JP2564933B2

JP2564933B2 - 内燃機関の燃料制御装置

Info

Publication number: JP2564933B2
Application number: JP1077664A
Authority: JP
Inventors: 翔一鷲野; 悟大久保
Original assignee: Mitsubishi Electric Corp
Current assignee: Mitsubishi Electric Corp
Priority date: 1989-03-28
Filing date: 1989-03-28
Publication date: 1996-12-18
Anticipated expiration: 2011-12-18
Also published as: JPH02256850A

Description

【発明の詳細な説明】〔産業上の利用分野〕この発明は、自動車に搭載される内燃機関の燃料制御
装置、特に電子制御燃料噴射装置に関するものである。

〔従来の技術〕

従来の燃料制御装置の例としては種々のものがある
が、ここでは、特開昭60−212643号公報に開示された従
来例を例にとり説明する。第７図は、従来の内燃機関の
燃料制御装置を示す構成図である。第７図において、
（１）はエアークリーナ、（２）は吸入空気流量を計測
するエアーフローメータ、（３）はスロツトル弁、
（４）は吸気マニホールド、（５）はシリンダ、（６）
は機関の冷却水温を検出する水温センサ、（７）はクラ
ンク角センサ、（８）は排気マニホールド、（９）は排
気ガス成分濃度（例えば酸素濃度）を検出する排気セン
サ、（10）は燃料噴射弁、（11）は点火プラグ、（12）
は制御装置である。

クランク角センサ（７）は、例えばクランク角の基準
位置毎（４気筒機関では180度毎、６気筒機関では120度
毎）に基準位置パルスを出力し、また単位角度毎（例え
ば１度毎）に単位角パルスを出力する。制御装置（12）
内に於いて、この基準位置パルスが入力された後の単位
角パルスの数を計算することによつて、その時のクラン
ク角を知ることができる。また、単位角パルスの周波数
又は周期を計測することによつて、機関の回転速度を知
ることも出来る。

なお、第７図の例に於いてはデイストリビユータ内に
クランク角センサ（７）が設けられている場合を例示し
ている。

制御装置（12）は、例えば、CPU、RAM、ROM、入出力
インターフエース等からなるマイクロコンピユータで構
成され、エアーフローメータ（２）から与えられる吸入
空気流量信号S1、水温センサ（６）から与えられる水温
信号S2、クランク角センサ（７）から与えられるクラン
ク角信号S3、排気センサ（９）から与えられる排気信号
S4、及び図示しないバツテリー電圧信号やスロツトル全
閉信号等を入力し、それらの信号に応じた演算を行つて
機関に供給すべき燃料噴射量を算出し、噴射信号S5を出
力する。この噴射信号S5によつて、燃料噴射弁（10）が
作動し、機関に所定量の燃料を供給する。

制御装置（12）内に於ける燃料噴射量Tiの演算は、例
えば次の式によつて行われる。

Ti＝Tp×（１＋Ft＋KMR/100）×β＋Ts …（１）式（１）に於いて、Tpは基本噴射量であり、例えば、
吸入空気流量をＱ、機関の回転速度をＮ、定数をＫとし
た場合にTp＝Ｋ×Q/Nで求められる。

また、Ftは機関の冷却水温に対応した補正係数であ
り、例えば冷却水温度が低いほど大きな値となる。ま
た、KMRは高負荷時に於ける補正係数であり、例えば第
８図に示す如く、基本噴射量Tp（ms）と回転速度Ｎ（rp
m）とに応じた値としてあらかじめデータテーブルに記
憶されていた値からテーブル・ルツクアツプによつて読
み出して用いる。

Tsは、バツテリー電圧による補正係数であり、燃料噴
射弁（10）を駆動する電圧の変動を補正する為の係数で
ある。また、βは排気センサ（９）からの排気信号S4に
応じた補正係数であり、このβを用いることによつて混
合気の空燃比を所定の値、例えば理論空燃比14.6近傍の
値にフイードバツク制御することが出来る。但し、この
排気信号S4によるフイードバツク制御を行つている場合
には、常に混合気の空燃比が一定の値となるように制御
されるので、冷却水温による補正や、高負荷による補正
が無意味になる。従つて、排気信号S4によるフイードバ
ツク制御は、水温による補正係数Ftや高負荷における補
正係数KMRが零の場合のみ行われる。各補正の演算セン
サ類との関係を示すと、第９図の様になる。

第９図は、各補正の演算とセンサ類との関係を示す関
係図であり、例えば、エアフローメータ（２）から出力
される信号は基本噴射量、高負荷補正、始動噴射量の演
算に関係していることを示している。

〔発明が解決しようとする課題〕

従来の燃料制御装置は上記のように構成されており、
吸入空気流量Ｑをエアーフローメータ（２）によつて計
測し、この値を機関回転速度Ｎで割ることによつて基本
噴射量Tpを得ていたので、エアーフローメータ（２）は
燃料制御装置のなかでも最も基礎的なセンサとなつてい
た。従つて、以下のような欠点を有していた。

一般に、エアーフローメータはサージタンクの上流に
設置されるため過渡時に於いてはエアーフローメータが
機関に吸入される空気流量ばかりでなく、吸気管内にた
まる空気量の変化（即ち吸気管内に流れ込む空気流量）
も合せて計測してしまうので、過渡時実際に機関に吸入
される空気量の計測が困難であり、過渡時空燃比の制御
性を悪化させる。

大きなエアーフローメータを用いなければならないの
で搭載性が悪い。

エアーフローメータの出力をそのまま噴射量の決定に
用いるため、高い精度のエアーフローメータを必要とす
る。

最近、上記の欠点を除去すべく、燃焼室内の圧力を計
測して充填空気量を計算する手法が提案されている。例
えば、特開昭59−221433号公報に拠れば、第10図に示す
ように、圧縮下死点（BDC）と圧縮上死点前40度（BTDC4
0゜）での筒内圧力差をΔＰとすると、第11図に示すよ
うに充填空気量（Ga）と筒内圧力差（ΔＰ）とは線形関
係にある。このことを利用してΔＰから充填空気量を算
出している。しかしながら、この方法は、筒内圧センサ
のゲインの影響をそのまま受けるという欠点を有してい
た。なぜなら、ゲインが変化すると、同一充填空気量に
対する圧力差ΔＰも同時に変化するからである。

この発明は、上記のような従来技術の問題点を解決す
るためになされたもので、機関各気筒に吸入される充填
空気量を計測し、過渡時においても実際に機関に吸入さ
れる充填空気量の計測を可能にして空燃比機関を所定の
値に制御できると共に、搭載性が良く、かつ、燃焼室内
の圧力を検出する圧力センサの出力ドリフトやゲインの
変動またはバラツキに影響されること無く燃料噴射量を
決定できる燃料制御装置を提供することを目的とする。

〔課題を解決するための手段〕

この発明に係る内燃機関の燃料制御装置は、圧力セン
サにより圧縮行程中の任意の２つのクランク角に同期し
て内燃機関の気筒内圧力差を計測する計測手段、計測し
た気筒内圧力差を内燃機関の任意の基準状態で得られる
気筒内圧力差で正規化する正規化手段、及びこの正規化
した信号と任意の基準状態における充填空気量を表す量
との積を求め、この積に基づき内燃機関の基本燃料噴射
量を決定する噴射量決定手段を備えたものである。

〔作用〕

この発明における計測手段によりポリトロープ変化が
成立する範囲の任意の二点のクランク角での筒内圧のク
ランク角に対する差分を検出し、この値を正規化手段に
よつて機関の任意の基準状態での前記筒内圧の二点のク
ランク角に対する差分で正規化する。さらに噴射量決定
手段によつて正規化した信号と機関の任意の基準状態で
の充填空気量との積の値に基づいて基本噴射量を決定す
るようにしたので、圧力センサの出力ドリフトやゲイン
の変動やバラツキの影響を受けること無く基本噴射量の
決定ができ、過渡時においても空燃比の制御精度を高め
ることができる。

〔実施例〕

以下、この発明の一実施例を図に基いて説明する。第
１図において、（13）は焼室内の圧力を検出する圧力セ
ンサで、例えば筒内圧センサ、（14）は吸入空気温度を
検出する吸気温センサ、（15）は大気圧を検出する大気
圧センサである。ここで、この一実施例に係る燃焼室内
の圧力を検出する筒内圧センサ（13）の正面図を第２図
（ａ）、そのII b−II b線断面図を第２図（ｂ）に示
す。第２図（ｃ）は筒内圧センサ（13）を取り付けた状
態を拡大して示す一部断面図である。図において、（13
A）は圧電素子であり、点火プラグ（11）とシリンダヘ
ツド（16）との間に締め付けて総着されるガスケツトタ
イプのものを用いている。

この発明は、燃焼室内の圧力を検出する筒内圧センサ
により圧縮行程中の任意の二つのクランク角（例えば圧
縮下死点後90度と圧縮上死点前40度のクランク角）に同
期して内燃機関の筒内圧力差を計測し、この信号を機関
の任意の基準状態（例えばスロツトルバルブ全開状態や
アイドル状態）で得られる筒内圧力差で正規化した信号
を求め、この信号と任意の基準状態における充填空気量
を表す量（例えば充填効率と標準状態において気筒に充
填される空気量との積）との積を求め、この積に基づき
機関の基本燃料噴射量を決定するものであり、このとこ
ろを図を用いて詳細に説明する。

第３図はクランク角θに対する圧力Ｐを示す特性図で
あり、破線（Ａ）は機関の任意の基準状態、例えば、ス
ロツトルバルブ全開時の吸気及び圧縮行程での筒内圧、
実線（Ｂ）は任意の機関の状態での筒内圧を表してい
る。圧縮行程中の任意の一つのクランク角をθ２、もう
一つのクランク角をθ１とし、クランク角θ１に対応す
る筒内圧をP1、気筒容積をV1、クランク角θ２に対応す
る筒内圧をP2、気筒容積をV2とする。一般に、圧縮行程
中の適当なクランク角の範囲では筒内圧Ｐと機関の容積
Ｖとの関係はポリトロープ変化が与えられるから PVⁿ＝一定 …（２）が成立する。したがつて、P2とP1の関係は次式で与えら
れる。

P2＝P1（V1/V2）^ｎ …（３）このため、P2とP1の差ΔP21は、 ΔP21＝P1｛（V1/V2）^ｎ−１｝ …（４）となる。ここで、ｎはポリトロープ指数で、一般には空
気の比熱比кより小さな数である。式（４）でV1、V2は
既知であり、ｎはあらかじめ検定してその値を知ること
ができることを考えると、式（４）は差圧ΔP21を計測
することによつて、圧力P1を計測できることを示してい
る。今、第３図の破線（A:機関の任意の基準状態）の場
合のΔP21に相当する値をΔP21rとし、実線（Ｂ）の場
合のそれをそのままΔP21で表すと、ΔP21をΔP21rで正
規化すると式（４）から次式が成立する。ただし、ここ
では機関の状態によつて、ポリトロープ指数ｎは変化し
ないものとした。

次に、状態方程式から、 P1V1＝GzRT1 Gz＝Ga＋Gr となる。

排気ガス残留率ηｅを次式で定義すると、 ηｅ＝Gr/Gz となり、P1は、 P1＝Ga（１＋Gr/Ga）RT1/V1 ＝GaRT1/｛V1（１−ηｅ）｝で表される。ここに、Ｒは気体定数、T1はクランク角θ
１でのガス温度、Gaは充填空気量、Grは筒内ガス量Gz中
に含まれる残留排ガスである。さらに、充填効率の定義
から Ga＝ηeGo である。ここでGoは標準大気状態（Po,To）で筒内に吸
入される空気量である。従つて、最終的にP1は次式で示
される。

P1＝ηcGoRT1/｛V1（１−ηｅ）｝よつて、機関の基準状態でのP1をP1rで表せば、式
（５）は次のようになる。

ここで、ｒは機関の任意の基準状態における諸量であ
ることを示す。

第４図は（６）の左辺ΔP21/ΔP21rを吸気圧力を大気
圧で正規化した正規化吸気圧力に対して図示した特性図
を示しており、横軸は正規化吸気圧、縦軸はΔP21/ΔP2
1rであり、実線はＮ＝1500rpm、破線はＮ＝3000rpmの時
の特性を示している。なお、第４図は例として機関の任
意の基準状態としてスロツトルバルブ全開の場合をとつ
て示している。吸気圧力と充填空気量とはおおむね比例
関係にあるから、第４図は式（６）の左辺が充填空気量
を良く表していることを示している。後述するように、
この図は機関に固有の特性を表している。

次に、式（６）を式（１）の形すなわち燃料噴射量Ti
の形に表す。式（６）を充填空気量の形で表すと、 ηcGoに対し、要求される空燃比になるような燃料供給
量Gfは、式（７）からとなる。

ここに、F/Aは要求燃空比である。この燃料量を供給
するための燃料噴射量をTiとすると、式（１）に対応し
て、ここで、Tpはで表される基本燃料噴射量である。すなわち、燃料噴射
量Tiは式（９）で与えられる基本燃料噴射量Tpに温度と
排ガス残留率に関する補正を行つてやれば良いことにな
る。言い換えれば、あらかじめ、機関に対してηcrの値
さえ検定してマイコン内のROMに記憶させておけば（Go
は定数）、実際に車載さえた筒内圧センサで車載状態で
のΔP21とΔP21rとを計測、除算によつてΔP21/ΔP21r
を演算し、この値とηcrをROMから呼び出してその積を
演算することによつて基本燃料噴射量Tpを算出できる。
さらに、温度と排ガス残留率に関する基本係数（Tr/T）
×（１−ηｅ）／（１−ηer）をあらかじめ検定してお
き（後述するようにROMに格納しておき）、車載状態で
呼び出してTpとの積を取ることによつて、燃料噴射量Ti
を求めることができる。

実際の機関で以上のことを実行するためには機関の任
意の基準状態としては始動時（実質的にスロツトル全開
に相当）を取る必要がある。なぜなら、始動は真つ先に
機関が経験する状態であるからである。一方、機関が温
態になり走行状態に入れば、任意の標準状態として、た
とえば、アイドルをとつても良い。

機関の基本係数（Tr/T）×（１−ηｅ）／（１−ηe
r）は後述するように、冷却水温、吸入空気温度、大気
圧、回転数、バルブタイミングなどを固定すれば、機関
固有の係数になるので、あらかじめ検定しておき、ROM
に格納しておくことができる。また、運転条件による基
本係数の変化も吸入空気温度、大気圧、回転数、冷却水
温に対してあらかじめ検定しておき、ROMに格納してお
くことができる。それゆえ、燃料噴射量Tiを求めること
ができる。

さて、ΔP21/ΔP21rの持つ性質について考える。この
値は、まず、筒内圧の差分を用いているので筒内圧セン
サ出力にドリフトがあつてもこの影響を受けないことは
明らかである。つまり、ΔP21/ΔP21rはセンサ出力のド
リフトに無関係である。次に、センサ出力のゲインの影
響は除算によつて除去されていることもまた明らかであ
る。結局、ΔP21/ΔP21rの値はセンサ出力のドリフトと
ゲインの変動の影響をまつたく受けないことが分かる。
言い換えれば、第４図の特性は機関固有のものである事
になる。もし、式（６）における基本係数T/Tr×｛１−
ηer/（１−ηｅ）｝が一定ならば、第４図に示す特性
は原点を通る直線になるはずである。回転数によつて多
少変化しているが、かなり原点を通る直線に近い傾向を
示している。また、アイドルの点も同様の傾向を示して
いることが分かる。これらのことから第４図の特性は機
関固有のもので、負荷（ここではΔP21/ΔP21rで与えら
れる）、冷却水温、吸入空気温度、大気圧、回転数、バ
ルブタイミングなどによつて影響されるだけである。な
ぜなら、冷却水温が変わると、熱ロスが変わり、ポリト
ロープ指数が変わり、吸入空気温度が変わると、（T/T
r）が変わる。また、大気圧、回転数、バルブタイミン
グなどによつて｛１−ηer/（１−ηｅ）｝の値が変わ
るからである。なお、大気圧が変わると次にのべるよう
に基準状態における充填効率ηcrも変化する。しかし、
この値の補正は大気圧Paを検出して、車載状態でPa/Po
を計算することによつて簡単にできる。

結局、吸入空気温度Taによる補正をf1（Ta）、冷却水
温Twによる補正をf2（負荷、Tw）、大気圧Paによる補正
をf3（Pa）、回転数による補正をf4（負荷、Ｎ）とする
ことによつて、なる式によつてTpおよびTiを決定することができる。

実際の燃料噴射に当たつては、式（11）のほかに式
（１）のFt、KMRやβに対応する補正が必要なのはいう
までもない。なぜなら、これらの補正は基本噴射量の決
定方法に無関係に必要な補正があるからである。

以上述べた一実施例を表現するプログラムについて第
５図によりその動作を説明する。この手順によれば、計
測手段、正規化手段、噴射量決定手段の機能が満足され
ている。

第５図（ａ）はメインルーチンのこの発明の一実施例
に関わる部分のみを示している。ステツプ（100）で水
温Tw、大気圧Pa、吸気温Taおよび回転数Ｎを読み込み、
ステツプ（101）で補正係数f1（Ta）、冷却水温Twによ
る補正f2（負荷、Tw）、大気圧Paによる補正f3（Pa）、
回転数による補正f4（負荷、Ｎ）をあらかじめ検定され
た値を参照して求める。次に、ステツプ（102）でメモ
リＣからηcrを読みだし、ステツプ（103）でηcr×Pa
×Poを演算し、再びメモリＣにこの値を格納し、第５図
（ｂ）に示す噴射量演算割り込みルーチンでTpの計算に
用いる。噴射量演算割り込みルーチンは所定クランク角
θ1,θ２ごとのクランク角割り込みで起動され、第５図
（ｂ）に示す割り込みルーチン（ｃ）に飛ぶ。第５図
（ｂ）ではステツプ（200）で割り込みが発生したクラ
ンク角信号S3がθ１かどうかの判定を行う。もし、クラ
ンク角がθ１ならばステツプ（201）へ進み、その時の
圧力信号S6の値であるP1をメモリＡに格納しメインルー
チンに戻る。クランク角がθ１でなければ、すなわち、
クランク角はθ２であるからステツプ（202）でその時
の圧力値P2とメモリＡに記憶されているP1との差ΔP21
を計算し、その値をメモリＢに格納する。ステツプ（20
3）ではそのときの機関の状態が始動かどうかの判定を
行い、始動ならばメモリＢに格納されている差圧ΔP21
の値をメモリＤに記憶し、ステツプ（300）以降で燃料
噴射量演算の割り込み処理を行なう。この値ΔP21は後
の割り込み処理の噴射量の演算で基準状態での差圧ΔP2
1rとして用いられる。

第５図（ｂ）における燃料噴射量演算の割込み処理で
は、ステツプ（300）でまずメモリＢからΔP21の値を読
みだし、ステツプ（301）でメモリＤからΔP21rの値を
読みだし、ステツプ（302）でその比ΔP21/ΔP21rを演
算する。ステツプ（303）では、ΔP21/ΔP21rに対応す
る基本係数をメモリから読みだし、ステツプ（304）で
メモリＣからη′cr′としてηcr×Pa×Poを読みだし、
ステツプ（305）でステツプ（302）、ステツプ（30
3）、ステツプ（304）の値の積をとつて基本噴射量を計
算する。次に、ステツプ（306）では、補正係数f1、f
2、f3、f4の値を読みだし、ステツプ（307）で噴射量Ti
の演算を行い、ステツプ（308）でインジエクタを駆動
しメインルーチンに戻る。そして、再び所定クランク角
ごとのクランク角割り込みが起動されれば、以上のプロ
グラムが繰り返される。

以上のことから、この発明は、従来にはなかつた以下
の特徴を持つていることが分かる。

圧力センサ出力にドリフトが発生してもそのθに関す
る微分からTpを決定するので、ドリフトの影響をまつた
く受けない。

圧力センサ出力のゲインに変化があつてもまたは、ゲ
インにバラツキがあつても（dP/dθｒ）で正規化してTp
を決定するので、ゲインの影響を除去できる。

小型の筒内圧センサを用いるので、搭載性が非常に良
い。

気筒に実際に充填された空気量を求めるので過渡時で
の空燃比の制御特性が良好である。

なお、上記実施例においては、機関の基準状態として
ストツトルバルブ全開の場合を示したが、この発明はこ
れに限定されるものではなく、機関の基準状態としてま
つたく任意で良く、実車走行で最も頻度の高い状態（例
えば、アイドル状態など）を設ければ良い。

また、筒内圧センサ（13）として、第２図に示す形式
の圧力センサを例にとり説明したが、この発明はこれに
限定されるものではなく、例えば、半導体圧力センサで
も良く、任意の筒内圧センサで十分この発明の効果を発
揮することが可能であるのはいうまでもない。

なお、クランク角θ１、θ２の設定については式
（２）から分かるように、ポリトロープ変化であること
が必要なのでlogP−logV線図を書いたときにその傾きが
一定である範囲でクランク角θを設定しなければならな
い。この一実施例に係る機関では第６図に示すごとく、
たまたま、圧縮下死点からおおむねlogP−logV線図の傾
きが一定になつていた。第６図（ａ）は全開、第６図
（ｂ）は部分負荷時のlogP−logV線図を示している。一
般には、logP−logV線図の傾きが一定になる範囲は機関
によつてかなり異なるようである。なぜなら、ポリトロ
ープ変化が成立するためには、気筒内の作動ガスからの
熱ロスが作動ガスの温度のみに依存しなければならない
からである。式で書けば、熱ロスdqが作動ガスの温度Ｔ
の変化dTに比例、すなわち、比例定数をＫとして、 dq＝KdT が成立するときのみポリトロープ変化が成立するのであ
る。熱ロスは気筒内の熱伝達率、伝熱表面積などに支配
されるから機関によつて変化するから、当然、ポリトロ
ープ変化が成立するクランク角の範囲は機関によつて異
なつてくるわけである。一説によると、ポリトロープ変
化が成立するクランク角の範囲は圧縮行程後半から燃焼
による圧力上昇が現れる直前までという報告もある。そ
れゆえ、一般には、圧縮下死点90度以降から燃焼による
圧力上昇が現れる直前までにクランク角θ１、θ２を設
定すれば良い。

また、上記実施例では機関の任意の状態と、機関の任
意の基準状態とにおけるポリトロープ変化でのポリトロ
ープ指数ｎがまつたく同一の値を取る場合について説明
したが、もし、ポリトロープ指数ｎが異なる場合は、式
（５）がとなり、Tiを表す式（８）にポリトロープ指数に関する
補正項がつくだけである。この値は負荷と回転数に依存
するから、結局、補正係数f4（負荷、Ｎ）またはf4（Δ
P21/ΔP21r、Ｎ）に含めてしまうことができる。

なお、第５図の実施例においては、クランク角割り込
みの場合について説明したがクランク角を常に監視し、
所定クランク角を検出する方法でも良い。

また、第５図の実施例においては、ΔP21rを検出して
メモリＤにそのまま格納する場合を示したが（第５図
（ｂ））、あらかじめ検定したΔP21rの値すなわちΔP2
1roとΔP21rの比Kgを格納するようにしても良い。なぜ
なら、となる。

従つて、車載状態で検出したΔP21をあらかじめ検定
したΔP21roで割つた値に検定時と車載状態での筒内圧
センサのゲイン比Kgを乗ずればΔP21/ΔP21rを求めるこ
とができるからである。

〔発明の効果〕

以上のように、この発明によれば、燃焼室内の圧力を
検出する圧力センサと、クランク角を検出するクランク
角センサとを備えるものにおいて、圧力センサにより圧
縮行程中の任意の２つのクランク角に同期して内燃機関
の気筒内圧力差を計測する計測手段、計測した気筒内圧
力差を内燃機関の任意の基準状態で得られる気筒内圧力
差で正規化する正規化手段、及びこの正規化した信号と
任意の基準状態における充填空気量を表す量との積を求
め、この積に基づき内燃機関の基本燃料噴射量を決定す
る噴射量決定手段を備えたことにより、ポリトロープ変
化が成立する範囲の任意の二点のクランク角での筒内圧
のクランク角に対する差分を検出し、この値を機関の任
意の基準状態での前記筒内圧の二点のクランク角に対す
る差分で正規化し、これに機関の任意の基準状態での充
填空気量との積の値によつて基本噴射量を決定するよう
にしたので、圧力センサの出力ドリフトやゲインの変動
やバラツキの影響を受けること無く基本噴射量決定がで
き、過渡時においても空燃比の制御精度の高い燃料制御
装置が得られる効果がある。また、機関の任意の基準状
態での充填空気量と排気ガス残留率の補正を行うように
すれば、例えば高地においても精度の高い基本噴射量の
決定ができるものが得られる効果がある。

【図面の簡単な説明】

第１図はこの発明の一実施例による燃料制御装置を示す
構成図、第２図（ａ）（ｂ）（ｃ）は燃焼室内の圧力を
検出する圧力センサの一例を示す平面図、第３図はこの
発明の一実施例に係るクランク角（θ）と筒内圧力
（Ｐ）との関係を示すグラフ、第４図はこの発明の一実
施例に係る装置の正規化した吸気圧とΔP21/ΔP21rとの
関係を示すグラフ、第５図（ａ）（ｂ）はこの発明の一
実施例に係る処理手順を示すフローチヤート、第６図
（ａ）（ｂ）は一実施例に係るlogP−logV線図、第７図
は従来の内燃機関の燃料制御装置を示す構成図、第８図
は従来の燃料制御装置における高負荷時の補正係数KMR
を示す特性図、第９図は各補正の演算とセンサ類との関
係を示す関係図、第10図は従来装置に係り、筒内圧とク
ランク角との関係を示すグラフ、第11図は筒内圧と充填
空気量の関係を示すグラフである。（７）……クランク角センサ、（12）……制御装置、
（13）……筒内圧センサ、（14）……吸気温センサ、
（15）……大気圧センサ。なお、図中同一符号は同一、または相当部分を示す。

Claims

(57)【特許請求の範囲】

【請求項１】燃焼室内の圧力を検出する圧力センサと、
クランク角を検出するクランク角センサとを備えるもの
において、上記圧力センサにより圧縮行程中の任意の２
つのクランク角に同期して上記内燃機関の気筒内圧力差
を計測する計測手段、上記計測した気筒内圧力差を上記
内燃機関の任意の基準状態で得られる気筒内圧力差で正
規化する正規化手段、及びこの正規化した信号と上記任
意の基準状態における充填空気量を表す量との積を求
め、この積に基づき上記内燃機関の基本燃料噴射量を決
定する噴射量決定手段を備えたことを特徴とする内燃機
関の燃料制御装置。
【請求項２】内燃機関の任意の基準状態における充填空
気量を表す量を補正するセンサを設けたことを特徴とす
る特許請求の範囲第１項記載の内燃機関の燃料制御装
置。