。所定数ＮＮＥＳＴＢは実際のエンジン回転速度が目標回転速度Ｎｍを中心とする許容幅内に落ち着いたか否かを判定するためのクライテリアで、適合により予め設定しておく。エンジン回転速度の計測回数ＮＮＥが所定数ＮＮＥＳＴＢに到達していないときには、エンジン回転速度が目標回転速度Ｎｍを中心とする許容幅内に落ち着いていないと判断しステップ３４以降に進む。
一方、エンジン回転速度の計測回数ＮＮＥが所定数ＮＮＥＳＴＢに到達したときにはエンジン回転速度が目標回転速度Ｎｍを中心とする許容幅内に落ち着いた（エンジン回転速度が安定した）と判断する。すなわち、排気の空燃比が理論空燃比付近で安定し、エンジン回転速度が目標回転速度Ｎｍの付近で安定したらステップ４６以降の空燃比のリーンシフト制御に移行する。
ステップ４６では、空燃比のリーンシフト操作を行うための前準備を行う。すなわち、反転回数ＮＯ２が所定回数ＮＯ２ＳＴＢに到達した後のニードル弁位置平均値ＮＤＬＲＥＦＬＯから電子制御ユニット２１が記憶しているリーンシフト量ＮＤＬＳＦＴＬＯ（所定量）を差し引いた値をリーン化目標ニードル弁位置ＮＤＬＴＧＴとして、つまり、
ＮＤＬＴＧＴ＝ＮＤＬＲＥＦＬＯ−ＮＤＬＳＦＴＬＯ …（９）
の式によりリーン化目標ニードル弁位置ＮＤＬＴＧＴを算出する。また、反転回数ＮＯ２が所定回数ＮＯ２ＳＴＢに到達した後のニードル弁位置平均値ＮＤＬＲＥＦＭＤをニードル弁位置の初期値としてニードル弁位置ＮＤＬにセットしておく。一方、標準発電制御時にも空燃比のリーンシフト操作を行うための前準備を行う。すなわち、反転回数ＮＯ２が所定回数ＮＯ２ＳＴＢに到達した後のニードル弁位置平均値ＮＤＬＲＥＦＭＤから電子制御ユニット２１が記憶しているリーンシフト量ＮＤＬＳＦＴＭＤを差し引いた値をリーン化目標ニードル弁位置ＮＤＬＴＧＴとして、つまり、
ＮＤＬＴＧＴ＝ＮＤＬＲＥＦＭＤ−ＮＤＬＳＦＴＭＤ …（１０）
の式によりリーン化目標ニードル弁位置ＮＤＬＴＧＴを算出する（図１２Ａのステップ７２）。
この後は図１０Ｂに進む。図１０Ｂにおいてステップ４７〜５０、ステップ５３〜５９は、図１０Ａのステップ３４〜３７、ステップ３９〜４５と同様であるので、その説明を省略する。
ステップ５１では、ニードル弁位置ＮＤＬと上記のリーン化目標ニードル弁位置ＮＤＬＴＧＴを比較する。ニードル弁位置ＮＤＬがリーン化目標ニードル弁位置ＮＤＬＴＧＴに到達していない場合には、ステップ５２に進み、空燃比のリーンシフトサブルーティンを行う。一方、標準発電制御時にもニードル弁位置ＮＤＬがリーン化目標ニードル弁位置ＮＤＬＴＧＴに到達していない場合には、空燃比のリーンシフトサブルーティンを行う（図１２Ｂのステップ５１、７４）。
図１１は低レベル発電制御時の空燃比のリーンシフトサブルーティンの制御を示すフローチャート、図１３は標準発電制御時の空燃比のリーンシフトサブルーティンの制御を示すフローチャートである。図１３は図１１と基本的に同じものである。
いずれの空燃比のリーンシフトサブルーティンともエンジン回転速度を目標回転速度Ｎｍへと維持しつつ空燃比を目標リーン空燃比へと移行させるものである。ここでも低レベル発電制御の場合で主に説明する。
図１１においてステップ６１ではニードル弁位置ＮＤＬとリーン化目標ニードル弁位置ＮＤＬＴＧＴを比較する。ニードル弁位置ＮＤＬがリーン化目標ニードル弁位置ＮＤＬＴＧＴより小さいときには、ステップ６２に進み、前回のニードル弁位置から一定数ＤＮＤＬを差し引いた値を今回のニードル弁位置として、つまり
ＮＤＬ＝ＮＤＬｚ−ＤＮＤＬ …（１１）
ただし、ＮＤＬｚ：ＮＤＬの前回値、
の式よりニードル弁位置ＮＤＬを更新する。ステップ６３では空燃比制御フラグＦＬＧＬＭＤ＝１として低レベル発電制御時におけるリーンシフト中であることを表す。
上記（１１）式によれば、ＢＤＣ２パルスの入力毎にニードル弁位置ＮＤＬが一定数ＤＮＤＬずつ減じられる。ニードル弁位置ＮＤＬが小さくなっていくと、低レベル発電制御時の空燃比が理論空燃比より目標リーン空燃比へとリーン化される。
（１１）式の一定数ＤＮＤＬは低レベル発電制御時の目標リーン空燃比へのリーン化の速度を定める値であるので、この値が大きいと、低レベル発電制御時にエンジン１に供給する混合気の空燃比が急激に目標リーン空燃比へとリーン化するし、この値が小さいと低レベル発電制御時にエンジン１に供給する混合気の空燃比がゆっくりとしかリーン化しない。急激かつ大幅にエンジン１に供給する混合気の空燃比を理論空燃比より目標リーン空燃比へとリーン化すると燃焼が不安定となってエンジン回転速度の一時的な低下を避けることができないので、エンジン回転速度の一時的な低下が生じないように適合により一定数ＤＮＤＬを定める。このように、大きい値の一定数ＤＮＤＬを設定して急激かつ大幅にリーン化を行ったのではエンジン回転速度の一時的な低下が避けられないが、ニードル弁位置ＮＤＬが目標値（ＮＤＬＴＧＴ）に到達するまでの時間を一定数ＤＮＤＬを最適に定めることによってコントロールしているので、円滑なエンジンの運転が維持されたまま低レベル発電制御時にエンジン１に供給する混合気の空燃比を理論空燃比より目標リーン空燃比へとリーン化することが可能となるのである。
ステップ６２の操作を繰り返すことで、やがてニードル弁位置ＮＤＬがリーン化目標ニードル弁位置ＮＤＬＴＧＴと一致する。これによって低レベル発電制御時の空燃比が目標リーン空燃比に到達するので、低レベル発電制御時の空燃比のリーン化が完了する。このときにはステップ６１よりステップ６４に進んでニードル弁位置ＮＤＬにリーン化目標ニードル弁位置ＮＤＬＴＧＴを入れる。ステップ６５では空燃比制御フラグＦＬＧＬＭＤ＝２として空燃比のリーン化を完了したことを表す。
ステップ６６ではこのようにして更新したニードル弁位置ＮＤＬを、アクチュエータ１
９としてのステップモータに与えるステップ数に変換し、変換したステップ数をアクチュエータ１９としてのステップモータへの信号に変えてステップモータに出力する。
一方、標準発電制御時には、図１３においてニードル弁位置ＮＤＬがリーン化目標ニードル弁位置ＮＤＬＴＧＴより小さいときにステップ６１よりステップ６２に進み、前回のニードル弁位置から一定数ＤＮＤＬを差し引いた値を今回のニードル弁位置として、つまり上記（１１）式と同じ式によりニードル弁位置ＮＤＬを更新する。ステップ６３では空燃比制御フラグＦＬＧＬＭＤ＝１としてリーンシフト中であることを表す。上記（１１）式と同じ式によれば、標準発電制御時にエンジン１に供給する混合気の空燃比が理論空燃比より目標リーン空燃比へとリーン化される。
上記（１１）式と同じ式における一定数ＤＮＤＬは標準発電制御時の目標リーン空燃比へのリーン化の速度を定める値であるので、この値が大きいと、標準発電制御時にエンジン１に供給する混合気の空燃比が急激に目標リーン空燃比へとリーン化するし、この値が小さいと標準発電制御時にエンジン１に供給する混合気の空燃比がゆっくりとしかリーン化しない。急激かつ大幅にエンジン１に供給する混合気の空燃比を理論空燃比より目標リーン空燃比へとリーン化すると燃焼が不安定となってエンジン回転速度の一時的な低下を避けることができないので、エンジン回転速度の一時的な低下が生じないように適合により、上記（１１）式と同じ式における一定数ＤＮＤＬを定める。このように、ニードル弁位置ＮＤＬが目標値（ＮＤＬＴＧＴ）に到達するまでの時間を上記（１１）式と同じ式における一定数ＤＮＤＬを最適に定めることによってコントロールしているので、円滑なエンジンの運転が維持されたまま低レベル標準発電制御時にエンジン１に供給する混合気の空燃比を理論空燃比より目標リーン空燃比へとリーン化することが可能となるのである。なお、ここでは、低レベル発電制御時と標準発電制御時とで一定数ＤＮＤＬを同じ値としているが、低レベル発電制御時と標準発電制御時とで一定数ＤＮＤＬを相違させてもかまわない。
図１３においてステップ６２の操作を繰り返すことで、やがてニードル弁位置ＮＤＬがリーン化目標ニードル弁位置ＮＤＬＴＧＴと一致する。これによって標準発電制御時の空燃比が目標リーン空燃比に到達するので、標準発電制御時の空燃比のリーン化が完了する。このときにはステップ６１よりステップ６４に進んでニードル弁位置ＮＤＬにリーン化目標ニードル弁位置ＮＤＬＴＧＴを入れる。ステップ６５では空燃比制御フラグＦＬＧＬＭＤ＝２として標準発電制御時の空燃比のリーン化を完了したことを表す。
図１３においてステップ６６ではこのようにして更新したニードル弁位置ＮＤＬを、アクチュエータ１９としてのステップモータに与えるステップ数に変換し、変換したステップ数をアクチュエータ１９としてのステップモータへの信号に変えてステップモータに出力する。
このようにして、電子制御ユニット２１は、低レベル発電制御時、標準発電制御時に先ずＯ2センサ出力に基づき理論空燃比が得られるようにニードル弁位置ＮＤＬをフィードバック制御することにより、エンジン使用環境の変化、エンジン部品の特性の経時変化などより、エンジン全体としての空燃比特性が変動した場合であっても理論空燃比を実現する。その際にはニードル弁位置の加重平均値ＮＤＬＲＥＦＬＯ、ＮＤＬＲＥＦＭＤを算出し、理論空燃比を実現するときのニードル弁位置加重平均値ＮＤＬＲＥＦＬＯ、ＮＤＬＲＥＦＭＤを基準にして次には所定のリーンシフト量ＮＤＬＳＦＴＬＯ、ＮＤＬＳＦＴＭＤだけニードル弁位置ＮＤＬを移動し、目標リーン化空燃比を実現するのである。
ここで、第１実施形態の作用効果を説明する。
第１実施形態（請求項１、１５に記載の発明）は、ベンチュリ部１０を有し気体状燃料と吸入空気を所定の空燃比に混合するミキサ９と、制御量（アクチュエータ１９としてのステップモータに与えるステップ数）に応じてエンジン１に供給する混合気の空燃比を調整し得る空燃比調整器１５と、Ｏ2センサ２２（排気酸素濃度検出センサ）と、このＯ2センサ出力に基づいてエンジン１に供給する混合気の空燃比が理論空燃比と一致するように空燃比調整器１５に与える制御量をフィードバック制御するフィードバック制御手段（低レベル発電制御時：図１０Ａのステップ３８、図１４参照、標準発電制御時：図１２Ａのステップ７３、図１５参照）と、エンジン１に供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いたとき空燃比調整器１５に与える制御量を保持する保持手段（低レベル発電制御時：図１０Ａのステップ３２、４６参照、標準発電制御時：図１２Ａのステップ３２、７２参照）と、エンジン１に供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いた後に、エンジン１に供給する混合気の空燃比が目標リーン空燃比へとシフトするようにエンジン１に供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いているときの制御量の保持値から所定量だけ異なる値へと変更する制御量変更手段（低レベル発電制御時：図１０Ｂのステップ４７〜５２、図１１参照、標準発電制御時：図１２Ｂのステップ４７〜５１、７４、図１３参照）とを備えている。すなわち、第１実施形態（請求項１、１５に記載の発明）によれば、まず、Ｏ2センサ出力に基づいた空燃比フィードバック制御を行い、エンジン１に供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いたとき、部品機能の変動、使用環境の変動、経時変化による変動による空燃比変動が全て補正されて、理論空燃比の混合気を達成できる。この理論空燃比の混合気を達成できている空燃比調整器１５の状態を基準として、この基準状態での制御量の保持値（図５に示す初期標準状態では２２５ステップ、図６に示すリッチ側に変動した場合には２００ステップ）から所定量（１５０ステップ）だけ異なる値へと変更するので（図５、図６参照）、目標リーン空燃比の混合気を達成することができる。このように、目標リーン空燃比へと変更する前の段階で大半の変動要素による空燃比への影響が除去されているので、常に狙いの目標リーン空燃比を達成できる。目標リーン空燃比を達成できると、エンジンの熱効率を高めながら少ない燃料でエンジンを安定的に運転できる。
第１実施形態（請求項３に記載の発明）によれば、第１の空燃比動作範囲の空燃比特性及び第２の空燃比動作範囲の空燃比特性が初期標準状態より全体として一定量だけリッチ側にずれる場合に、所定量を一定値（１５０ステップ）で設定するので（図６参照）、空燃比制御に用いるメモリ容量を増やすことがない。
第１実施形態（請求項５に記載の発明）によれば、エンジン１に供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いた後に、制御量を所定量だけ異なる値へと変更する際に、所定時間をかけて徐々に変更するので（低レベル発電制御時：図１１のステップ６１、６２参照、標準発電制御時：図１３のステップ６１、６２参照）、理論空燃比より目標リーン空燃比への切換時における燃焼不安定に伴うエンジン回転速度の一時的な低下を防止できる。
燃料噴射弁を備え、液体燃料（あるいは液体状燃料）を高圧ポンプで高圧にした状態で燃料噴射弁の噴孔から吸気通路に噴出させることにより液体燃料を微粒化して混合気を形成する燃料噴射装置（燃料供給装置）がある。こうした燃料噴射装置では、液体燃料を加圧する高圧ポンプが必要となりコストアップとなることが考えられるのであるが、第１実施形態（請求項６に記載の発明）によれば、空燃比調整器１５は、ミキサ９への燃料供給通路６に介装される計量オリフィス１７と、この計量オリフィス１７内に出し入れされる先細り形状のニードル弁１８と、このニードル弁１８を駆動するアクチュエータ１９とを含むので、高圧ポンプは不要であり、安価に燃料供給装置を構成できる。さらに、第１実施形態（請求項１４に記載の発明）によれば、気体燃料は都市ガスまたはプロパンであるので、ミキサ９により容易に混合気が形成されることから、高価な気体用の加圧ポンプ
や燃料噴射弁は不要であり、安価に燃料供給装置を構成できる。
ニードル弁形状が円錐状では、図２６に示したようにニードル弁位置に対する空燃比の特性が下に膨らむ曲線となり、ニードル弁１８を駆動するアクチュエータ１９に与える制御量（アクチュエータ１９がステップモータであるときにはステップ数）の演算方法が複雑になるのであるが、第１実施形態（請求項７に記載の発明）によれば、第１の空燃比動作範囲の空燃比特性及び第２の空燃比動作範囲の空燃比の特性が直線となるようにニードル弁１８の形状を作成するので（図３（ａ）、図３（ｂ）参照）、ニードル弁１８を駆動するアクチュエータ１９に与える制御量の演算方法が容易となる。
第１実施形態（請求項９に記載の発明）によれば、ニードル弁形状は、ニードル弁１８の軸を通る断面でみたときの曲線を直線の折れ線で近似した形状であるので（図２７の破線参照）、ニードル弁１８を簡易に作成することができる。
図１６は第２実施形態のエンジン発電機に用いられるエンジン全体の概略構成図、図１７は第２実施形態のエンジンの燃料供給装置の概略構成図である。図１６、図１７において図１、図２と同一部分には同一符号を付している。
第１実施形態は、ミキサ９と燃料供給源５との間に、定圧弁８と空燃比調整器１５とを直列配置したものであったが、第２実施形態は、図１７に示したように、ミキサ９と燃料供給源５との間に、第１空燃比調整器４１と第２空燃比調整器５１とを並列配置したものである。
まず、第１空燃比調整器４１は、ジェット１１につながる燃料供給通路６に設けられる第１計量オリフィス４２、圧力制御比例型電磁弁（図では「比例型電磁弁」で略記。）４３から構成されている。
圧力制御比例型電磁弁４３は、ハウジング４３ａ、ハウジング４３ａ内を上室４３ｂと下室４３ｃに画成するダイアフラム４３ｄ、バルブシート４３ｅ、このバルブシート４３ｅを開閉すると共にダイアフラム４３ｄと一体動する皿形のバルブ本体４３ｆ、このバルブ本体４３ｆを鉛直上方（開弁方向）に付勢するスプリング４３ｇ、バルブ本体４３ｆと一体動する鉄心４３ｈ、電磁ソレノイド４３ｉからなる。
上室４３ｂのバルブシート４３ｅの下部に燃料ガス入口４３ｊが、上室４３ｂのバルブシート４３ｅの上部に燃料ガス出口４３ｋが開口し、下室４３ｃに大気開放口４３ｌが開口している。
圧力制御比例型電磁弁４３は、図１８（ａ）に示したように圧力制御比例型電磁弁４３への通電量の制御によって、ミキサ９に供給する燃料圧力を連続的比例的に調整できる機能をもっている。このため、圧力制御比例型電磁弁４３単独では、圧力制御比例型電磁弁４３への通電量に対する空燃比の特性は図１８（ｂ）のように通電量の平方根にほぼ反比例する特性となる。圧力制御比例型電磁弁４３への通電量とは、具体的には電磁ソレノイド４３ｉへの電流値のことである。電磁ソレノイド４３ｉへの通電量はＯＮデューティによって制御することができる。
詳述すると、圧力制御比例型電磁弁４３は電磁ソレノイド４３ｉが鉛直下方に、またバルブ本体４３ｆが鉛直上方になるよう設置して使用される。電磁ソレノイド４３ｉに通電していない状態では、バルブ本体４３ｆがその自重でスプリング４３ｇに抗して鉛直下方に移動し、これによってバルブシート４３ｅに着座している。一方、電磁ソレノイド４３ｉに通電すると、鉄心４３ｈが鉛直上方に移動し、鉄心４３ｈと一体動する皿型のバルブ
本体４３ｆがバルブシート４３ｅから離れる。このため、燃料ガス入口４３ｊより上室４３ｂに入った燃料ガスがバルブシート４３ｅとバルブ本体４３ｆとの間の隙間を通して燃料ガス出口４３ｋの側へと流れる。このときの燃料ガス出口側圧力が、圧力制御比例型電磁弁４３の仕様に記載されている通りの圧力（この圧力を「基準圧力」とする。）であったとする。
燃料ガス出口側の燃料ガス圧力が仮に基準圧力よりも上昇し過ぎると、バルブ本体４３ｆに作用する鉛直下向きの力（燃料ガス圧力＋バルブ本体重力）が鉛直上向きの力（電磁ソレノイド４３ｉによる力＋スプリング力＋参照圧力）より多くなり、両者の差の力の分だけバルブ本体４３ｆが鉛直下方（閉弁方向）に移動する。つまり、バルブ本体４３ｆに作用する鉛直上向き力と鉛直下向き力とがバランスするようにガス出口側圧力が基準圧力へとコントロールされる。
電磁ソレノイドへ４３ｉの通電量により燃料ガス出口側圧力が定まるので、電磁ソレノイド４３ｉへの通電量に比例して、バルブシート４３ｅとバルブ本体４３ｆとの間の隙間を通して燃料ガス出口４３ｋの側に流れる燃料ガス量が多くなる。燃料ガス量が多くなるほど燃料ガス出口側圧力が上昇する。つまり、電磁ソレノイド４３ｉへの通電量に比例して、燃料ガス出口側圧力が上昇する。
バルブ本体４３ｆの燃料ガス入口側面積とダイアフラム側面積とがほぼ等しくされているため、燃料ガス入口４３ｊ圧力が相違してもバルブ本体４３ｆの動作に影響しない。つまり、燃料ガス入口側圧力が変動しても、燃料ガス出口４３ｋの圧力は変動しない。
ダイアフラム４３ｄの背面には参照圧が作用している。ここでは参照圧として大気圧を用いている。燃料ガス出口圧力は、参照圧（大気圧）を基準にして制御される。
第２空燃比調整器５２は、第１計量オリフィス４２をバイパスする通路５１に設けられる第２計量オリフィス５３、この第２計量オリフィス５３を２値的に開閉する電磁開閉弁５４から構成されている。
電磁開閉弁５４は、ハウジング５４ａ、第２計量オリフィス５３を開閉するバルブ本体５４ｂ、このバルブ本体５４ｂを閉弁方向（図で左方）に付勢するスプリング５４ｃ、バルブ本体５４ｂと一体動する鉄心５４ｄ、電磁ソレノイド５４ｅからなる。
電磁ソレノイド５４ｅに通電していない状態では、スプリング５４ｃの付勢力でバルブ本体が閉弁方向に移動しバルブ本体５４ｂが第２計量オリフィス５３を閉じているが、電磁ソレノイド５４ｅに通電するとバルブ本体５４ｂがスプリング５４ｃの付勢力に抗して開弁方向（図で右方）に移動し第２計量オリフィス５３を開くようになっている。つまり、第２計量オリフィス５３が開かれて燃料ガスの通路面積が広がる分だけ、エンジン１に供給する混合気の空燃比がリッチ側にシフトする。この逆に、電磁ソレノイド５４ｅに通電して電磁開閉弁５４を開いている状態から電磁ソレノイド５４ｅへの通電を止めると、第２計量オリフィス５３が閉じられて燃料ガスの通路面積が狭まる分だけ、エンジン１に供給する混合気の空燃比がリーン側にシフトする。
電磁開閉弁５４及び圧力制御比例型電磁弁４３は、電子制御ユニット２１からの制御信号により駆動される。つまり、電磁開閉弁５４の２値的な開閉と圧力制御比例型電磁弁４３ｉへの通電量とが電子制御ユニット２１により制御される。
図１９は初期標準状態での２つの空燃比調整器４１、５２を組み合わせたものの空燃比特性を示している。すなわち、（１）の実線は、電磁開閉弁５４（第２空燃比調整器５２）に通電した状態における圧力制御比例型電磁弁４３（第１空燃比調整器４１）への通電
量（制御量）に対する空燃比の特性を表わしている。一方、（２）の実線は、電磁開閉弁５４に通電していない状態における圧力制御比例型電磁弁４３への通電量（制御量）に対する空燃比の特性を表わしている。
電子制御ユニット２１では、まず電磁開閉弁５４に通電した状態を保ちつつ、Ｏ2センサ出力を利用して、比例積分動作等の公知の空燃比フィードバック制御手法により、圧力制御比例型電磁弁４３に通電し、供給燃料圧力を増減調整することにより、理論空燃比状態（空気過剰率λ＝１．０）を達成する。このとき、圧力制御比例型電磁弁４３への通電量は所定値Ａである。第１、第２の空燃比調整器４１、５２によるこの動作状態を図１９において（ａ）の丸印で示す。
理論空燃比が達成されたら、圧力制御比例型電磁弁４３への通電量を所定値Ａに保持する。そして、次には電磁開閉弁５４への通電を遮断する。この通電遮断によって、第１計量オリフィス４２に並列で設置されている第２計量オリフィス５３が閉じられるので、ベンチュリ部１０へ供給される燃料が、閉じられた第２計量オリフィス５３の通路面積分だけ減少し、エンジン１に供給する混合気の空燃比が目標リーン空燃比となる。第１、第２の空燃比調整器４１、５２によるこの動作状態を図１９において(ｂ)の丸印で示す。
次に、エンジン使用環境の変化、エンジン部品の特性の経時変化などより、エンジン全体としての空燃比特性が変動した場合について図２０を参照して説明する。図１９に示した空燃比の特性図に対して、空燃比の特性がリッチ側（図で下方）に変動した場合を図２０に破線で重ねて示している。
圧力制御比例型電磁弁４３への通電量に対する空燃比の特性が破線で示した状態になると、圧力制御比例型電磁弁４３への通電量として所定値Ａを与えたとき、エンジン１に供給する混合気の空燃比は理論空燃比よりもリッチ側にずれる。このように空燃比特性が破線で示した状態となった場合に、電磁開閉弁５４への通電状態を保ちつつ、Ｏ2センサ出力を用いた空燃比のフィードバック制御を行わせると、リッチ側にずれた空燃比が理論空燃比へと戻るように圧力制御比例型電磁弁４３への通電量が減少する側に補正される。圧力制御比例型電磁弁４３への通電量が減少補正されると、圧力制御比例型電磁弁４３の出口の燃料圧力が低下し、その分ミキサ９に供給される燃料量が減りエンジン１に供給する混合気の空燃比がリーン側にシフトする。つまり、初期標準状態では所定値Ａであった圧力制御比例型電磁弁４３への通電量が所定値Ｂへと移行する。２つの空燃比調整器４１、５１の組合せによるこの動作状態を図２０において（ｃ）の丸印で示す。
このようにして理論空燃比での運転状態が達成されたら、圧力制御比例型電磁弁４３への通電量を所定値Ｂに保持し、次には電磁開閉弁５４への通電を遮断して非通電状態に切換える。この通電遮断によって、第１計量オリフィス４２に並列で設置されている第２計量オリフィス５３が閉じられるので、ベンチュリ部１０に供給される燃料が、閉じられた第２計量オリフィス５３の通路面積分だけ減少し、エンジン１に供給する混合気の空燃比が目標リーン空燃比となる。２つの空燃比調整器４１、５２の組合せによるこの動作状態を図１４において（ｄ）の丸印で示す。
さて、図１９の場合にせよ図２０の場合にせよ、急激かつ大幅にエンジン１に供給する混合気の空燃比を理論空燃比より目標リーン空燃比へとリーン化する場合には、実際のエンジン回転速度が目標回転速度と一致するようにフィードバック制御を行っていても燃焼不安定に伴いエンジン回転が不安定となり実際のエンジン回転速度の目標回転速度への維持が困難となることを避けられない。これについて図３１を参照して説明すると、図３１は理論空燃比での運転から目標リーン空燃比での運転への切換時に、スロットル弁開度Ｔｈ、実際のエンジン回転速度、空気過剰率λ、圧力制御比例型電磁弁４３への通電量、電
磁開閉弁５４の作動状態がそれぞれどのように変化するのかをモデルで示したものである。
ｔ１のタイミングで理論空燃比より目標リーン空燃比へのリーンシフトを開始しようと、電磁開閉弁５４を通電状態から非通電状態へと２値的に切換えると、図３１第３段目に実線で示したように空気過剰率が１．０（理論空燃比）より１．６５（目標リーン空燃比）へとステップ的に変化する。つまり、ｔ１のタイミングで急激かつ大幅に目標リーン空燃比へのリーンシフトを行うとエンジン回転が不安定となり、実際のエンジン回転速度が目標回転速度（＝１３００ｒｐｍ）と一致するようにフィードバック制御を行っていても図３１第２段目に実線で示したように実際のエンジン回転速度が一時的に低下する。
そこで、図３１第４段目に一点鎖線で示したようにｔ１のタイミングで圧力制御比例型電磁弁４３への通電量を理論空燃比運転時の保持値から所定値だけステップ的に増量補正し、その後は所定時間をかけて理論空燃比運転時の保持値へと戻すようにする。つまり、理論空燃比から目標リーン空燃比への切換時には、第１空燃比調整器４１によって一時的に空燃比をリッチ化する補正を行うことにより、全体の空気過剰率が１．０より１．６５へと滑らかに変化するようにするのである（図３１第３段目の一点鎖線参照）。これによって、図３１第２段目に一点鎖線で示したように理論空燃比から目標リーン空燃比への切換時の回転落ちを防止してエンジンの円滑な運転を維持することができる。
第２実施形態（請求項１０、１６に記載の発明）は、ベンチュリ部１０を有し気体燃料と吸入空気を所定の空燃比に混合するミキサ９と、制御量（圧力制御比例型電磁弁４３への通電量）に応じてエンジン１に供給する混合気の空燃比を調整し得る第１空燃比調整器４１と、２値的な制御量（ＯＮとＯＦＦ）に応じてエンジンに供給する混合気の空燃比を、第１空燃比調整器４１と連動することにより定まる空燃比状態である第１の状態（電磁開閉弁５４の通電状態）と、第１空燃比調整器４１との連動を解いて前記第１空燃比調整器４１だけで定まる空燃比状態である第２の状態（電磁開閉弁５４の非通電状態）とに調整し得る第２空燃比調整器５２と、Ｏ2センサ２２（排気酸素濃度検出センサ）と、第２空燃比調整器５２を前記第１の状態に保持した状態でこのＯ2センサ出力に基づいてエンジン１に供給する混合気の空燃比が理論空燃比と一致するように第１空燃比調整器４１に与える制御量をフィードバック制御するフィードバック制御手段と、エンジン１に供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いたとき第１空燃比調整器４１に与える制御量を保持する保持手段と、エンジン１に供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いた後に、エンジン１に供給する混合気の空燃比が目標リーン空燃比へとシフトするように第１空燃比調整器４１に与える制御量を保持した状態で第２空燃比調整器５２を前記第１の状態から前記第２の状態へと切換える切換手段とを備えている。すなわち、第２実施形態（請求項１０、１６に記載の発明）によれば、まず、Ｏ2センサ出力に基づいた空燃比フィードバック制御を行い、エンジン１に供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いたとき、部品機能の変動、使用環境の変動、経時変化による変動による空燃比変動が全て補正されて、理論空燃比の混合気を達成できる。この理論空燃比の混合気を達成できている第１及び第２の空燃比調整器４１、５２の状態を基準として、第２空燃比調整器５２を第１の状態から第２の状態へと切換えるので（図１９、図２０参照）、目標リーン空燃比の混合気を達成することができる。このように、目標リーン空燃比へと変更する前の段階で大半の変動要素による空燃比への影響が除去されているので、常に狙いの目標リーン空燃比を達成できる。目標リーン空燃比を達成できると、エンジンの熱効率を高めながら少ない燃料でエンジンを安定的に運転できる。
第２実施形態（請求項１１に記載の発明）によれば、第２空燃比調整器５２を第１の状態（電磁開閉弁５４の通電状態）から第２の状態（電磁開閉弁５４の非通電状態）へ切換
える際に、エンジン１に供給する混合気の空燃比が目標リーン空燃比へと徐々に切換わるように第１空燃比調整器４１への制御量を補正するので（図３１第４段目の一点鎖線参照）、目標リーン空燃比への切換時の燃焼不安定に伴うエンジン回転速度の一時的な低下を防止できる。
第２実施形態（請求項１３に記載の発明）によれば、第１空燃比調整器４１は、ミキサ９への燃料供給通路６に介装される第１計量オリフィス４２と、この第１計量オリフィス４２に作用する燃料圧力を調整しうる圧力制御比例型電磁弁４３とを含み、第２空燃比調整器５２は、第１計量オリフィス４２をバイパスする通路５１に介装される第２計量オリフィス５３と、この第２計量オリフィス５３を２値的に開閉する電磁開閉弁５４とを含むので、理論空燃比状態からの供給燃料の減少割合は、第１計量オリフィス４２と第２計量オリフィス５３の２つの通路面積の割合だけで決定されることとなる。すなわち、これら２つの通路面積以外の、例えば吸入エアクリーナの汚損やエンジン使用環境変化などを含むあらゆる空燃比変動要素に依存しないので、２つのオリフィスの通路面積の簡易な管理によって目標リーン空燃比への高精度な制御が可能となる。
図２１、図２３、図２５は第３、第４、第５の実施形態のエンジンの燃料供給装置の概略構成図である。このうち、図２１、図２３に示す第３、第４の実施形態は第１実施形態の図２と置き換わるものである。一方、図２５に示す第５実施形態は第２実施形態の図１７と置き換わるものである。図２１、図２３、図２５において第１、第２の実施形態の図２、図１７と同一部分には同一の符号を付している。
図２に示す第１実施形態は空燃比調整器１５により燃料量を直接制御するものであったが、図２１に示す第３実施形態は空燃比調整器１５により燃料を希釈する空気量を制御するものである。このため、第１実施形態ではニードル弁位置に対する空燃比の特性が図４に示したように右下がりの直線であったのに対して、第３実施形態ではニードル弁位置に対する空燃比の特性が図２２に示したように右上がりの直線となる。詳細には、図２１においてミキサ９と定圧弁８との間の燃料供給通路６に計量オリフィス６１を備える。ミキサ９上流の吸気通路２から分岐するサブ吸気通路６２がミキサ９と計量オリフィス６１との間の燃料供給通路６に合流している。このサブ吸気通路６２に空燃比調整器１５が介装されている。
図２３に示す第４実施形態は、ミキサ９により形成される混合気を、ミキサ９の下流で二次空気により希釈することによりエンジン１に供給する混合気の空燃比を制御するものである。詳細には、図２３において、スロットル弁４の下流の吸気通路２に二次空気供給通路７１を合流させ、この二次空気供給通路７１に空燃比調整器１５を介装している。第４実施形態では、ニードル弁位置に対する空燃比の特性が図２４に示したように右上がりの直線となる。
図２５に示す第５実施形態はむしろ図２に示す第１実施形態に近いものである。すなわち、図２５に示す第５実施形態は定圧弁８と空燃比調整器１５を直列に配置すると共に空燃比調整器１５を改めて第１空燃比調整器１５とし、２値的な制御量（ＯＮとＯＦＦ）に応じてエンジン１に供給する混合気の空燃比を、第１空燃比調整器１５と連動することにより定まる空燃比状態である第１の状態（電磁開閉弁５４の通電状態）と、第１空燃比調整器１５との連動を解いて第１空燃比調整器１５だけで定まる空燃比状態である第２の状態（電磁開閉弁５４の非通電状態）とに調整し得る第２空燃比調整器５２を備えるものである。詳細には、図２５においてミキサ１０と計量オリフィス１７との間の燃料供給通路６にも別の計量オリフィス８１を追加して設け、この計量オリフィス８１をバイパスする通路８２にこのバイパス通路８２を２値的に開閉する第２空燃比調整器５２が介装されている。第５実施形態の作用効果は第２実施形態と同様である。
さて、第１、第２の実施形態では、エンジン使用環境の変化、エンジン部品の特性の経時変化などより、エンジン全体としての空燃比特性が変動するにしても、その変動が簡単な場合を扱ったのであるが、次のように他の形態の空燃比特性の変動も考え得る。
初期標準状態での空燃比特性を次の３つを満たすように設定できたとする。
〈１〉空燃比特性は理論空燃比ゾーン（第１の空燃比動作範囲のこと）とリーン空燃比ゾーン（第２の空燃比動作範囲のこと）を持つ。
〈２〉各ゾーンでの空燃比特性は直線であり、２つの直線は勾配が同じである。
〈３〉必ずしも同一直線の２つのゾーンでなくてもよい。
図５で前述したように、初期標準状態での空燃比特性を、
〈ア〉目標リーン空燃比は空気過剰率表示で１．６５、そのときの制御量（ニードル弁位置を定めるステップ数）ｘは７５ステップである、
〈イ〉理論空燃比は空気過剰率表示で１．０、そのときの制御量（ニードル弁位置を定めるステップ数）ｘは２２５ステップである、
〈ウ〉リーンシフト量（所定量）は１５０ステップである（ただしｘ軸で−１５０）
とする。さらに、リーン空燃比ゾーンが理論空燃比ゾーンよりも所定値ｂだけリーン側にすれているとすると、初期標準状態での空燃比特性は図２８に示したように描くことができる。図２８において右側の太実線が理論空燃比ゾーン、左側の太実線がリーン空燃比ゾーンである。
図２８に示したように理論空燃比ゾーンでの空燃比特性を、
ｙ＝ａ（ｘ−２２５）＋１．０ …（補１）
の一次式により、リーン空燃比ゾーンでの空燃比特性を、
ｙ＝ａ（ｘ−２２５）＋１．０＋ｂ …（補３）
の一次式により表すことができる。
ここで、（補１）式、（補３）式のａは２直線の勾配、ｂは２直線のずれ（ｙの正方向）である。このとき、勾配ａは、
ａ＝−（０．６５−ｂ）／１５０ …（補２）
の式で与えられる。
空燃比特性が初期標準状態から変動した場合を図６、図２０の場合より広く検討する。空燃比特性の変動の形態は種々考えられるが、大幅な変動を除けば、その変動の形態は、〈ａ〉空燃比特性全体が一定量だけわずかに増減した（リッチ側またはリーン側にずれた）場合、
〈ｂ〉空燃比特性全体が一定割合だけわずかに増減した（リッチ側またはリーン側にずれた）場合、
〈ｃ〉〈ａ〉と〈ｂ〉とが組合わさった場合
の３つの場合に集約される。
まず〈ａ〉の場合を図２９を参照して考える。図２９に一点鎖線で追加して示したように空燃比特性が初期標準状態での空燃比特性（太実線）に対して一定量δだけｙ軸の正方向（リーン側）にわずかに変動したときの理論空燃比ゾーンでの空燃比特性、リーン空燃比ゾーンでの空燃比特性をそれぞれ表す一次式は、
ｙ＝ａ（ｘ−２２５）＋１．０＋δ …（補４）
ｙ＝ａ（ｘ−２２５）＋１．０＋ｂ＋δ …（補５）
である。
ｙ＝１を与えるｘの値を制御量ｘs、ｙ＝１．６５を与えるｘの値を制御量ｘlとすると、まず制御量ｘsを求めるには（補４）式を用いて
１＝ａ（ｘsｓ−２２５）＋１．０＋δ
である。この式より、
ｘs＝（−δ／ａ）＋２２５
が得られる。同様に制御量ｘlを求めるには、（補５）式を用いて、
１．６５＝ａ（ｘl−２２５）＋１．０＋ｂ＋δ
である。この式より、
ｘl＝（（０．６５−ｂ−δ）／ａ）＋２２５
が得られる。
リーンシフト量はｘl−ｘsであるからこれを計算すると次のようになる。
ｘl−ｘs＝｛（０．６５−ｂ−δ）／ａ＋２２５｝｛（−δ／ａ）＋２２５｝
＝（０．６５−ｂ）／ａ
＝−１５０
すなわち、〈ａ〉の場合のリーンシフト量は、リーン側への変動量δによらず一定値（ｘ軸の負方向に１５０ステップ）となり、しかも初期標準状態でのリーンシフト量と同じである。従って、〈ａ〉の場合のリーンシフト量は初期標準状態でのリーンシフト量と同じでよい。
次に、〈ｂ〉の場合を図３０を参照して考える。図３０に一点鎖線で追加して示したように空燃比特性が初期標準状態での空燃比特性（太実線）に対してｙ軸の正方向に一定割合（ｋ倍）でリーン側にわずかに変動したときの理論空燃比ゾーンでの空燃比特性、リーン空燃比ゾーンでの空燃比特性をそれぞれ表す一次式は、
ｙ＝ｋ｛ａ（ｘ−２２５）＋１．０｝ …（補６）
ｙ＝ｋ｛ａ（ｘ−２２５）＋１．０＋ｂ｝ …（補７）
である。〈ａ〉の場合と同じに、制御量ｘs、ｘlを求める。まず、制御量ｘsは（補６）式から、
１．０＝ｋ｛ａ（ｘ−２２５）＋１．０｝
である。この式より、
ｘs＝（１／ｋ−１）／ａ＋２２５ …（補８）
が得られる。一方、制御量ｘlは（補７）式から、
１．６５＝ｋ｛ａ（ｘ−２２５）＋１．０＋ｂ｝
である。この式より、
ｘl＝（１／ｋ−１−ｂ）／ａ＋２２５ …（補９）
が得られる。リーンシフト量は、これら制御量ｘl、ｘsから
ｘl−ｘs＝（０．６５／ｋ−ｂ）／ａ …（補１０）
となる。
電子制御ユニット２１のＥＣＵは制御量ｘsを計測できる。また、制御量ｘsの標準値（２２５）からのずれδｘsをその方向と共に演算させることができる。上記（補８）式から、制御量ｘsの標準値からのずれδｘsは
δｘs＝ｘs−２２５＝（１／ｋ−１）／ａ
であるので、
１／ｋ＝ａδｘs＋１ …（補１１）
が得られる。
リーンシフト量ｘl−ｘsは、
ｘl−ｘs＝（０．６５／ｋ−ｂ）／ａ
＝｛（ａδｘs＋１）０．６５−ｂ｝／ａ （∵（補１１）式）
＝０．６５δｘs＋（０．６５−ｂ）／ａ …（補１２）
となる。
（補２）式から勾配ａは、
ａ＝−（０．６５−ｂ）／１５０ …（補１３）
である。この（補１３）式を用いて（補１２）式は、
ｘl−ｘs＝０．６５δｘs−１５０ …（補１４）
と変形される。この（補１４）式は、一定割合ｋが分からなくても、リーンシフト量が得られることを表している。また、リーンシフト量は０．６５δｘs−１５０で与えられる。
〈ａ〉の場合との差異は、一定項（−１５０ステップ）に対し０．６５δｘsだけ追加的な補正項が加わることである。具体的に考えてみる。今、空燃比特性が１０％リーン側に変動したと仮定すると、一定割合ｋ＝１．１、制御量ｘs＝２２５＋２１、制御量ｘsの標準値（２２５）からのずれδｘs＝２１となる。このとき、リーンシフト量＝−１５０＋２１×０．６５＝−１５０＋１４＝−１３６となる。従って、〈ｂ〉の場合のこの具体例では、目標リーン空燃比を得るために１３６ステップだけリーン方向にシフト（移動）すればよいことがわかる。
まとめると、空燃比特性の全体が一定量だけわずかに増減した場合（〈ａ〉の場合）のリーンシフト量は−１５０ステップ、空燃比特性の全体が一定割合でわずかに増減した場合（〈ｂ〉の場合）のリーンシフト量は０．６５×δｘs−１５０ステップとなる。空燃比特性全体の実際の変動は〈ａ〉の場合と〈ｂ〉の場合との組合せであるから、実際の制御に際しては一般的なリーンシフト量としてα×δｘs−１５０ステップを採用し、最もありそうな空燃比特性の変動をよく表現するαを決めればよい。
このように、理論的考察（請求項４に記載の発明）によれば、理論空燃比ゾーン（第１の空燃比動作範囲）の空燃比特性及びリーン空燃比ゾーン（第２の空燃比動作範囲）の空燃比特性が初期標準状態より全体として一定割合ｋだけリーン側にずれる場合に、所定量を一定値（１５０ステップ）と、制御量のずれδｘs（＝０．６５×δｘs）及び方向（制御量が増える方向）とから設定するので、理論空燃比ゾーンの空燃比特性及びリーン空燃比ゾーンの空燃比特性が初期標準状態より全体として一定割合ｋだけリーン側にわずかにずれる場合にも目標リーン空燃比の付近の空燃比を実用上問題ない程度に達成できる。
実施形態では、気体燃料について説明したが、液体燃料（液体状燃料）に対しても本発明を適用可能である。この場合、気体燃料の圧力制御弁は、気化器のフロート室に対応する。
１ エンジン
９ ミキサ
１０ ベンチュリ部
１５ 空燃比調整器
１８ ニードル弁
２１ 電子制御ユニット
２２ Ｏ2センサ（排気酸素濃度検出センサ）
４１ 第１空燃比調整器
４２ 第１計量オリフィス
４３ 圧力制御比例型電磁弁
５２ 第２空燃比調整器
５３ 第２計量オリフィス
５４ 電磁開閉弁

Claims (16)

  1. ベンチュリ部を有し液体状燃料または気体状燃料と吸入空気を所定の空燃比に混合するミキサと、
    制御量に応じてエンジンに供給する混合気の空燃比を調整し得る空燃比調整器と、
    排気の酸素濃度を検出する排気酸素濃度検出センサと、
    このセンサ出力に基づいてエンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比と一致するように前記空燃比調整器に与える制御量をフィードバック制御するフィードバック制御手段と、
    エンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いたとき前記空燃比調整器に与える制御量を保持する保持手段と、
    エンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いた後に、エンジンに供給する混合気の空燃比が目標リーン空燃比へとシフトするようにエンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いているときの制御量の保持値から所定量だけ異なる値へと変更する制御量変更手段と
    を備えることを特徴とするエンジンの燃料供給装置。
  2. 前記空燃比調整器は、前記制御量に応じて理論空燃比付近で変化する第１の空燃比動作範囲と、同じく前記制御量に応じて前記目標リーン空燃比付近で変化する第２の空燃比動作範囲とを有し、これら２つの空燃比動作範囲の空燃比が前記制御量に応じてほぼ同一の勾配で変化する特性を有することを特徴とする請求項１に記載のエンジンの燃料供給装置。
  3. 前記第１の空燃比動作範囲の空燃比特性及び前記第２の空燃比動作範囲の空燃比特性が初期標準状態よりリッチ側またはリーン側にずれる場合に、前記所定量を一定値で設定することを特徴とする請求項２に記載のエンジンの燃料供給装置。
  4. 前記第１の空燃比動作範囲の空燃比特性及び前記第２の空燃比動作範囲の空燃比特性が初期標準状態よりリッチ側またはリーン側にずれる場合に、前記所定量を一定値と、制御量のずれ及び方向とから設定することを特徴とする請求項２に記載のエンジンの燃料供給装置。
  5. 前記所定量だけ異なる値へと変更する際に、所定時間をかけて徐々に変更することを特徴とする請求項１に記載のエンジンの燃料供給装置。
  6. 前記空燃比調整器は、前記ミキサへの燃料供給通路に介装される計量オリフィスと、この計量オリフィス内に出し入れされる先細り形状のニードル弁と、このニードル弁を駆動するアクチュエータとを含むことを特徴とする請求項１から５までのいずれか一つに記載のエンジンの燃料供給装置。
  7. 前記第１の空燃比動作範囲の空燃比特性及び前記第２の空燃比動作範囲の空燃比の特性が直線となるように前記ニードル弁の形状を作成することを特徴とする請求項６に記載のエンジンの燃料供給装置。
  8. 前記ニードル弁形状は、先端が最も丸みがきつく後端になるほどまるみが緩やかとなる形状であることを特徴とする請求項６に記載のエンジンの燃料供給装置。
  9. 前記ニードル弁形状は、前記ニードル弁の軸を通る断面でみたときの曲線を直線の折れ線で近似した形状であることを特徴とする請求項６に記載のエンジンの燃料供給装置。
  10. ベンチュリ部を有し液体状燃料または気体状燃料と吸入空気を所定の空燃比に混合するミキサと、
    制御量に応じてエンジンに供給する混合気の空燃比を調整し得る第１空燃比調整器と、
    ２値的な制御量に応じてエンジンに供給する混合気の空燃比を、前記第１空燃比調整器と連動することにより定まる空燃比状態である第１の状態と、前記第１空燃比調整器との連動を解いて前記第１空燃比調整器だけで定まる空燃比状態である第２の状態とに調整し得る第２空燃比調整器と、
    排気の酸素濃度を検出する排気酸素濃度検出センサと、
    前記第２空燃比調整器を前記第１の状態に保持した状態でこのセンサ出力に基づいてエンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比と一致するように前記第１空燃比調整器に与える制御量をフィードバック制御するフィードバック制御手段と、
    エンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いたとき前記第１空燃比調整器に与える制御量を保持する保持手段と、
    エンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いた後に、エンジンに供給する混合気の空燃比が目標リーン空燃比へとシフトするように前記第１空燃比調整器に与える制御量を保持した状態で前記第２空燃比調整器を前記第１の状態から前記第２の状態へと切換える切換手段と
    を備えることを特徴とするエンジンの燃料供給装置。
  11. 前記第２空燃比調整器を前記第１の状態から前記第２の状態へ切換える際に、エンジンに供給する混合気の空燃比が前記目標リーン空燃比へと徐々に切換わるように前記第１空燃比調整器への制御量を補正することを特徴とする請求項１０に記載のエンジンの燃料供給装置。
  12. 前記第１空燃比調整器への制御量を大きくするとき、エンジンに供給する混合気の空燃比がリッチ側に向かう場合に、前記第１空燃比調整器への制御量の補正は、前記第２空燃比調整器を前記第１の状態から前記第２の状態へ切換える際に、エンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いているときの前記第１空燃比調整器への制御量の保持値からステップ的に所定値増量補正し、その後に所定時間をかけて前記保持値に戻すことであることを特徴とする請求項１１に記載のエンジンの燃料供給装置。
  13. 前記第１空燃比調整器は、前記ミキサへの燃料供給通路に介装される第１計量オリフィスと、この第１計量オリフィスに作用する燃料圧力を調整しうる圧力制御比例型電磁弁とを含み、
    前記第２空燃比調整器は、前記第１計量オリフィスをバイパスする通路に介装される第２計量オリフィスと、この第２計量オリフィスを２値的に開閉する電磁開閉弁とを含むことを特徴とする請求項１０に記載のエンジンの燃料供給装置。
  14. 前記気体状燃料は都市ガスまたはプロパンであることを特徴とする請求項１から１３までのいずれか一つに記載のエンジンの燃料供給装置。
  15. エンジンにより回転電機を駆動して発電させるエンジン発電機において、
    前記エンジンは、
    ベンチュリ部を有し液体状燃料または気体状燃料と吸入空気を所定の空燃比に混合するミキサと、
    制御量に応じてエンジンに供給する混合気の空燃比を調整し得る空燃比調整器と、
    排気の酸素濃度を検出する排気酸素濃度検出センサと、
    このセンサ出力に基づいてエンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比と一致するように前記空燃比調整器に与える制御量をフィードバック制御するフィードバック制御手段と、
    エンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いたとき前記空燃比調整器に与える制御量を保持する保持手段と、
    エンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いた後に、エンジンに供給する混合気の空燃比が目標リーン空燃比へとシフトするようにエンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いているときの制御量の保持値から所定量だけ異なる値へと変更する制御量変更手段と
    を備えることを特徴とするエンジン発電機。
  16. エンジンにより回転電機を駆動して発電させるエンジン発電機において、
    前記エンジンは、
    ベンチュリ部を有し液体状燃料または気体状燃料と吸入空気を所定の空燃比に混合するミキサと、
    制御量に応じてエンジンに供給する混合気の空燃比を調整し得る第１空燃比調整器と、
    ２値的な制御量に応じてエンジンに供給する混合気の空燃比を、前記第１空燃比調整器と連動することにより定まる空燃比状態である第１の状態と、前記第１空燃比調整器との連動を解いて前記第１空燃比調整器だけで定まる空燃比状態である第２の状態とに調整し得る第２空燃比調整器と、
    排気の酸素濃度を検出する排気酸素濃度検出センサと、
    前記第２空燃比調整器を前記第１の状態に保持した状態でこのセンサ出力に基づいてエンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比と一致するように前記第１空燃比調整器に与える制御量をフィードバック制御するフィードバック制御手段と、
    エンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いたとき前記第１空燃比調整器に与える制御量を保持する保持手段と、
    エンジンに供給する混合気の空燃比が理論空燃比に落ち着いた後に、エンジンに供給する混合気の空燃比が目標リーン空燃比へとシフトするように前記第１空燃比調整器に与える制御量を保持した状態で前記第２空燃比調整器を前記第１の状態から前記第２の状態へと切換える切換手段と
    を備えることを特徴とするエンジン発電機。
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Cited By (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO2013061768A1 (ja) * 2011-10-25 2013-05-02 ヤンマー株式会社 ガスエンジン、ガスエンジンを利用したガスヒートポンプ装置およびコージェネレーション装置、ならびにガスエンジンの制御方法
WO2013061769A1 (ja) * 2011-10-25 2013-05-02 ヤンマー株式会社 ガスエンジンならびにガスエンジンを利用したガスヒートポンプ装置およびコージェネレーション装置
WO2014045879A1 (ja) * 2012-09-21 2014-03-27 ヤンマー株式会社 内燃機関
CN111120125A (zh) * 2020-03-31 2020-05-08 山东赛马力动力科技有限公司 一种燃气内燃发电机组的协同优化控制系统
CN111255594A (zh) * 2020-03-06 2020-06-09 天津大学 内燃机供气系统

Citations (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS59224451A (ja) * 1983-06-01 1984-12-17 Daihatsu Motor Co Ltd 気化器の空燃比制御装置
JPS61106959A (ja) * 1984-10-30 1986-05-24 Aisan Ind Co Ltd エンジン用混合気の空燃比制御装置

Patent Citations (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS59224451A (ja) * 1983-06-01 1984-12-17 Daihatsu Motor Co Ltd 気化器の空燃比制御装置
JPS61106959A (ja) * 1984-10-30 1986-05-24 Aisan Ind Co Ltd エンジン用混合気の空燃比制御装置

Cited By (14)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US9790886B2 (en) 2011-10-25 2017-10-17 Yanmar Co., Ltd. Gas engine, gas heat pump system and cogeneration system using the gas engine, and method for controlling the gas engine
AU2012330248B2 (en) * 2011-10-25 2016-08-25 Yanmar Co., Ltd. Gas engine, gas heat pump device and cogeneration device that use gas engine, and method for controlling gas engine
JP2013092082A (ja) * 2011-10-25 2013-05-16 Yanmar Co Ltd ガスエンジン、ガスエンジンを利用したガスヒートポンプ装置およびコージェネレーション装置、ならびにガスエンジンの制御方法
CN103890355B (zh) * 2011-10-25 2016-08-17 洋马株式会社 燃气发动机、利用该燃气发动机的燃气热泵装置和热电联产装置和燃气发动机的控制方法
WO2013061768A1 (ja) * 2011-10-25 2013-05-02 ヤンマー株式会社 ガスエンジン、ガスエンジンを利用したガスヒートポンプ装置およびコージェネレーション装置、ならびにガスエンジンの制御方法
KR20140071451A (ko) * 2011-10-25 2014-06-11 얀마 가부시키가이샤 가스 엔진, 가스 엔진을 이용한 가스 히트 펌프 장치 및 코제너레이션 장치, 그리고 가스 엔진의 제어 방법
WO2013061769A1 (ja) * 2011-10-25 2013-05-02 ヤンマー株式会社 ガスエンジンならびにガスエンジンを利用したガスヒートポンプ装置およびコージェネレーション装置
CN103890355A (zh) * 2011-10-25 2014-06-25 洋马株式会社 燃气发动机、利用该燃气发动机的燃气热泵装置和热电联产装置和燃气发动机的控制方法
KR101883531B1 (ko) 2011-10-25 2018-07-30 얀마 가부시키가이샤 가스 엔진, 가스 엔진을 이용한 가스 히트 펌프 장치 및 코제너레이션 장치, 그리고 가스 엔진의 제어 방법
JP2014062508A (ja) * 2012-09-21 2014-04-10 Yanmar Co Ltd 内燃機関
WO2014045879A1 (ja) * 2012-09-21 2014-03-27 ヤンマー株式会社 内燃機関
CN111255594A (zh) * 2020-03-06 2020-06-09 天津大学 内燃机供气系统
CN111120125A (zh) * 2020-03-31 2020-05-08 山东赛马力动力科技有限公司 一种燃气内燃发电机组的协同优化控制系统
CN111120125B (zh) * 2020-03-31 2020-06-26 山东赛马力动力科技有限公司 一种燃气内燃发电机组的协同优化控制系统

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