JP2623732B2 - 内燃機関の吸入空気量予測装置 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は内燃機関の吸入空気量予測装置に係り、特に
燃料噴射量や点火時期を制御するために使用される吸気
弁閉弁付近における吸入空気量または吸入空気量に対応
した物理量を予測する内燃機関の吸入空気量予測装置に
関する。

〔従来の技術〕

従来より、スロツトル開度と機関回転速度とを検出
し、これらの検出値に基づいて基本燃料噴射時間や基本
点火進角を演算し、この基本燃料噴射時間や基本点火進
角を吸気温や機関冷却水温等で補正して燃料噴射量や点
火時期を制御する内燃機関の制御装置が知られている。
燃料噴射量や点火時期等の制御量を機関が要求する値に
制御するためには、機関燃焼室に吸入される吸入空気量
が確定する時点、すなわち吸気弁閉弁時を含む吸気弁閉
弁付近での検出値を用いて上記制御量を制御すればよ
い。しかしながら、制御量を演算するために所定時間必
要であると共に、燃料噴射量制御の場合には燃料噴射弁
から噴射された燃料が燃焼室に到達するまでに所定の飛
行時間が必要であり、燃焼室に供給される吸入空気量が
確定したときに制御量を演算して制御すると時間遅れに
よって制御量を機関要求値に制御できなくなる。

このため、従来では、特開昭62−157260号公報に示さ
れるように、スロツトル開度の単位時間当りの変化量
（θ_ｎ−θ_n-1）／ΔＴを求め、この変化量に予測先ま
での時間Δｔを乗算して予測時点でのスロツトル開度を
算出し、その結果に基づき予測先での機関制御量を求め
ている。しかしながら、通常スロツトル弁は機関燃焼室
から離れた上流側の位置に配置されており、スロツトル
弁を通過した空気が機関燃焼室へ到達するまでに時間遅
れが生じ、また、スロツトル弁と吸気弁との間の容積の
ためスロツトル開度は実吸入空気量の変化に対して位相
が進むことになる。このため、スロツトル開度と機関回
転速度とで定められた制御量は機関要求値より位相が進
んだ値となる。このため、スロツトル開度と機関回転速
度とに基づいて燃料噴射量を制御すると、スロツトル開
度センサが正常であっても加速時には燃料噴射量が要求
値より多くなって空燃比がオーバリツチになり、減速時
には燃料噴射量が要求値より少なくなって空燃比がオー
バリーンになる。

一方、吸気管絶対圧力（吸気管圧力）が１サイクル当
りに機関に吸入される吸入空気量に略比例するという原
理に基づいて、吸入空気量に対応した吸気管圧力と機関
回転速度とに基づいて燃料噴射量を制御する場合は、ダ
イヤフラム式の圧力センサをスロツトル弁下流側の吸気
管に取付け、機関脈動成分を除去するために時定数が３
〜5msecのフイルタを介して圧力センサ出力を処理する
ことにより吸気管圧力を検出している。しかしながら、
圧力センサのダイヤフラムによる応答遅れおよびフイル
タの時定数による応答遅れが存在するため、加減速時等
の過渡運転時には、実際の吸気管圧力の変化に対して検
出された吸気管圧力の変化に時間遅れが生ずる。このた
め、加速度にはスロツトル弁が急開されて実際の吸気管
圧力が急激に上昇するのに対して検出された吸気管圧力
に時間遅れが生じ、実際の空気管圧力より小さい値の吸
気管圧力によって基本燃料噴射時間が演算されることに
なるため、空燃比がオーバリーンになり加速応答性が悪
化すると共に排気エミツシヨンが悪化する。逆に、減速
時にはスロツトル弁が急閉されることから吸気管圧力が
急激に低下するため実際の吸気管圧力より大きな値の吸
気管圧力によって基本燃料噴射時間が演算されることに
なり、空燃比がオーバリツチになってドライバビリテイ
が悪化すると共に排気エミツシヨンが悪化する。

また、吸入空気量と機関回転速度とに基づいて燃料噴
射量を制御する場合は、スロツトル弁の上流側にベーン
式エアフロメータやカルマン渦式エアフロメータ等の流
量センサを取付けて直接吸入空気量を検出しているが、
流量センサがスロツトル弁の上流側に取付けられている
ため、流量センサ出力の変化は実吸入空気量の変化に対
して応答遅れが生じることになる。

このため本出願人は、位相遅れのないスロツトル開度
と機関回転速度とに基づいて定常状態での吸気管圧力を
演算すると共に定常状態での吸気管圧力に対して過渡時
の応答遅れの補正を行って位相進みおよび位相遅れのな
い吸気管圧力を演算し、演算された吸気管圧力に基づい
て機関に吸入される空気量が確定する時点での空気管圧
力を予測し、この予測値と機関回転速度とに基づいて燃
料噴射量を制御する方法を既に提案している（特願昭62
−51056号）。

〔発明が解決しようとする課題〕

しかしながら、スロツトル弁を迂回するように設けら
れたバイパス通路に流れる空気量を制御してアイドル回
転速度を制御する場合やアイドルアツプを行う場合のよ
うにスロツトル弁をバイパスする空気量が変化する場合
には、スロツトル開度と吸気管圧力とが対応しなくな
り、予測時点での実際の吸気管圧力と予測値との間にず
れが生じ、制御量を機関要求値に制御できなくなる、と
いう問題がある。

本発明は上記問題点を解決すべく成されたもので、予
測時点での吸入空気量または吸入空気量に対応した物理
量を正確に予測することができる内燃機関の吸入空気量
予測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〕

上記目的を達成するために本発明は、第１図（１）に
示すように、スロツトル開度を検出するスロツトル開度
検出手段Ａと、機関回転速度を検出する機関回転速度検
出手段Ｂと、機関燃焼室に吸入される吸入空気量または
吸入空気量に対応した物理量を測定する測定手段Ｃと、
スロツトル開度と機関回転速度とに基づいて機関燃焼室
に吸入される吸入空気量または吸入空気量に対応した物
理量の現在の値を演算する第１の演算手段Ｄと、スロツ
トル開度と機関回転速度とに基づいて現時点より所定期
間先の予測時点における機関燃焼室に吸入される吸入空
気量または吸入空気量に対応した物理量の値を予測する
予測手段Ｅと、前記現在の値と前記予測手段での予測値
との差と前記測定手段での測定値、または前記現在の値
と前記測定手段での測定値との差と前記予測手段での予
測値に基づいて前記予測時点における吸入空気量または
吸入空気量に対応した値を演算する第２の演算手段Ｅ
と、を含んで構成したものである。

〔作用〕

本発明によれば、スロツトル開度検出手段Ａと機関回
転速度検出手段Ｂとによってスロツトル開度と機関回転
速度とが検出される。また、測定手段Ｃは、機関燃焼室
に吸入される吸入空気量または吸入空気量に対応した物
理量を測定する。この吸入空気量は流量センサによって
検出することができ、吸入空気量に対応した物理量とし
ては圧力センサによって検出した吸気管圧力を採用する
ことができる。第１の演算手段Ｄは検出されたスロツト
ル開度と検出された機関回転速度とに基づいて機関燃焼
室に吸入される吸入空気量または吸入空気量に対応した
物理量の現在の値を演算し、予測手段Ｅはスロツトル開
度と機関回転速度とに基づいて現時点より所定期間先の
予測時点における機関燃焼室に吸入される吸入空気量ま
たは吸入空気量に対応した物理量の値を予測する。

ここで、スロツトル弁を迂回して機関燃焼室に吸入さ
れる空気が存在する場合には、予測手段Ｅによる予測値
は予測時点での実際の値からずれることになる。現時点
から予測時点までの時間が長くないときには、吸入空気
量または吸入空気量に対応した物理量は現時点と予測時
点とで同一の速度で変化すると考えられるから、予測値
と実際の値との差は上記現在の値と現時点での測定値の
差と等しいと考えられる。そこで、第２の演算手段Ｆで
は、現在の値と予測値との差と測定値、または現在の値
と測定値との差と予測値とに基づいて予測時点における
実際の値を演算するようにしている。吸入空気量に対応
した物理量として吸気管圧力を採用し、現在の測定値を
PM₀、第１の演算手段Ｄで演算された現在の値をPMSM1、
予測手段Ｅでの予測値をPMSM2、予測時点での実際の値
をPMFWDとした例について第１図（２）を参照して説明
すると、実際の値PMFWDは、PM₀＋ΔＰまたはPMSM2−（P
MSM1−PM₀）で表わされる。

〔発明の効果〕 以上説明したように本発明によれば、スロツトル弁を
迂回して吸入されるバイパス空気量を考慮して予測時点
での吸入空気量または吸入空気量に対応した値を演算す
るようにしているため、バイパス空気量が存在する場合
においても予測時点での吸入空気量または吸入空気量に
対応した値を正確に予測することができる、という効果
が得られる。

〔実施例〕

以下図面を参照して本発明の実施例を詳細に説明す
る。本実施例は、スロツトル開度と機関回転速度とに基
づいて燃料噴射量を制御する燃料噴射量制御装置に本発
明を適用したものである。

まず、スロツトル開度と機関回転速度とによる吸気管
圧力（吸入空気量に対応する物理量）の演算原理につい
て説明する。第２図に示すように、スロツトル弁Thから
サージタンクＳを介して機関E_nの吸気弁までの吸気系を
考え、吸気系内の空気の圧力（吸気管絶対圧力）をＰ
［mmHgabs.］、吸気系の容積をＶ［］、吸気系内に存
在する空気の重量をＱ［ｇ］、吸気系内の空気の絶対温
度をＴ［゜K］、大気圧をPc［mmHgabs.］とすると共
に、吸気系から機関E_nの燃焼室に吸入される単位時間当
りの空気重量をΔQ₁［g/sec］、スロツトル弁Thを通過
して吸気系内に吸入される単位時間当りの空気重量をΔ
Q₂［g/sec］とし、微小時間Δｔ内に吸気系の空気の重
量が［ΔQ₂−ΔQ₁）・Δｔ変化し、このとき吸気系内の
空気の圧力がΔＰ変化したものとして、吸気系内の空気
にボイル・シヤルルの法則を適用すると以下の（１）式
に示すようになる。

（Ｐ＋ΔＰ）Ｖ＝ ｛Ｑ＋（ΔQ₂−ΔQ₁）Δｔ｝RT …（１） ただし、Ｒは気体定数である。

一方、PV＝Ｑ・Ｒ・Ｔであるから上記（１）式を変形
すると、以下の（２）式が得られる。

ここで、流量係数をψ、スロツトル弁の開口面積（ス
ロツトル開度）をＡとするとスロツトル弁を通過する単
位時間当りの空気重量ΔQ₂は以下の（３）式で表わさ
れ、行程容積をV_s、機関回転速度をNE［rpm］、吸入効
率をηとすると機関の燃焼室に吸入される単位時間当り
の空気重量ΔQ₁は以下の（４）式で表わされる。

上記（３）、（４）式を（２）式に代入すると次の
（５）式が得られる。

ここで、Δｔ→０の極限をとると、 となる。

今、圧力P₀（≠P_c）近傍での応答を考えて圧力がP₀か
らP₀＋Ｐに変化したものとして、上記（６）式のＰに代
えてP₀＋Ｐ（ただし、Ｐは微小値）を代入すると、以下
の（７）式が得られる。

であるから、上記（７）式は以下の（９）式のようにな
る。

とすると、上記（９）式は次のようになる。

上記（12）式を次の（13）式のように変形して両辺を
積分し、積分定数をＣとすると以下の（14）式が得られ
る。

ここでｔ＝０のときＰの初期値はP₀であるから上記
（14）式より積分定数Ｃは次のようになる。

上記（14）式と（15）式からＰを求めると次のように
なる。

ただし、ｅは自然対数の底である。

従って、スロツトル弁の開口面積Ａすなわちスロツト
ル開度TA、機関回転速度NEおよびスロツトル開度変化時
点からの経過時間ｔを測定して上記（16）式に代入すれ
ば、現在の吸気管圧力Ｐを求めることができる。そし
て、このようにして求めた現在の吸気管圧力Ｐに基づい
て所定期間先の吸気弁閉弁時付近の吸気管圧力の予測値
（予測吸気管圧力）を演算することができ、この予測吸
気管圧力と機関回転数とに基づいて燃料噴射量を制御す
ることができる。

ところで、上記（16）式の現在の吸気管圧力Ｐをグラ
フで表わすと第３図に示すようになり、ｔ＝０でＰ＝
P₀、ｔ→∞の極限（定常状態）ではＰ＝b/a（定常状態
での吸気管圧力PMTA）となる１次遅れ要素の出力であ
る。従って、スロツトル開度TAと機関回転速度NEとに基
づいて定常状態での吸気管圧力PMTAを演算し、定常状態
での吸気管圧力PMTAを以下の（17）式の伝達関数Ｇ
（ｓ）で表わされる１次遅れ要素で処理することにより
現在の吸気管圧力を演算するようにしてもよい。

ただし、ｓはラプラス変換の演算子、Ｔは時定数であ
る。

すなわち、スロツトル開度と機関回転速度とに基づい
て定常状態での吸気管圧力を演算し、演算された定常状
態での吸気管圧力を１次遅れ要素で処理することにより
前記経過時間を変数とする吸気管圧力（現在の吸気管圧
力）を演算するようにしてもよい。

また、スロツトル開度と機関回転速度とに基づいて所
定周期で定常状態での吸気管圧力を演算し、過渡時の吸
気管圧力の変化に関する時定数と前記所定周期とで重み
に関する係数を演算し、過去に演算された加重平均値の
重みを重くして過去に演算された加重平均値と前記定常
状態での吸気管圧力と前記重みに関する係数とで現在の
加重平均値を演算し、この現在の加重平均値を現在の吸
気管圧力として用いることができる。

次に、上記の原理を説明する。１次遅れ要素をブロツ
ク図で表わすと第４図に示すようになり、入力をｘ
（ｔ）とし、出力をｙ（ｔ）とし、時定数をＴとする
と、第４図の入出力の関係は以下の式で表わされる。

ここで、t₂を現在の演算タイミング、t₁を過去の演算
タイミングとすると次の（21）式が得られる（ただし、
Δｔ＝t₂−t₁＜ε）。

なぜならば、（20′）式でｔ＝t₂とすると、 であり、 従って、上記（21′）は、 となる。

上記（21）において、ｘ（t₂）を定常状態での吸気管
圧力PMTA、ｙ（t₂）を現在の吸気管圧力PMSM_i、ｙ
（t₁）を過去の吸気管圧力PMSM_i-1、t₂−t₁（＝Δｔ）
を演算周期とすれば、 となり、T/Δｔ＝ｎとすると、以下の（23）式が得られ
る。

すなわち、上記（23）式は、過去の吸気管圧力PMSM
_i-1の重みをｎ−１とし、定常状態での吸気管圧力PMTA
の重みを１とした加重平均を求めることにより、現在の
吸気管圧力PMSM_iを演算することができることを示して
いる。また、重みに関する係数ｎは時定数Ｔと演算周期
Δｔとの比で求められる。なお、この加重平均値はデジ
タルフイルタリング処理で求めることができる。

従って、スロツトル開度と機関回転速度とに基づいて
所定周期Δｔで定常状態での吸気管圧力PMTAを演算し、
過渡時の吸気管圧力の変化に関する時定数Ｔと所定周期
Δｔとで重みに関する係数ｎを演算し、過去に演算され
た加重平均値PMSM_i-1の重みを重くして過去に演算され
た加重平均値PMSM_i-1と定常状態での吸気管圧力PMTAと
重みに関する係数ｎとで上記（23）式に従って加重平均
値PMSM_iを演算すれば、現在の吸気管圧力が求められる
ことになる。

なお、上記（10）、（16）式から理解されるように、
時定数Ｔ＝1/aは機関回転速度NEが大きくなる程小さく
なり、スロツトル開度TAが大きくなる程小さくなる。こ
のように、時定数はスロツトル開度TAと機関回転速度NE
を変数とする関数で表わされる。従って演算周期Δｔを
一定とすれば、重みに関する係数ｎはスロツトル開度TA
と機関回転速度NEとを変数とする関数で定めることがで
きる。なお、スロツトル開度TAと機関回転速度NEとで定
常状態での吸気管圧力PMTAが一義的に定まるから、スロ
ツトル開度TAと機関回転速度NEとに代えて定常状態での
吸気管圧力PMTAと機関回転速度NEとに応じて重みに関す
る係数ｎを定めるようにしてもよい。

一方、上記（23）式においてスロツトル開度TAと機関
回転速度NEとが変化しないものと仮定すると、加重平均
値演算時から吸入空気量が確定するまでの間、すなわち
加重平均値演算時から所定時間先までの間定常状態での
吸気管圧力PMTAは一定である。従って、上記（23）式の
加重平均値を繰り返し演算することによって吸入空気量
確定時の実際の吸気管圧力を予測することができる。

なお、上記では燃料噴射時間演算時から機関に吸入さ
れる空気量が確定するまでの間スロツトル開度と機関回
転速度とが変化しないものと仮定したが、スロツトル開
度や機関回転速度が変化する場合には、燃料噴射時間演
算時でのスロツトル開度の微分値および／または機関回
転速度の微分値を用いて次の燃料噴射時間演算時点での
スロツトル開度および／または機関回転速度を予測し
て、吸入空気量が確定するときの定常状態での吸気管圧
力を予測し、上記のように加重平均値を演算して実際の
吸気管圧力を予測すれば、スロツトル開度や機関回転速
度変動時の実際の吸気管圧力の予測値の精度が更に向上
する。

また、吸気管圧力は１サイクル当りに吸入する吸入空
気量に略比例するから、スロツトル開度と機関回転速度
とに基づいて吸入空気量を演算することができる。

次に、本発明が適用可能な燃料噴射量制御装置を備え
た内燃機関について説明する。第５図に示すように、エ
アクリーナ（図示せず）の下流側には吸気温センサ14お
よびスロツトル弁８が配置されている。このスロツトル
弁８には、スロツトル弁８の開度を検出するスロツトル
開度センサ10が取付けられている。スロツトル開度セン
サ10は、第６図の等価回路に示すように、スロツトル弁
８の回動軸に固定された接触子10Bと一端に電源が接続
されかつ他端が接地された可変抵抗10Aとで構成されて
おり、スロツトル弁８の開度が変化するに伴って、接触
子10Bと可変抵抗10Aとの接触状態が変化し、スロツトル
弁８の開度に応じた電圧が接触子10Bから得られるよう
に構成されている。また、スロツトル開度センサ10内に
は、スロツトル弁全閉時（アイドル時）にオンするアイ
ドルスイツチ11が設けられている。スロツトル弁８の上
流側の吸気管壁には、吸入空気の温度を検出するサーミ
スタで構成された温度センサ14が取付けられている。ス
ロツトル弁８の下流側にはサージタンク12が配置されて
いる。このサージタンク12には、ダイヤフラム式の圧力
センサ６が取付けられている。また、スロツトル弁を迂
回しかつスロツトル弁上流側とスロツトル弁下流側とを
連通するようにバイパス路15が設けられている。このバ
イパス路15には例えば、４極の固定子を備えたパルスモ
ータ16Aとこのパルスモータによって開度が制御される
弁体とで構成されたISCバルブ16が取付けられている。
サージタンク12はインテークマニホールド18、吸気ポー
ト22および吸気弁23を介して機関本体20の燃焼室25に連
通されている。このインテークマニホールド18には、各
気筒に対応するように燃料噴射弁24が取付けられてお
り、各気筒独立にまたは各気筒グループ毎にまたは全気
筒一斉に燃料を噴射できるように構成されている。

燃焼室25は、排気弁27、排気ポート26およびエキゾー
ストマニホールド28を介して三元触媒を充填した触媒装
置（図示せず）に連通されている。このエキゾーストマ
ニホールド28には、排ガス中の残留酸素濃度を検出して
理論空燃比に対応する値を境に反転した信号を出力する
O₂センサ30が取付けられている。

シリンダブロツク32には、ウオータジヤケツト内に突
出するように機関温度を代表する機関冷却水温を検出す
るサーミスタ等で構成された冷却水温センサ34が取付け
られている。シリンダヘツド36には、各々の燃焼室25内
に突出するように点火プラグ38が取付けられている。点
火プラグ38はデイストリビユータ40および点火コイルを
備えたイグナイタ42を介してマイクロコンピユータ等で
構成された制御回路44に接続されている。デイストリピ
ユータ40には、デイストリビユータシヤフトに固定され
たシグナルロータとデイストリビユータハウジングに固
定されたピツクアツプとで各々構成された気体判別セン
サ46および回転角センサ48が取付けられている。気筒判
別センサ46は、例えば720゜CA毎に気筒判別信号を出力
し、回転角センサ48は、例えば30゜CA毎に回転角信号を
出力する。そして、この回転角信号の周期から機関回転
速度を演算することができる。

マイクロコンピユータ等で構成された制御回路44は、
第７図に示すように、マイクロプロセツシングユニツト
（MPU）60、リード・オンリ・メモリ（ROM）62、ランダ
ム・アクセス・メモリ（RAM）64、バツクアツプRAM（BU
−RAM）66、入出力ポート68、入力ポート70、出力ポー
ト72、74、76およびこれらを接続するデータバスやコン
トロールバス等のバス75を備えている。入出力ポート68
には、アナログ−デジタル（A/D）変換器78およびマル
チプレクサ80が順に接続されており、このマルチプレク
サ80には、バツフア82を介して吸気温センサ14が接続さ
れると共に、バツフア84およびバツフア85をそれぞれ介
して水温センサ34およびスロツトル開度センサ10が接続
されている。また、マルチプレクサ80にはバツフア83を
介して圧力センサ６が接続されている。そして、入出力
ポート68は、A/D変換器78およびマルチプレクサ80に接
続されて、MPUからの制御信号に応じて吸気温センサ14
出力、圧力センサ６出力、水温センサ34出力およびスロ
ツトル開度センサ10出力を順次所定周期でA/D変換する
ように制御する。

入力ポート70には、コンパレータ88およびバツフア86
を介してO₂センサ30が接続されると共に波形整形回路90
を介して気筒判別センサ46および回転角センサ48が接続
され、また図示しないバツフアを介してアイドルスイツ
チ11が接続されている。そして、出力ポート72は駆動回
路92を介してイグナイタ42に接続され、出力ポート74は
駆動回路94を介して燃料噴射弁24に接続され、また、出
力ポート76は駆動開路96を介してISCバルブのパルスモ
ータ16Aに接続されている。

上記ROM62には、以下で説明する本発明の実施例の制
御ルーチンのプログラムや第８図に示すスロツトル開度
TAと機関回転速度NEとで定められた定常状態での吸気管
圧力PMTAのマツプ、第９図に示す機関回転速度NEと定常
状態での吸気管圧力PMTA（またはスロツトル開度TA）と
で定められた重みに関する係数ｎのマツプ、第10図に示
す吸気管圧力PMSMと機関回転速度NEとで定められた基本
燃料噴射時間TPのマツプが予め記憶されている。第８図
に示す定常状態での吸気管圧力PMTAのマツプは、スロツ
トル開度TAと機関回転速度NEとを設定し、設定したスロ
ツトル開度TAと機関回転速度NEとに対応する吸気管圧力
を測定し、吸気管圧力が安定したときの値を用いること
により作成される。第９図に示す重みに関する係数ｎの
マツプは、スロツトル弁をステツプ状に開いたときの吸
気管圧力の応答（インデシヤル応答）時の時定数Ｔを測
定し、この測定値と演算ルーチンの実行周期Δtsecとか
らT/Δｔ（≒ｎ）を機関回転速度NEと実際の吸気管圧力
PMTA（またはスロツトル開度TA）とに対応して求めるこ
とにより作成される。そして第10図の基本燃料噴射時間
TPのマツプは、機関回転速度と吸気管圧力とを設定し目
標空燃比（例えば、理論空燃比）となる基本燃料噴射時
間TPを測定することにより作成される。

次に、予測吸気管圧力PMFWDの演算ルーチンを第11図
を参照して説明する。このルーチンは所定時間（例え
ば、8msec）毎に実行される。ステツプ200において機関
回転速度NE、スロツトル開度のA/D変換値TA、圧力セン
サで検出された現在の吸気管圧力PM₀を取込む。ステツ
プ202では第８図に示すマツプから機関回転速度NEとス
ロツトル開度TAとに対応する定常状態での吸気管圧力PM
TAを演算する。次のステツプ204では第９図に示すマツ
プから重み付けに関する係数ｎを演算する。次のステツ
プ206とステツプ208では、レジスタPMSM1に記憶されて
いる前回演算した加重平均値PMSM_i-1を読出して上記（2
3）式に基づいて今回の加重平均値PMSM_iを演算し、ステ
ツプ210においてこの加重平均値PMSM_iをレジスタPMSM1
に記憶しておく。次のステツプ212では、現在時点から
吸気管圧力予測時点までの時間Tmsecを第11図のルーチ
ンの演算周期Δｔ（＝8msec）で除算することにより演
算回数T/Δｔを演算する。この予測時間Tmsecは、第14
図に示すように、現在時点から吸入空気量確定までの時
間すなわち現在時点から吸気弁が閉じるまでの時間を採
用することができ、各気筒独立に燃料を噴射しない場合
には燃料噴射弁から燃焼室までの燃料の飛行時間等も考
慮して決定されるが、現在時点から予測先までのクラン
ク角が同一であってもこの予測時間Tmsecは機関回転速
度が速くなると短くなるので機関回転速度等の運転条件
によって可変することが好ましい（例えば、機関回転速
度が速くなるに従って短くする）。次のステツプ214で
は、レジスタPMSM1に記憶されている値を加重平均値PMS
M_i-1とした後、ステツプ216において、演算回数T/Δｔ
回上記（23）式の演算を繰り返して実行し、ステツプ21
8においてこの演算した値をレジスタPMSM2に記憶する。
このように加重平均値を繰り返して実行することにより
最新の加重平均値は定常運転状態での吸気管圧力値に近
づくので、加重平均値の演算回数を上記のように定める
ことにより現在時点からTmsec先の吸気管圧力（現在時
点より定常状態に近い状態での吸気管圧力）に近い値を
演算することができる。

次のステツプ220ではレジスタPMSM2に記憶された値
（演算による予測時点での吸気管圧力PMSM2）からレジ
スタPMSM1に記憶された値（演算による現在時点での吸
気管圧力PMSM1）を減算して差ΔＰを求め、次のステツ
プ222において測定された現在の吸気管圧力（現在の測
定値）PM₀と差ΔＰとを加算した値を予測値PMFWDとす
る。なお、スロツトル開度のA/D変換タイミングは燃料
噴射時間演算タイミングと一致する場合もあるが、最大
演算周期Δｔに相当する時間ずれる。従って、このずれ
時間を平均（０＋Δｔ）/2してＴ±Δt/2時間先の吸気
管圧力を予測するようにしても良い。

第15図に、測定値、現在時点の演算による吸気管圧
力、予測時点の演算による吸気管圧力、予測値PMFWD等
の関係を示す。

上記のようにして求められた予測値PMFWDは、燃料噴
射時間TAU、実行点火進角θの演算に使用される。すな
わち、第12図に示すように、ステツプ100で機関回転速
度NEと予測値PMFWDとに基づいて基本燃料噴射時間TPを
演算し、ステツプ102で基本燃料噴射時間TPを吸気温や
機関冷却水温で定まる補正係数FKによって補正すること
により燃料噴射時間TAUを演算する。また、第13図に示
すように、ステツプ104で機関回転速度NEと予測値PMFWD
とに基づいて基本点火進角ABSEを演算し、ステツプ106
で基本点火進角ABSEを吸気温や機関冷却水温で定まる補
正係数IKによって補正することにより実行点火進角を演
算する。

ところで、吸気管圧力には脈動成分が存在しているた
め、この脈動成分を除去するためには時定数が小さく
（例えば、３〜5msec）かつ応答性の良いCRフイルタ等
のフイルタで圧力センサ出力を処理して点火時期や燃料
噴射量を制御する場合がある。この場合には、上記で説
明した実施例のように予測値を演算してもフイルタの時
定数分のずれが生じることになる。このため、フイルタ
の時定数と同一の時定数が生じるように、現在の演算に
よる吸気管圧力PMSM1を以下の（24）式に従ってデジタ
ルフイルタリング処理し、差ΔＰを（25）式に従って演
算して予測値PMFWD（＝PM₀＋ΔＰ）を演算するようにす
る。

ΔＰ←PMSA2−PMSM1S_i …（25） ただし、ｍは時定数によって定まる値であり、PMSM1S
_i-1は前回の演算による加重平均値である。

なお、第16図に、PM₀、PMSM1S_i、PMFWD、ΔＰ等の関
係を示す。

なお、上記では演算による予測時点での吸気管圧力PM
SM2から演算による現在時点での吸気管圧力PMSM1を減算
した差ΔＰと現在時点での測定値PM₀とを加算して予測
値PMFWDを演算する例について説明したが、PMSM2から
（PMSM1−PM₀）を減算して予測値PMFWDを演算するよう
にしてもよい。

次に、第17図を参照して本発明の他の実施例を説明す
る。本実施例は、スロツトル開度の変化率が大きいとき
に所定時間先のスロツトル開度を予測して吸気管圧力の
予測値を演算するようにしたものである。

まず、ステツプ110において今回取込んだスロツトル
開度TA_Nから前回取込んだスロツトル開度TA₀を減算する
ことによりスロツトル開度の変化量DLTAを演算する。ス
テツプ112ではスロツトル開度の変化量DLTAの絶対値が
所定値Ａ以上か否かを判断する。変化量の絶対値|DLTA|
が所定値未満のときはステツプ120において第11図で説
明したのと同様に、スロツトル開度TA、機関回転速度N
E、吸気管圧力の測定値PM₀を用いて予測値PMFWDを演算
する。一方、変化量の絶対値|DLTA|が所定値Ａ以上のと
きはステツプ114において機関回転速度NEが所定値Ｂ未
満か否かを判断する。機関回転速度NEが所定値Ｂ未満の
ときはステツプ116において以下の式に従ってスロツト
ル開度の予測値TA₀を演算する。

上記（26）式のＴは現在時点から予測時点までの時間
であるため、予測値TA₀は現在時点と予測時点との間の
スロツトル開度を示すことになる。そして、次のステツ
プ118において、第11図のスロツトル開度TAに代えて予
測値TA₀を用いて上記と同様にして予測値PMFWDを演算す
る。

一方、ステツプ114において機関回転速度NEが所定値
Ｂ以上で機関高回転領域と判断されたときは、ステツプ
120に進んでスロツトル開度を予測することなく吸気管
圧力の予測値PMFWDを求める。このように、機関高回転
領域でスロツトル開度の予測を禁止することにより、高
回転時の振動等によって予測値がハンチングするのが防
止される。

なお、上記では吸気管圧力を測定して正確な予測値を
演算する例について説明したが、エアフロメータ等によ
って吸入空気量を測定して正確な予測値を演算するよう
にしてもよい。

【図面の簡単な説明】

第１図（１）は特許請求の範囲に対応するブロツク図、
第１図（２）は第２の演算手段による演算例を説明する
ための線図、第２図はスロツトル開度と機関回転速度と
から燃料噴射量を求める原理を説明するための線図、第
３図は吸気管内の実際の吸気管圧力の時間に対する変化
を示す線図、第４図は一次遅れ要素の入力と出力とを説
明するための線図、第５図は本発明が適用可能な燃料噴
射量制御装置を備えた内燃機関の概略図、第６図はスロ
ツトル開度センサの等価回路図、第７図は第６図の制御
回路の詳細を示すブロツク図、第８図は定常状態での吸
気管圧力PMTAのマツプを示す線図、第９図は加重平均値
の重み付けに関する係数ｎのマツプを示す線図、第10図
は基本燃料噴射時間のマツプを示す線図、第11図は正確
な予測値PMFWDを演算するルーチンを示す流れ図、第12
図は燃料噴射時間を演算するルーチンの流れ図、第13図
は実行点火進角を演算するルーチンの流れ図、第14図は
現在時点と予測時点等の関係を示す線図、第15図は予測
値と測定値等の関係を示す線図、第16図は予測値、測定
値およびフイルタ出力等の関係を示す線図、第17図は本
発明の他の実施例のルーチンを示す流れ図である。 ８……スロツトル弁、 10……スロツトル開度センサ、 24……燃料噴射弁。

Claims (1)

(57)【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】スロツトル開度を検出するスロツトル開度
   検出手段と、 機関回転速度を検出する機関回転速度検出手段と、 機関燃焼室に吸入される吸入空気量または吸入空気量に
   対応した物理量を測定する測定手段と、 スロツトル開度と機関回転速度とに基づいて機関燃焼室
   に吸入される吸入空気量または吸入空気量に対応した物
   理量の現在の値を演算する第１の演算手段と、 スロツトル開度と機関回転速度とに基づいて現時点より
   所定期間先の予測時点における機関燃焼室に吸入される
   吸入空気量または吸入空気量に対応した物理量の値を予
   測する予測手段と、 前記現在の値と前記予測手段での予測値との差と前記測
   定手段での測定値、または前記現在の値と前記測定手段
   での測定値との差と前記予測手段での予測値に基づいて
   前記予測時点における吸入空気量または吸入空気量に対
   応した値を演算する第２の演算手段と、 を含む内燃機関の吸入空気量予測装置。