JP2511395B2

JP2511395B2 - 内燃機関の制御装置

Info

Publication number: JP2511395B2
Application number: JP58223939A
Authority: JP
Inventors: 宜茂大山; 藤枝　　護; 照夫山内; 大須賀　　稔
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1983-11-28
Filing date: 1983-11-28
Publication date: 1996-06-26
Anticipated expiration: 2011-06-26
Also published as: JPS60116837A

Description

【発明の詳細な説明】〔発明の利用分野〕本発明は内燃機関の制御装置に係り、特に火花点火機
関に使用するに好適な制御方法に関する。

〔発明の背景〕

従来、この種の制御装置としては、排ガスセンサによ
つて余剰空気を測定し、空気過剰率１以上で燃料噴射量
を修正することにより空燃比を閉ループ制御する方式が
あるが、空気過剰率１未満、すなわち、リツチ域の空燃
比を検出するのが困難であるため、始動、暖機運転域、
出力運転域等、空気過剰率１未満の空燃比を適正化する
ことができない。このため、従来において空気過剰率１
未満の制御には、開ループ制御が採用されている。しか
し、この開ループ制御ではエンジンの状態変化に適応で
きないという問題がある。

ここで、リツチ域の混合気の空燃比は、特開昭54-158
992号公報に開示されているセンサで検出できる。ま
た、特公昭57-49860号公報に開示されているセンサでも
検出できるが、空気過剰率が１以上のリーン域を連続動
作で測定することができない。前者では電圧モードへの
切換、後者では電流の反転動作が必要である。原理的に
は、COとCO₂を測定し、その和から空燃比を求める方法
もあるが、実用的なものがない。

一方、リツチ域の空燃比は、燃料の蒸発遅れによつて
容易にリーン域に飛び込む。従つて、空燃比をリツチ域
からリーン域の広い範囲にわたつて制御するにはこの範
囲の空燃比を精度良く検出できるλセンサ（空気過剰率
センサ）が不可欠である。また、リツチ域の空燃比の制
御は、燃料の蒸発遅れが大きい運転域（始動時、暖機
時）を対象にしているので、そのための空燃比センサが
実現されたとしても従来の閉ループ制御では、ゲインを
小さくしないとハンチングし、制御性が向上しないとい
う問題点がある。また、単なる開ループ制御においても
蒸発に直接関連するパラメータは直接検出することがで
きず、冷却水温、吸気温で代用しているので、エンジン
の状態変化に適応できないという問題点がある。

リツチ域の空燃比の制御性の良否は、CO,HCガスの排
出量を左右するので、燃料経済性、排気浄化性向上の大
きな課題であるが、上記のような問題点があるために現
在までほとんど解決されていない。

〔発明の目的〕

本発明の目的は、リツチ域からリーン域の広い範囲に
わたつて空燃比を精度良く検出できるλセンサ及びこの
λセンサを用いて、エンジンの状態変化に適応して空燃
比を適正に制御できる内燃機関の制御方法を提供するに
ある。

〔発明の概要〕

本発明は、拡散抵抗を有するポーラログラフイ式空燃
比センサ（リーン域で線形な出力が得られる）におい
て、拡散抵抗の内部に固体電解質を介して別途定量の酸
素を送り込むことによつてリツチ域では、送り込まれた
酸素の一部はCOの酸化に消費され、排出酸素量が減少
し、逆に、リーン域では送り込まれた酸素と拡散抵抗を
通る酸素の和が排出されるので排出酸素量が増大し、排
出酸素量は空燃比に比例するようになり、リツチ域から
リーン域の広い範囲にわたつて空燃比に対して線形な出
力が得られることがわかつた。そこで、本発明はこのλ
センサを用いて燃料の蒸発量を求め、燃料供給量と蒸発
量との差から蒸発の時定数を求めてエンジンの状態を把
握し、これによつて求まる補正値を用いて燃料供給量を
制御することによつて蒸発遅れを補償するようにしたも
のである。そして、蒸発の時定数が５秒程度以上になる
と、燃料供給量の影響が５秒程度残つていることにな
り、制御性が劣化するため、時定数をある範囲に抑える
ように必要に応じて燃料の補助空気で微粒化したり、電
気ヒータで加熱するようにしたものである。

これにより、燃料の揮発性が異なつていたとしても、
クランキング時の初期の段階で蒸発の時定数が自動的に
求まり、これに基づいて燃料量が制御されるので、燃料
の揮発性の変化にも適応することができる。また本発明
は、空燃比制御においてエンジン始動時のように冷却水
温が低い場合には空燃比センサ（λセンサ）の出力をエ
ンジンのクランク角が90度付近となった際に取り込んで
使用することを特徴とする。これによりエンジン始動時
における空燃比制御が適正に行なわれる。

〔発明の実施例〕

第１図は本発明が適応されるエンジンの一実施例を示
した全体構成図である。ここでは多気筒エンジンのうち
１つのエンジンの断面を示してある。第１図において、
エンジン101のピストン102の上下動はクランク軸103の
回転運動に変えられて動力として出される。

一方、ピストン102の動きに応じて吸気弁104および排
気弁105は開閉し、吸気管107内の空気がシリンダ108内
に吸引され、同時に噴射弁109より吸気弁104をめがけて
燃料が噴射され、この燃料が空気と混合されてシリンダ
108内に充満し、ピストン102で圧縮後、点火プラグ106
により着火される。燃焼による排気は排気弁105の開弁
によつて排気管110内に吐出される。排気管110には排気
中の余剰酸素濃度からエンジンに吸引され空気、燃料の
比を検出するλ（ラムダ）センサ124が集合部（第２図
参照）に設置されている。

またエアクリーナ121の下流には吸気温度を検出する
吸気温センサ120（熱電対、測温抵抗体等）、吸入空気
量を瞬時に検出するエアフローセンサ119、絞り弁116の
開度を検出する開度センサ118、エンジン101の冷却水温
または壁温を検出する水温センサ123及びクランク軸103
の回転角度を検出するクランク角センサ111が配置さ
れ、これらのセンサで検出した信号は全てマイクロコン
ピュータを内蔵した制御回路112に入力され、ここでの
記憶、演算動作によつて噴射弁109及び点火プラグ106に
対する開弁時期、点火時期の駆動信号が発生される。

エンジンに吸引された空気量Q_aは前述のエアフローセ
ンサ119の出力信号より算出できるが、第１図に示した
ごとく、吸気管107の途上に設置した圧力センサ115の出
力信号とエンジン回転数すなわちクランク角センサ111
の出力信号から算出することもできる。また吸気管107
の吸気弁104の近傍には外部より発熱量がコントロール
できる発熱抵抗体132が埋設され、ヒータ回路131でその
印加電流量が制御されている。ヒータ回路131は制御回
路112に結線され、上記の各センサの出力信号に基づき
エンジン始動時には多くの電流を印加せしめ、周囲が暖
機状態に達したら徐々に電流量が減少されるように制御
回路112によつて制御されている。なお、この発熱抵抗
体132については第３図で詳述する。

また噴射弁109から噴射される燃料を微粒化すること
がエンジン性能を向上する重要なフアクターであるの
で、噴射弁109の下流側に補助空気を導きその気流で微
粒化を促進している。これについては第４図で説明す
る。

第２図は第１図で示したセンサ類の信号および吸排気
系の概略構成を示した図である。同図において、エアフ
ロメータ119と絞り弁116と一体の吸気管107は可とう性
弾性体で形成された合成樹脂管117で連結される。燃料
はタンク125からポンプ127およびレギュレータ128で所
定の圧力に制御されて各噴射弁109,109′,109″及び109
に圧送されている。

第３図は吸気弁104の近くに埋設した発熱抵抗体132の
具体的実施例の１つを示したもので、この発熱抵抗体13
2はヒータ回路131で電流量が制御される。この場合、噴
射弁109から噴射された燃料は発熱抵抗体132に直接衝突
するような位置に選定するか、吸気弁104のすぐ近くに
別の発熱抵抗体132′を埋設して液膜を形成した燃料だ
けを蒸発させる方式の２通りがある。

第４図（ａ）は噴射弁109の下流に補助空気を導く場
合の構成図であつて、絞り弁116の上流側のエアフロメ
ータ119の上下流に設けた取入口133,134の下流は三方弁
135に連結され、この三方弁135で空気の取入口を選択
し、連結管136を介して噴射弁109の下流に連結されてい
る。ここで、上下流の取入口133,134は始動時は補助空
気量もエアフローメータ119で検出してリツチな燃料を
計量させ、暖機後は補助空気量はエアフローメータ119
で検出せずに希薄混合気で運転せしめるように選択され
る。

三方弁135は第４図（ｂ）に示すように、熱で変形す
る板バネ（例えばバイメタル）のレバー137の先端の２
個の突起部を有する弁138,138′が低温時には開口部134
を閉じ、高温になると開口部133を閉じ、上記エアフロ
ーメータ119の上下流の補助空気取入口133,134の一方を
選択できるようになつている。なお、三方弁135は回転
電磁弁で直接回動せしめてコントロールしてもよい。

次に補助空気を噴射弁109の下流に導く具体的構成に
ついて説明する。

第５図に示すような連続燃料計量方式の燃料供給系に
おいても、上記の補助空気導入方法が実現できる。第６
図にその実施例を示している。

第７図において、多点の燃料ノズル143,143′,143″
及び143の先端を１つの空気通路管136のそれぞれのノ
ズル部144,144′,144″及び144内に挿入している。こ
の場合、燃料ノズル143,143′,143″及び143の下流部
は大気圧となつている。また空気通路管136は第４図に
示したごとくエアフローメータ119の上下流の取入口13
3,134に連結されている。

さらに、補助空気を導入するノズル部を拡大して説明
する。第７図にその実施例を示している。

第７図において、燃料ノズル143,143′の先端は、吸
気管107を貫通して空気ノズル144,144′の上流に位置し
ている。空気ノズル144,144′と燃料ノズル143,143′の
間には空間があり、隣り合う空間とは連通管145,145′,
145″で連通している。空気は空気通路136を介して連通
管145に導入され、各空気ノズル144,144′に向う。燃料
の微粒化を促進する目的で、燃料ノズル143,143′の先
端部は複数個の穴146,146′が設けてある。この構造に
おいて吸気管107内の真空度が低下すると補助空気は空
気通路136を介して空気ノズル部に流入しなくなる。こ
のような時はコンプレツサ（図示せず）または吸気振動
を利用して補助空気を導入することもある。

次に制御系の詳細について説明する。

コントローラ112、回転センサ111、エアフローセンサ
119、噴射弁109、ヒータ回路131、バツテリ122は、第８
図のように構成されている。マイクロプロセツサである
CPU300にはそのバス322を介してタイマー311、割り込み
制御部302、回転数カウンタ301、デイジタル入力ポート
303、アナログ入力ポート304、RAM307,ROM308、出力回
路310,309が接続されている。エアフローセンサ119、λ
センサ124の信号は、アナログ入力ポート304から取り込
まれる。イグニツシヨンスイツチ321をオンすると、バ
ツテリ122からコントローラ112に動作用の電力が供給さ
れる。なお、RAM307には常時電力が供給されている。

イグニツシヨンスイツチ321がオンされると、ROM308
にあらかじめ記憶されているプログラムに従がつて第９
図に示すメインルーチンが起動し、初期化処理の後、冷
却水温および吸気温の測定処理が実行され、次に補正値
Ｋの演算処理が実行される。なお、補正値Ｋの演算処理
については後述する。

ところで、このルーチンの途中、割込み制御部302が
動作すると、第10図の割込み処理ルーチンが実行され
る。これは、噴射弁109の噴射量Ｔをセツトするための
もので、その割込み応答処理の結果に基づき出力回路30
9によつて噴射弁109が駆動される。この場合、基本噴射
量T_Pは、圧力Ｐ（あるいは空気量／回転数＝G_a/N）と回
転数Ｎによつて定まる。

第11図は燃料の蒸発遅れによる燃料供給量の低下を補
正するための補正値Ｋの演算処理のフローチヤートであ
り、空燃比の設定値λ₀、空燃比の実測値λを比較し、
その比較結果に応じてステツプ331,332で最適な補正値
Ｋが算出される。

ここで、この補正値Ｋの求め方を説明する。

まず、吸気系に供給される燃料量G_fに対し蒸発量は液
膜M_fの関数であり、時定数をτとすると、M_f／τとな
る。したがつて、吸気系に残る液膜M_fの変化は、となる。いま、M_f／τは、燃焼して排気系に放出され、
この量は空燃比λに対しG_O／λとなる。ここで、G_Oは空
気量、λは空燃比である。したがつて、G_O／λを測定す
れば、M_f／τを知ることができる。また、M_f＝０の状態
から、G_fを与えると、（１）式からM_fの変化、すなわ
ち、G₀／λを求めることができる。

第12図に示すように、G_fをステツプ時に時刻t_aから増
加させ、M_fは一次遅れで上昇する。ここで、圧縮、爆
発、排気行程におけるシリンダには燃料が供給されない
ので、燃料G_fのt_a′の変化がt_aのM_fの変化となつて現れ
る。したがつて、燃料のG_fの時間変化率はとなる。さらに、（１）式を書き換えのごとく、１サイクル中のM_fの変化を求めることもでき
る。ここで、G_fΔｔは燃料噴射量となる。このような遅
れは、時々刻々のG_fを記録しておくことによつて容易に
補正することができる。吸気行程のみ第（１）式の蒸発
が進行し、圧縮、爆発、排気行程分遅れて、排気にその
変化が現われるものと考えてもよい。しかし、この排気
時のλの信号でG_fをフイードバツク補正しても過渡時は
十分な効果を上げることはできない。しかしまた、定常
時は、フイードバツク制御することができる。

いま、実際のエンジンの時定数τがτ_eの場合、上記
第（１）式は、となる。すなわち、M_f／τ_e＝G_a／λであり、G_a，λを
測定することによつて、M_f／τ_eを求めることができ
る。

一方、第12図におけるt_bの時点でτ＝τ′として計算
したM_fと実際のτ＝τ_eのときのM_fは変化している。こ
こで、時刻t_bとt_b+1におけるM_fの変化は、であるので、ｔ＝t_bにおけるM_f／τ_eを与えれば、τ_eを
逆に求めることができる。被膜M_fの初期値が与えられな
い場合は、ｔ＝t_b+1のM_f／τ_eと連立することによつてM
_f，τ_eを求めることができる。

実際には、燃料の蒸発遅れを補償するため、で表される燃料量G_fが供給される。ここで、G_aは空気量
である。従つて、これを第（４）式に代入すると、となる。ここで、τ＝τ_eの場合は、M_f＝τG_a/tとな
り、蒸発量M_f／τ＝G_a／λ₀となる。このようにして、
蒸発遅れは補償される。ここで、τとτ_eが異なる場合
は、完全には補償されず、M_f／τ_e＝G_a／λとなる。ま
た、第（４）式において、τが大きすぎると過補償にな
り、加速運転時に過濃になり、減速運転時に過薄にな
る。

しかし、次の第（８）式において、未知数は、M_fとτ_eである。従つて、前述したステツ
プ応答の場合と同じように、λ，G_aを与えることによつ
て、M_f，τ_eが求まる。これにより、τ＝τ_eとすると、
補償は完全になる。そこで、第（８）式を第（７）式に
代入すると、となる。これを変形すると、となる。さらに変形すると、となる。ここで、τ_eλ₀＞τであれば、dG_a/dt＞０のと
き、λ＞λ₀となる。いま、第（11）式を変形すると、となり、τを修正すればτ_eに近付く。そして第（11）
式で、τ_eλ₀＝τλのとき、λ＝λ₀となる。いま、 τ_e＝Ｋτ ………（15）とすると、となる。λ＞λ₀のときは、Ｋを増加させ、λ＞λ₀のと
きは、Ｋを減少させる。このようにして、時時刻々のτ
を更新することができる。

一方、第（８）式において、であるので、となる。したがつて、となる。このときのτ_eはとなる。dG_a/dt＝０のときは、ｄλ/dtの値でτ_eが求ま
る。このとき、となる。τにＫを乗じると、τ_eとなり、このτ_eをτと
すると、補償は完全になる。このようにしで、λを測定
することによつて、τ_e，M_fが求まり、一方、τ→τ_eに
補償することによつて、補償も完全になる。

このような方法によれば、補償値Ｋをエンジンの状態
によつて更新することができるので、燃料噴射量の補償
が完全になる。これに対して従来の方法では、補正値Ｋ
を冷却水温、吸気温度で一義的に定めていたので、冷却
水通路、シリンダ壁面の付着物による蒸発遅れの変化に
対応することができず、したがつて、エンジンの失火を
防止するために燃料噴射量が濃い目に補償され、CO,HC
ガスの増大を招いていた。

しかし、本発明は、着火時の空燃比が具体的にはλ₀
＝12〜15の範囲になるので、CO,HCガスは増加せず、ま
た失火も生じない。

ところで、第（１）式におけるτを短縮するために、
エンジンおよび吸気系を強制的に電気ヒータで加熱する
場合がある。このときは、G_fによつてτが変化する。ま
た加熱面の温度が一定の場合は、τ＝一定となる。シリ
ンダ、ピストンの壁面の温度がある値、例えば、150℃
になれば、蒸発速度が速くなり、電気ヒータによる加熱
は不要となる。いま、実質的なτ_eを把握することによ
つてヒータの電流を加減すれば、ヒータ電流の消費を節
約することができる。ちなみに従来のヒータ電流は、冷
却水温等で制御していたので、エンジンの暖機状態に無
関係で大量の電力を消費していた。

始動時、燃料を電気ヒータで完全に蒸発しておけば、
クランキングの最初に着火することができる。そしてそ
の後の燃焼によつてシリンダ、吸気弁、ピストン等が温
められるが、熱容量の関係で温度は徐々に上昇する。こ
れに応じてτを徐々に変化する。この温度上昇は、冷却
水温の上昇速度より早いが、従来はこれを測定すること
ができなかつた。これに対し、本発明ではτ_eを測定し
ているので、間接的に温度を求めていることになり、冷
却水温で補正値を定めるのに比べて効果的である。ま
た、潤滑油の希釈度も少ない。

なお、燃料の一部は、噴射ノズルやインジエクタから
噴射され、瞬時に気化する。これは第（１）式のM_fには
関係がない。この部分の燃料は補正することはない。こ
れは、単に補正値Ｋをそれに見合つて変更すればよいだ
けである。

さて、λの検出は、上述のλセンサ124によつて行わ
れる。排気行程において、最初は燃焼ガスが、また終り
頃にクエンチ域のＨガスが排出される。初期の1/λ₀とG
_aの積は、着火時の混合気に含まれる燃料である。この
着火時の空燃比λ₀を求めて、補正値Ｋを求めることも
できる。

一方、着火可能空燃比の値が形成されても、圧縮時の
温度が低い場合は点火プラグで着火することができな
い。このとき可燃混合気が排気系に放出される。この
時、λセンサが過熱していると、この混合気に着火し、
アフターバーニングによつて触媒が破損するので、ヒー
タの温度は900℃以下に抑えられる。

また、エンジンのクランク軸が車輪軸に接続されてい
ない場合あるいはシリンダ壁温が低い場合は、燃焼速度
を確保するため、λ₀＝11〜12にセツトする。このと
き、排気に空気を導入し、CO,HCガスを酸化することも
できる。その後、車輪軸に接続され、シリンダ壁温が高
くなつてきた場合は、λ₀＝14.7にセツトし、３元触媒
作用によつてHC,CO,NOガスを浄化する。完全に壁温が高
くなつた場合は、λ₀＝22程度にセツトし、燃料経済性
を高める。本発明においては、λ₀のセツトは任意であ
る。τ_eの変化によつてλ₀のセツトを変更することがで
き、これは水温等でセツト点を変えるよりはエンジンの
実際の状態に最も適合している。

また、絞り弁が全開付近においては、λ₀＝11〜12の
出力混合比にセツトする。従来は脈動の影響でセツト点
に合致することは困難であつたが、本発明ではλのフイ
ードバツク制御によつてセツト点に合致させることがで
きる。例えば、絞り弁開度に応じてλ₀をセツトするよ
うにする。これによつて、円滑なトルクの上昇が可能で
ある。蒸発燃料が変化してもλを正しくセツトすること
ができる。

次に、λセンサについて説明する。

第13図は本発明に用いるλセンサの実施例を示す図で
ある。このλセンサは排気管201に絶縁体210を介して取
り付けられる。電解質204は袋管状でその内面には大気
が導入されている。また内面には計測電極の側の209
と酸素供給電極の側207が設けられている。電解質204
の外面は多孔質の拡散抵抗体203を介して排ガスに連通
している。この電解質204の外面には計測電極の側208
酸素供給電極の側206が設けられている。拡散抵抗体3
03の外側にはガード202があり、このガード202には拡散
抵抗体203のすき間に対して充分大きな窓202aがあり、
この窓202aを排ガスが通過する。このガード202は拡散
抵抗体203からの輻射放散を防止してλセンサの放熱量
を少なくし、電解質204の内室に設置したヒータ205の容
量を小さくする役目も果している。

第14図は袋管状の電解質204を平面に展開して電極の
形状を示したものであり、ここでは酸素供給電極の側
206、計測電極の側208を示しており、この裏面に酸素
供給電極の側207、計測電極の側209が同じように設
置され、それぞれ一対の電極を構成している。

第15図はλセンサの動作を説明するための等価回路図
である。第15図において、電解質204の内面には酸素供
給電極の側207、拡散抵抗体203側（外面）には側20
6が対向して設置されており、また計測電極の209は内
面に、側208は外面に設置されている。この酸素供給
電極206,207と計測電極208,209は交互に設置されてい
る。今計測電極208,209に電流I_Sが流れるとq_Sの酸素量
が拡散抵抗体より大気に排出される。一方拡散抵抗体20
3には排ガス中の濃度に比例してq_eの酸素が流入し、q_S
とq_eが釣り合うI_Sが排ガスのλ値に比例している（第16
図のI_P＝０）。この場合λ＞１が測定範囲である。ここ
で第15図の酸素供給電極206,207に電流I_Pを流すと、電
流方向がI_Sと逆向きであるために酸素がI_Pに比例して大
気室より拡散抵抗体203に流入する。そのため、拡散抵
抗体203にはq_P＋q_e（λ＞１）が流入する。そこで拡散
抵抗体203から大気室に排出する酸素量q_Sが多くなるた
めI_Sが大きくなる。このような状態で排ガスのλがλ＜
１となると排ガスより拡散抵抗体203に流入するq_eはCO
となり、q_Pと反応して2CO＋O₂＝2CO₂となり、COに比例
して（λに比例）O₂を消費するため、λに比例してI_Sが
小さくなり、λ＜１でも測定できる。以上のように一定
電流I_Pを流して一定量の酸素を拡散抵抗体203に供給す
ることによりλ＜１でもλを正確に測定できる。

一方、λ＜１以下では排ガス中にはCOガスとHCガスが
発生している。一般にHCガスは水性反応で2HC＋2H₂O→3
H₂＋2COとなるが高温（900℃以上）では熱分解によりＨ
とＣに分解する。この場合2C＋2O₂＝2CO₂の反応はより
高温にする必要（1100℃）があり、この熱分解を防止し
て水性反応のみとするには拡散抵抗体203の温度を900℃
以下にすることが有効である。一方、電解質204は500℃
以下になると酸素ポンプ作用が低下するために加熱温度
は500〜900℃が適当である。

第17図は電解質204に設置する計測電極と酸素供給電
極の設置位置の関係に応じた実験結果を示すグラフであ
る。電解質203には同一面に計測電極の側209と酸素供
給電極の側207が設置されるため、電流I_Sは酸素供給
電極の側207にも流れる。そのため、これら両電極を
どのようにずらすかは測定性能に影響する。第17図
（ｂ）はこの場合の測定方法を図示したものであり、こ
こでは電解質204の厚さをｔ、電極間隔をｌとしたとき
のI₁とI₂を測定した。第17図（ａ）はその結果を示すグ
ラフであり、横軸はt/l、縦軸はI₁／I₂で示している。
第17図（ａ）においてt/l＝１ではI₁＝I₂となる。ま
た、I₁／I₂＝１の点でt/lが大きくなると、I₁／I₂は大
きくなり、t/lが小さくなると、I₁／I₂は小さくなる。
これは、t/lが大きくなるとｔに関する抵抗がｌの抵抗
より小さくなり、I₁≫I₂となるためである。このため、
t/l＞1.5であればよい。

第18図は電極の取り付け構造の他の実施例を示す図で
あり、このような構造にすることにより電極の取り付け
が楽になり、コストを下げることができる。

第19図は、λセンサの更正方法を示すフローチヤート
である。同図において、時間割込みルーチンが開始され
ると、まず吸入空気量が算出され、次に目標空燃比の設
定が行われる。次に、基本燃料噴射時間T₀が算出され、
続いてλセンサの目標出力値I₀が算出され、この後、ス
ロツトルスイツチがオンであれば、現在回転数がリカバ
リー回転数Ｎより大きいか否かが判定され、大きい場合
は減速中であることになるので燃料カツトが行われる。
次に、燃料カツトによつて排ガス中の酸素濃度が大気濃
度に近づくために必要な時間が経過したかどうかが判定
され、一定時間経過していれば補正係数α＝I_b／I_aが算
出される。次に燃料噴射処理が行われ、割込みルーチを
終了する。一方、スロツトルスイツチがオンしていたい
場合や現在回転数がリカバリー回転数Ｎより小さい時に
は燃料カツトを終了し、I₀＝αI₀を算出し、次にI_S＞I₀
か否かを判定しI_S＞I₀の場合は噴射時間ＴをT₀＋γと補
正し、I_S＜I₀の場合はT₀−βと補正する。また、I_S＝I₀
の場合はＴ＝T₀とする。

第20図は拡散抵抗体203の目づまりによる経時変化の
様子を示したものである。正常の場合記号I_aで示す出力
特性となりO₂≒20％では、I_S＝I_aとなる。ここで拡散抵
抗体203が経時変化すると、O₂≒20％で記号I_bで示す特
性となりα＝I_b／I_aを求めた後αI₀を求めることにより
正常な値に補正できる。この拡散抵抗体203の目づまり
はO₂＝０（λ＝１）の場合は拡散抵抗体203を介しての
酸素又はCOガスの出入がないため、I_Sを変化させない。
しかし、λ＜１ではCOガスの流入が制限されるため、Ｋ
＜Ｋ′となる。そのためλ＜１では基本噴射時間T₀より
β時間少なくする必要がある。

第21図はλセンサの他の実施例を示す等価回路図であ
る。電極212と211とを電解質204に取付け、拡散抵抗体2
03を配置したもので、第22図を用いてその動作を説明す
ると、電流I_Pを一定時間流すとq_Pの酸素量が大気室より
拡散抵抗体203に流入する。ここで電流I_Pの供給を停止
してその逆方向に電流I_Sを流すと、q_Sの酸素量が拡散抵
抗体203から大気室に流入する。そこでq_S≒q_P＋q_eとな
ると、拡散抵抗体203の酸素がほぼなくなり起電力V_Sが
発生する。そこで、この起電力信号で電流I_Sを停止して
電流I_Pを流す。このようにすればI_Sの流れる時間（t_S）
が排ガスのλに比例することになり、一対の電極もでλ
を測定できる。

第23図はλセンサのさらに他の実施例を示す図であ
る。同図において、このλセンサは排気管201に絶縁体2
10を介して保持されている。電解質204は板状で構成さ
れ、その両面には電極211,212が設けられている。電極2
11は絶縁体210とで大気室を構成し、電極212は拡散抵抗
体203におおわれている。そして、この拡散抵抗体203内
にはヒータ205が配置されている。このように電解質204
を板状にすることにより電極の設置が容易になる。

第24図はλセンサの他の実施例を示す図である。板状
の電解質204A,204Bにはそれぞれ電極206,207,208,209が
設けられている。また、絶縁体210と電極206,208の間に
拡散室220が形成され、拡散抵抗を有する通路221から排
ガスが流入する構造によつている。また電極207,209の
間は大気室を形成し、ここにはヒータ205が設置されて
いる。このように計測用セルの電解質204Aと酸素供給用
セルの電解質204Bを設けることにより、電極206,207,20
8,209の設置がより容易になる。

第25図は始動時の燃焼状態を示す模式図である。燃焼
行程でシリンダ231内をピストン230が下降すると、拡散
燃焼により燃焼範囲237は燃焼ガスで充満される。しか
し、シリンダ231やピストン230、吸気弁234の近傍は低
温のために液状燃料238が存在し、その付近は高濃度の
未燃ガスで充たされたものとなる。ここで、排気弁235
が開くと排気管232には第26図に示すように排気弁近く
の未燃ガスがまず排出されるのでλは小さいが、その後
燃焼ガスが排出されるようになるためにクランク角の増
加と共にλは大きくなる。この燃焼ガスが排出されてい
る間はλはあまり変化しないが、その後シリンダ231、
ピストン230の近くの未燃ガスが排出されるようになる
と、再びλは小さくなる。そのため、λセンサ240は実
線のような出力信号を送出する。このλセンサ240の出
力を排気行程中において単純に平均化すると点線で示し
た排ガス平均値のような出力信号となる。しかし、燃焼
ガスが排出されている時の排ガスλはこの排ガス平均値
より特に始動時において大きくなる。この燃焼ガスのλ
が実際の仕事に変換される空燃比であるため、この値を
使用して燃料量を制御する必要がある。そのため、始動
時は燃焼ガスが排出されている時期だけ、λセンサの信
号をサンプリングする必要がある。このサンプリングの
時期は排気行程の中間（第26図では90°付近）が好まし
い。

〔発明の効果〕

以上の説明から明らかなように本発明によれば、エン
ジンの状態変化や燃料の性状の変化にかかわらず、空燃
比を精度良く検出し、かつ適正に制御できるため、内燃
機関の排気浄化性、燃料経済性を向上させることができ
る優れた効果がある。

【図面の簡単な説明】

第１図〜第７図は、燃料供給量を制御する機構の実施例
を示す図、第８図〜第12図は空燃比の補正制御を行う手
段の構成およびフローチャートを示す図、第13図〜第26
図はλセンサの構成および動作原理の説明図である。 101……エンジン、107……吸気管、109……噴射弁、111
……クランク角センサ、112……制御回路、119……エア
フローセンサ、120……吸気温センサ、123……水温セン
サ、124……λセンサ、204……固体電解質。

フロントページの続き (72)発明者山内照夫日立市幸町３丁目１番１号株式会社日立製作所日立研究所内 (72)発明者大須賀稔日立市幸町３丁目１番１号株式会社日立製作所日立研究所内 (56)参考文献特開昭58−8238（ＪＰ，Ａ) 特開昭56−47638（ＪＰ，Ａ) 特開昭51−67828（ＪＰ，Ａ)

Claims

(57)【特許請求の範囲】

【請求項１】リーン領域からリッチ領域までの連続的な
出力信号を生成するλセンサによって所定時間毎に空燃
比を検出し、その検出された空燃比に基づいてシリンダ
に供給される燃料蒸発量を前記所定時間毎に求め、該燃
料蒸発量とインジェクタから噴射される前回の燃料供給
量と今回の燃料供給量とから燃料の蒸発遅れを補償した
時定数（τ_e）を求め、該補償された時定数に基づき、
燃料供給量を補正し、該補正された燃料供給量を前記イ
ンジェクタから噴射するように制御することを特徴とす
る内燃機関の制御方法。