JP2666366B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 ［産業上の利用分野］ 本発明は、内燃機関の燃料噴射制御や点火時期制御等
を行なう際の制御量を内燃機関の吸気管圧力と回転速度
とに基づき決定する内燃機関の制御装置に関する。

［従来の技術］ 従来より内燃機関の燃料噴射制御や点火時期制御を行
なう装置の一つとして、制御量を内燃機関の吸気管圧力
と回転速度とに基づき決定する制御装置が知られてい
る。この種の制御装置は、吸気行程時にシリンダ内に流
入する空気量（以下，吸気量という）が吸気管圧力と回
転速度とにより決定されることに着目してなされたもの
で、吸気管圧力と回転速度とに基づき燃料噴射量を決定
することでシリンダ内に流入する燃料混合気の空燃比を
所望の目標空燃比に制御したり、吸気管圧力と回転速度
とに基づき点火時期を決定することで点火時期をノッキ
ングの発生しない領域内で最適な出力トルクが得られる
値に制御するものである。

またシリンダ内への流入空気はシリンダ壁温によって
密度が変化し、内燃機関の暖機運転時等、シリンダ壁温
が通常より低い場合には、通常より空気密度が高くなっ
て、吸気量が吸気管圧力と回転速度とにより決定される
通常の値より増加するため、単に吸気管圧力と回転速度
とから燃料噴射量を決定したのでは制御量がシリンダ内
への流入空気量に対応しない値となってしまう。このた
め従来では、制御量を常に吸気量に対応した値に制御で
きるように、内燃機関が充分暖機されるまでの間制御量
を補正するようになされている。つまりシリンダ壁温は
直接検出することが困難であるので、従来では、冷却水
温によってシリンダ壁温を間接的に検出し、冷却水温低
温時（即ち暖機運転時）には、その検出した冷却水温に
応じて吸気管圧力と回転速度とから決定された制御量を
補正するようにされているのである。

［発明が解決しようとする課題］ ところがシリンダ壁温は単に冷却水温のみによって決
定されるものではなく、内燃機関の負荷や回転速度等に
よっても変化し、内燃機関の負荷や回転速度が高いほど
シリンダ壁温も高くなる。このため上記従来の装置で
は、吸気管圧力及び回転速度が定常状態にある時の制御
量は実際の吸気量に対応させることができるものの、内
燃機関の運転状態が変動すると制御量が実際の吸気量に
対応しなくなり、制御を最適に行なうことができないと
いった問題があった。

つまり例えば第10図に示す如く、冷却水温一定という
条件下で燃料噴射制御を行なった場合、吸気管圧力Ｐが
変化すると、それに応じて内燃機関のシリンダ壁温Tc
（以下、実シリンダ壁温という。）が徐々に変化し、吸
気管圧力Ｐと回転速度ωとで決定される所定の温度で安
定するのであるが、実シリンダ壁温Tcが安定するには通
常１分程度必要となるので、その間設定される燃料噴射
量ｑは実シリンダ壁温Tcが安定した後の吸気量に対応し
た値となって、実シリンダ壁温Tcにより決定される吸気
量mcとは対応しなくなり、その結果空燃比が目標空燃比
からずれてしまうのである。

従って車両用内燃機関のように運転状態が常時変動し
ている内燃機関では、吸気管圧力と回転速度とから燃料
噴射量や点火時期等の制御量を吸気量に対応した値に制
御することは難しく、何等かの補正を常時行なう必要が
ある。

そこで本発明は、上記のように吸気管圧力と回転速度
とから求められる制御量を内燃機関の実シリンダ壁温に
応じて動的に補正し、制御量を常に実際の吸気量に対応
した値に決定し得るようにすることを目的としてなされ
た。

［課題を解決するための手段］ 即ち、上記目的を達するためになされた本発明の構成
は、第１図に例示する如く、 内燃機関M1の吸気管圧力Ｐ及び回転速度ωを検出する
運転状態検出手段M2と、 少なくとも上記運転状態検出手段M2で検出された内燃
機関M1の吸気管圧力Ｐ及び回転速度ωに基づき内燃機関
M1の制御量を算出する制御量算出手段M3と、 を備えた内燃機関の制御装置に於て、 内燃機関M1の冷却水温Twを検出する冷却水温検出手段
M4と、 上記各検出手段M2,M4で検出された内燃機関M1の吸気
管圧力P,回転速度ω及び冷却水温Twに基づき、動的に変
化する内燃機関M1のシリンダ壁温（即ち実シリンダ壁
温）Tcを逐次算出する第１のシリンダ壁温算出手段M5
と、 上記運転状態検出手段M2で検出された吸気管圧力Ｐ及
び回転速度ωに基づき、該各パラメータP,ωが定常状態
にある場合のシリンダ壁温（以下、定常シリンダ壁温と
いう。）Tcrを算出する第２のシリンダ壁温算出手段M6
と、 上記各シリンダ壁温算出手段M5,M6で算出されたシリ
ンダ壁温Tc,Tcrの偏差に基づき上記制御量を補正する補
正手段M7と、 を備えたことを特徴とする内燃機関の制御装置を要旨と
している。

［作用］ 以上のように構成された本発明の内燃機関の制御装置
においては、第１のシリンダ壁温算出手段M5が、内燃機
関M1の吸気管圧力P,回転速度ω及び冷却水温Twに基づ
き、動的に変化する実シリンダ壁温Tcを算出し、第２の
シリンダ壁温算出手段M6が、吸気管圧力Ｐ及び回転速度
ωに基づき、これら各パラメータP,ωが定常状態にある
場合の定常シリンダ壁温Tcrを算出する。すると補正手
段M7が、各シリンダ壁温算出手段M5,M6で算出されたシ
リンダ壁温Tc,Tcrの偏差に基づき、制御量算出手段M3で
算出された制御量を補正する。

このため、内燃機関M1の運転状態が変動して、制御量
算出手段M3で内燃機関M1の吸気管圧力Ｐと回転速度ωに
基づき算出される制御量が実シリンダ壁温Tc（即ち実吸
気量mc）に対応した値とならないような場合であって
も、補正手段M7によって内燃機関M1の制御量を実シリン
ダ壁温Tc（即ち実吸気量mc）に対応した値に補正するこ
とができ、内燃機関M1の制御精度を向上することが可能
となる。

ここで制御量算出手段M3は、少なくとも運転状態検出
手段M2で検出された吸気管圧力Ｐと回転速度ωとに基づ
き、内燃機関M1の燃料噴射制御や点火時期制御を行なう
場合の制御量を算出するためのもので、従来より周知の
如く、例えば予め設定された吸気管圧力Ｐと回転速度ω
とをパラメータとするマップを用いて制御量を算出する
ように構成すればよい。またこの制御量算出手段M3とし
ては、吸気管圧力Ｐと回転速度ωとをパラメータとする
マップを用いて吸気量を算出し、その算出された吸気量
に基づき制御量を決定するように構成してもよい。

次に第１のシリンダ壁温算出手段M5は、内燃機関M1の
吸気管圧力P,回転速度ω及び冷却水温Twに基づき、動的
に変化する内燃機関M1の実シリンダ壁温Tcを逐次算出す
る。これは内燃機関M1の実シリンダ壁温Tcが吸気管圧力
P,回転速度ω及び冷却水温Twにより決定され、しかも内
燃機関M1の運転状態が変動するとそれに応じて徐々に変
化することから、その動的変化を見越して実シリンダ壁
温Tcを算出するためのもので、シリンダ壁温の挙動を表
わす物理モデルに基づき設定される後述の演算式（５）
を用いて算出するように構成すればよい。

また第２図のシリンダ壁温算出手段M6は、吸気管圧力
Ｐ及び回転速度ωに基づき、該各パラメータP,ωが定常
状態にある場合の定常シリンダ壁温Tcrを算出する。こ
れは制御量算出手段M3が、吸気管圧力Ｐ及び回転速度ω
に基づき、内燃機関暖機後，吸気管圧力Ｐ及び回転速度
ωが定常状態にあり、実シリンダ壁温Tcが一定で吸気量
mcが変動していないものとして制御量を算出するため、
この算出された制御量に対応する定常シリンダ壁温Tcr
を算出することにより、補正手段M7で、この定常シリン
ダ壁温Tcrと実シリンダ壁温Tcとの偏差に基づき制御量
が実際の吸気量に対応した値となるよう制御量を補正で
きるようにするものである。尚この第２のシリンダ壁温
算出手段M6としては、第１のシリンダ壁温算出手段M5で
実シリンダ壁温Tcを算出するのに用いる演算式を変形し
て得られる後述の演算式（６）を用いて定常シリンダTc
rを算出するように構成することができる。

次に補正手段M7は、第１のシリンダ壁温算出手段M5で
算出された実シリンダ壁温Tcと、第２のシリンダ壁温算
出手段M6で算出された定常シリンダ壁温Tcrとの偏差に
基づき、制御量が実際の吸気量（以下、実吸気量とい
う。）mcに対応した値となるよう、制御量を補正するた
めのもので、後述のように演算式（12）又は（13）を用
いて制御量を補正するよう構成すればよい。

次に上記各シリンダ温度算出手段M5,M6でシリンダ壁
温Tc,Tcrを算出するのに用いる演算式及び補正手段M7で
制御量を補正するのに用いる演算式について説明する。

まず内燃機関１サイクル間でのシリンダ内ガス温の平
均値をTg,冷却水温の平均値をTwとすると、実シリンダ
壁温Tcの時間的変化は次式（１）で表わすことができ
る。尚これは、シリンダがシリンダ内のガスによって加
熱され、冷却水によって冷却されるためである。

Ｃ・dTc/dt＝ｈc（Tg−Tc）−ｈw（Tc−Tw） …（１） （但し、C:シリンダ壁熱容量,hc：シリンダ側熱伝達率,
hw：ウォータジャケット側熱伝達率、を夫々示す。） またシリンダ側熱伝達率ｈcは内燃機関の運転状態に
よって変化するが、概ね次式（２）で近似できる。

ｈc＝α・Ｐ・ω …（２） （但し、α：定数,P:吸気管圧力，ω：回転速度を夫々
示す。） 従って上記（１）式は次式（３）の如く記述できる。

Ｃ・dTc/dt ＝α・Ｐ・ω（Tg−Tc）−ｈw（Tc−Tw） …（３） 次に実シリンダ壁温Tcを1sec.毎に求めるものとして
上記（３）式を離散化すると、次式（４）が得られる。

Tc（ｋ＋１）＝（１−α・Ｐ（ｋ）・ω（ｋ）/C −ｈw（ｋ）/C）・Tc（ｋ） ＋α・Ｐ（ｋ）・ω（ｋ）・Tg（ｋ）/C ＋ｈw・Tw（ｋ）/C …（４） （但し、（ｋ）：現時点での値、（ｋ＋１）:1sec.経過
後の値を夫々示す。） ここでウォータジャケット側熱伝達率ｈwはおもに冷
却水の流速によって変化するので、内燃機関の回転速度
ωの関数として表わすことができるが、ウォータジャケ
ット側熱伝達率ｈwの変化はシリンダ側熱伝達率ｈcの変
化に比べて小さいので、簡略化のためにウォータジャケ
ット側熱伝達率ｈwは一定であると仮定する。またシリ
ンダ内に所望空燃比の燃料混合気が供給され、爆発行程
時に燃焼されている場合には、シリンダ内ガス温Tg
（ｋ）は200℃前後でほぼ一定となる。

従って上記（４）式において、Tg（ｋ）＝Tg（一定
値），α/C＝α１（定数）,hw/C＝α２（定数）とする
ことができ、上記（４）式は次式の如く記述できる。

Tc（ｋ＋１） ＝（１−α１・Ｐ（ｋ）・ω（ｋ）−α２）Tc（ｋ） ＋α１・Ｐ（ｋ）・ω（ｋ）・Tg＋α２・Tw（ｋ） …（５） このため上述の第１のシリンダ壁温算出手段M5では、
Tc（ｋ）として適当な初期値Tcsを与えることで、この
（５）式を用いて実シリンダ壁温Tcを逐次算出すること
ができるようになる。

また次に内燃機関が定常運転されており、吸気管圧力
P,回転速度ω，冷却水温Twが一定である場合、実シリン
ダ壁温Tcも一定となるので、上記（５）式においてTc
（ｋ）＝Tc（ｋ＋１）となり、そのときのシリンダ壁
温，即ち定常シリンダ壁温Tcrは次式（６）を用いて算
出することができるようになる。

Tcr＝（α１・Ｐ・Ｎ・Tg ＋α２・Tw）／（α１・Ｐ・Ｎ＋α２） …（６） このため上述の第２のシリンダ壁温算出手段M6では、
冷却水温Twとして制御量算出手段M3が制御量を算出する
際に仮定される冷却水温Two（即ち、暖機後の冷却水
温：一定値）を与えることで、この（６）式を用いて制
御量に対応する定常シリンダ壁温Tcrを算出することが
できるようになる。

一方、吸気行程時にシリンダ内に流入する吸気量をｍ
c、吸気温度をTi、シリンダ壁面からの伝熱量をqwと
し、内燃機関の吸気行程においてエネルギー保存則を適
用すると、吸気行程時にピストンが上死点から下死点に
移動する間にシリンダ内に蓄えられるエネルギー（即ち
ピストンが下死点に移動したときのエネルギーとピスト
ンが上死点にあるときのエネルギーの差）は、吸気が持
つエネルギーとシリンダ壁面から受ける熱量の和からピ
ストン移動による損失分を差し引いたものに等しいこと
から、次式（７）の如く記述できる。

（但し、P:吸気管圧力、Pr:シリンダ内の残留ガス圧
力、V:吸気通路容積、Vt:ピストン上死点でのシリンダ
容積、Vc:ピストン下死点でのシリンダ容積、Ri:吸気の
ガス定数、Kc:残留ガスと吸気との混合気の比熱比、Kr:
残留ガス（＝排気）の比熱比、Ki:吸気の比熱比） 従って上記（７）式から実吸気量mcは次式（８）の如
く表わすことができる。

mc＝｛（（Kc/Kc−１）・Vc＋Vt）・Ｐ ＋（1/Kr−１）・Pr・Vt −qw｝／（Ki/Ki−１）・Ri・Ti …（８） 次に上記（８）式において、吸気行程中の平均熱伝達
率をｈciとすると、シリンダ壁面からの伝熱量qwは次式
（９）の如く記述できる。

qw＝30・Ｓ・ｈci（Tc−Tg）／ω …（９） （但し、S:平均熱伝達面積） また上述の（２）式と同様に、平均熱伝達率ｈciは次
式（10）で表わすことができる。

ｈci＝αｉ・Ｐ・ω …（10） ここでTc＝Tcrのとき、ｍc＝ｍcoとすると、（８）式
からmcは次式（11）の如く記述できる。

ｍc＝ｍco＋｛30・Ｓ・αｉ・Ｐ（Tcr−Tc）／（Ki/Ki−１）・Ri・Ti｝ …（1
1） また更にこの（11）式は次式（12）の如く近似でき
る。

ｍc＝ｍco｛１＋β・（Tcr−Tc）｝ …（12） （但し、β：定数） このため、制御量算出手段M3が予め設定されたマップ
を用いて吸気管圧力Ｐと回転速度ωとから制御量を直接
算出するよう構成されている場合、制御量は、シリンダ
壁温がTcrで、吸気量がｍcoであるとして算出されるの
で、補正手段M7では、上記（12）式に基づき次式（13）
の如き演算式を設定し、制御量算出手段M3で算出された
制御量を補正することで制御量を実吸気量ｍcに対応し
た値に制御することができるようになる。

ｘ＝ｘo｛１＋β・（Tcr−Tc）｝ …（13） 尚（13）式においてｘoは制御量算出手段M3で吸気管
圧力Ｐと回転速度ωとに基づき算出される制御量を表わ
し、ｘは補正後の制御量を表わしている。

また制御量算出手段M3を、吸気管圧力Ｐと回転速度ω
とに基づき実吸気量mcを算出し、その算出結果に基づき
制御量を決定するように構成した場合には、補正手段M7
を、吸気管圧力Ｐと回転速度ωとに基づき算出された吸
気量ｍcoを上記（12）式を用いて補正するように構成す
ればよい。

尚上記説明では、第１のシリンダ壁温算出手段M5で実
シリンダ壁温Tcを求めるための演算式として（５）式を
導いたが、（５）式は実シリンダ壁温Tcを1sec.毎に算
出するものとして（３）式を離散化して求めたもので、
（５）式を用いた場合実シリンダ壁温Tcを1sec.毎に算
出しなければならない。このため例えば実シリンダ壁温
Tcを所定時間Δｔ毎に算出するには、（５）式を変形し
た次式（５）′を用いて算出するようにすればよい。

Tc（ｋ＋１） ＝｛１−Δｔ（α１・Ｐ（ｋ）・ω（ｋ） ＋α２）｝Tc（ｋ） ＋Δｔ・α１・Ｐ（ｋ）・ω（ｋ）・Tg ＋Δｔ・α２・Tw（ｋ） …（５）′ また内燃機関の所定回転毎、例えば180℃Ａ毎に実シ
リンダ壁温Tcを算出するには、（５）′式に於てΔｔ＝
30/ωとなるので、次式（５）″を用いるようにすれば
よい。

Tc（ｋ＋１） ＝（１−30・α１・Ｐ（ｋ） −30・α2/ω（ｋ））Tc（ｋ） ＋30・α１・Ｐ（ｋ）・Tg ＋30・α２・Tw（ｋ）／ω（ｋ） …（５）″ 一方上記のように制御量算出手段M3を、吸気管圧力Ｐ
と回転速度ωとに基づき制御量又は吸気量を算出し、制
御量を決定するよう構成した場合、制御量算出手段M3が
冷却水温Twが所定温度で内燃機関が定常運転されている
時の制御量を決定し、補正手段M7が冷却水温Twの変動に
伴う空燃比の変動を補正することとなるが、より正確に
は吸気量は吸気温度によっても変動するので、制御精度
をより向上するために、制御量算出手段M3を、吸気管圧
力Ｐと回転速度ωと吸気温度Tiとに基づき制御量又は吸
気量を算出して制御量を決定するように構成してもよ
い。

［実施例］ 以下本発明の実施例を図面と共に説明する。

まず第２図は本発明が適用された内燃機関２及びその
周辺装置の構成を表す概略構成図である。

図に於て４はエアクリーナ６を介して空気を吸入する
吸気管を表し、この吸気管４には、吸気量を制御するた
めのスロットルバルブ８、吸気の脈動を抑えるためのサ
ージタンク10、その内部の圧力（吸気管圧力）Ｐを検出
する吸気圧センサ12、及び吸気温度Tiを検出する吸気温
センサ14が備えられている。

一方16は排気管で、排気中の酸素濃度から内燃機関２
のシリンダ2a内に流入した燃料混合気の燃空比λ（＝1/
空燃比）を検出するための酸素センサ18や、排気を浄化
するための三元触媒コンバータ20が備えられている。

また当該内燃機関２には、その運転状態を検出するた
めのセンサとして、上記吸気圧センサ12、吸気温センサ
14及び酸素センサ18の他、ディストリビュータ22の回転
から内燃機関２の回転速度ωを検出するための回転速度
センサ24、同じくディストリビュータ22の回転から内燃
機関２への燃料噴射タイミングｔを検出するためのクラ
ンク角センサ26、及び内燃機関２のウォータジャケット
に取り付けられ、冷却水温Twを検出する水温センサ28が
備えられている。

尚ディストリビュータ22はイグナイタ30からの高電圧
を所定の点火タイミングで点火プラグ32に印加するため
のものである。

そして上記各センサからの検出信号は論理演算回路と
して構成された電子制御回路40に出力され、燃料噴射弁
42を駆動して燃料噴射弁42からの燃料噴射量を制御する
のに用いられる。

即ち電子制御回路40は、予め設定された制御プログラ
ムに従って燃料噴射量制御のための演算処理を実行する
CPU50、CPU50で演算処理を実行するのに必要な制御プロ
グラムや初期データが予め記録されたROM52、同じくCPU
50で演算処理を実行するのに用いられるデータが一時的
に読み書きされるRAM54、上記各センサからの検出信号
を入力するための入力ポート56、及びCPU50での演算結
果に応じて燃料噴射弁42に駆動信号を出力するための出
力ポート58、等から構成され、内燃機関２のシリンダ2a
内に流入する燃料混合気の燃空比λが内燃機関２の運転
状態に応じて設定される目標燃空比λｒになるよう燃料
噴射弁42からの燃料噴射量ｑをフィードバック制御する
よう構成されている。

次にこのフィードバック制御を実行するための制御系
を第３図及び第４図に示すブロックダイヤグラムに基づ
いて説明する。尚、第３図及び第４図は制御系を示す図
であって、ハード的な構成を示すものではなく、実際に
は第５図及び第６図のフローチャートに示したプログラ
ムの実行により、離散系として実現される。

第３図に示すように、本実施例の燃料噴射量制御系で
は、まず第１演算部P1で、上記各センサにより検出され
た吸気温度Ti,吸気管圧力P,回転速度ω及び冷却水温Tw
に基づき、内燃機関２の吸気行程時にシリンダ2a内に流
入する空気量（即ち実吸気量）ｍcが算出される。この
第１演算部P1は、前述の第１のシリンダ壁温算出手段M
5、第２のシリンダ壁温算出手段M6及び補正手段M7を含
むもので、具体的には後述の第４図に示す如く表され
る。

この第１演算部P1で算出された実吸気量ｍcは第１演
算部P2に出力され、内燃機関２の運転状態に応じて設定
される目標燃空比λｒに乗算される。即ち、実吸気量ｍ
cと目標燃空比λｒとを乗算することで、内燃機関２の
吸気行程時にシリンダ2a内に供給すべき燃料量、即ち目
標燃料供給量ｍcλｒを算出するのである。

また第１演算部P1で算出された実吸気量ｍcは、第２
乗算部P3にも出力される。第２乗算部P3は、実吸気量ｍ
cに、酸素センサ20により検出される吸気行程時にシリ
ンダ2a内に流入した燃料混合気の燃空比λを乗算して、
前回の吸気行程時にシリンダ2a内に実際に流入した燃料
量（実燃料供給量）ｍcλを算出する。

次に第１乗算部P2で算出された目標燃料供給量ｍcλ
ｒ、及び第２乗算部P3で算出された実燃料供給量ｍcλ
は、ともに偏差算出部P4に出力され、その目標値と実測
値との偏差ｍc（λ−λｒ）が算出される。そしてその
算出結果は逐次加算部P5で逐次加算され、その算出結果
には係数f3乗算部P6で予め設定された係数f3が乗算され
る。また第１乗算部P1で算出された目標燃料供給量ｍc
λｒは係数f4乗算部P7にも出力され、予め設定された係
数f4が乗算される。

一方水温センサ38で検出された冷却水温Tw及び吸気圧
センサ12により検出された吸気管圧力Ｐは第２演算部P8
に入力される。すると第２演算部P8では、後述の演算式
（47）を用いて、その入力された冷却水温Twから吸気管
４内での飽和蒸気圧ＰSを求め、その値と吸気管圧力Ｐ
とから吸気管４の内壁面に付着した燃料の蒸発量Vfを算
出する。またその算出された燃料蒸発量Vfは、除算部P9
に入力され、上記回転速度センサ34により検出される内
燃機関２の回転速度ωによって除算される。そしてこの
除算結果Vf/ωは係数f5乗算部P10に入力され、予め設定
された係数f5が乗算される。

次に上記除算部P9の除算結果Vf/ω及び第２乗算部P3
で算出された実燃料供給量ｍcλはオブザーバP11にも出
力される。オブザーバP11は、後述の内燃機関における
燃料の挙動を表す物理モデルに基づき設定された演算式
を用いて、実燃料量ｍcλと、除算部P2の除算結果Vf/ω
と、燃料噴射弁52からの燃料噴射量ｑと、前回推定した
吸気管４の内壁面への付着燃料量ｗ及び吸気管４内で
の蒸発燃料量ｖとから、付着燃料量ｆwと蒸発燃料量
ｆvとを推定するためのもので、その推定結果ｗ及び
ｖには、夫々、係数f1乗算部P12及び係数f2乗算部P13
で係数f1及びf2が乗算される。

そしてこれら乗算部P12及びP13からの乗算結果は、他
の乗算部P6、P7、P10での乗算結果と共に、加算部P14〜
P17で加算され、これによって燃料噴射弁32からの燃料
噴射量ｑが決定される。

即ち本実施例の制御系は、まず実吸気量ｍcを算出
し、その算出された実吸気量ｍcとシリンダ内に流入す
る燃料量との比が所望の空燃比となるように燃料噴射量
ｑをフィードバック制御するように構成されている。

このような本実施例の制御系は、吸気管４の内壁面へ
の付着燃料量ｆwと吸気管４内での蒸発燃料量ｆvとを状
態変数として内燃機関２における燃料挙動を記述した物
理モデルに則って設計されたものである。以下この制御
系設計のための物理モデル及びその設計方法について説
明する。

尚、この種の制御系の設計方法としては、例えば、古
田勝久著「実システムのデジタル制御」システムと制
御,Vol.28,ωo.12（1984年）計測自動制御学会等に詳し
いので、ここでは簡単に説明する。また本実施例では、
スミス−デェビソン（Smith−Davison）の設計法を使用
するものとする。

まず内燃機関２のシリンダ2a内に流入する燃料量ｆc
は、燃料噴射弁42からの燃料噴射量ｑと、吸気管４の内
壁面への付着燃料量ｆwと、吸気管４内部での蒸発燃料
量ｆvとを用いて次式（14）のように記述することがで
きる。

ｆc＝γ１・ｑ＋γ２・ｆw＋γ３・ｆv …（14） 即ち上記燃料量ｆcは、燃料噴射弁42からの噴射燃料
の直接流入量γ１・ｑと、その噴射燃料が付着した吸気
通路からの間接流入量γ２・ｆwと、噴射燃料或は壁面
付着燃料の蒸発により吸気管４内部に存在する蒸発燃料
の流入量γ３・ｆvとの総和であると考えられることか
ら上式（14）のようにシリンダ2a内に流入する燃料量ｆ
cを記述することができるのである。

上式（14）において、燃料噴射量ｑは燃料噴射弁42の
制御量によって定まるので、吸気管４の内壁面への付着
燃料量ｆw及び吸気管４内での蒸発燃料量ｆvを知ること
ができれば、燃料量ｆcを予測することができる。

そこで次に上記付着燃料量ｆw及び蒸発燃料量ｆvにつ
いて考える。

まず吸気管４の内壁面への付着燃料量ｆwは、吸気行
程時のシリンダ2a内への流入によって、吸気サイクル毎
にその一部γ２が減少する他、吸気管４内部への蒸発に
よって減少し、吸気サイクルと同期して燃料噴射弁42か
ら噴射される燃料噴射量ｑの一部γ４が付着することに
よって増加する。また吸気行程毎の燃料蒸発量はγ５・
Vf/ωとして表すことができる。このため吸気管４の内
壁面への付着燃料量ｆwは次式（15）に示す如く記述で
きる。

ｆw（ｋ＋１）＝（１−γ２）・ｆw（ｋ） ＋γ４・ｑ（ｋ）−γ５・Vf（ｋ）／ω（ｋ）…（15） 一方吸気管４内部での蒸発燃料量ｆvは、吸気行程時
のシリンダ2a内への流入によって、吸気サイクル毎にそ
の一部γ３が減少する他、燃料噴射量ｑの一部γ６が蒸
発することによって増加し、更に上記付着燃料の燃料蒸
発によって増加する。このため吸気管４内の蒸発燃料量
ｆvは次式（16）に示す如く記述できる。

ｆv（ｋ＋１）＝（１−γ３）・ｆv（ｋ） ＋γ６・ｑ（ｋ）＋γ５＋Vf（ｋ）／ω（ｋ）…（16） 次に内燃機関２のシリンダ2a内に吸入された燃料量ｆ
c（ｋ）は、内燃機関２に供給された燃料混合気の燃空
比λ（ｋ）とシリンダ2a内に流入した新気量ｍc（ｋ）
とから、次式（17）のように記述できる。

ｆc（ｋ）＝ｍc（ｋ）・λ（ｋ） …（17） したがって上記各式の係数λ１〜λ６をシステム同定
の手法により決定すれば、次式（18）及び（19）に示す
如く、内燃機関２の吸気サイクルをサンプリング周期と
して離散系で表現された、吸気管４の内壁面への付着燃
料量と蒸発燃料量とを状態変数とする状態方程式（18）
及び出力方程式（19）を得ることができ、これによって
内燃機関での燃料挙動を表す物理モデルが定まる。

次に上記（18）及び（19）式で記述された物理モデル
は非線形であるので、上記物理モデルを線形近似する。

まず上式（18），（19）式において、 とすると、（18），（19）式は で表すことができる。

上式（26）において右辺に外乱Ｗ（ｋ）が加わるもの
とし、このときの変数を添え字ａで表すと、上式（26）
及び（27）は次式（26）′、（27）′に示す如くなる。

また であるとすると、上式（26）及び（27）は次式（2
6）″、（27）″に示す如くなる。

上式（26）′，（27）″及び（26）′，（27）″よ
り、 となり、（28）式において外乱Ｗはステップ状に変化す
るものとし、ΔＷ（ｋ）＝Ｗ（ｋ）−Ｗ（ｋ−１）＝０
であるとすると、（28）及び（29）式より、 となる。

したがって上式（28）′及び（29）′より、線形近似
され、サーボ系に拡大された次式（30）に示す如き状態
方程式が得られる。

次に上式（30）を次式（31）のようにみなす。

すると、離散形２次形式評価関数は次式（32）のよう
に表現できる。

ここで、重みパラメータメータ行列 を選択して、上記離散形２次形式評価関数Ｊを最小にす
る入力 は次式（33）で与えられる。

従って、上式（30）における最適フィードバックゲイ
ン は次式（34）のように定まる。

但し、 は次式（35）に示す離散形リカッチ方程式を満たす正定
対称行列である。

これによりΔ（qa（ｋ）−qr）は、次式（36）のよう
に求まる。

次に上式（36）を積分とすると、qa（ｋ）−qrは次式
（37）の如くなる。

上記（26）″、（27）″式の状態 で上式（37）の制御を行なうと、 となる。そこで（26）″に上式（38）を代入すると、 となる。従って となり、上式（42）において とし、（37）式に代入すると、 となる。

従ってこの式（45）に前述の（21）及び（22）式を代
入すると、 となり、第３図の制御系が設計できる。

尚上式（46）において、吸気管４の内壁面からの燃料
の蒸発量Vfは、吸気管４内での燃料の飽和蒸気圧Psと吸
気管４内部の圧力（吸気管圧力）Ｐとの関数として求め
ることができ、また飽和状気圧Psはセンサにより直接検
出することは難しいが、飽和蒸気圧Psは吸気管４の内壁
面への付着燃料温度Ｔの関数であり、付着燃料温度Ｔは
内燃機関２のウォータジャケット水温或は吸気ポート付
近のシリンダヘッド温度によって代表させることができ
るので、本実施例では、第２演算部P8で、水温センサ28
により検出されたウォータジャケット水温Ｔ（゜K）を
パラメータとする次式 Ps＝β１・T²−β２・Ｔ＋β３ …（47） （但し、β1,β2,β3:定数） により飽和蒸気圧ＰSを求め、更にその値と吸気管圧力
Ｐとをパラメータとするマップから蒸発量Vfを求めるよ
うにされている。

また上式（46）における吸気管４の内壁面への付着燃
料量ｆw及び吸気管４内での蒸発燃料量ｆvはセンサ等に
よって直接測定できないため、本実施例では、上記（1
8）及び（19）式の物理モデルに基づき設計されたオブ
ザーバP11を用いて推測するよう構成されている。

即ち（26）式において、 とおくと、（18）式は次式（49）の如く記述でき、 この（49）式と上式の（27）式で表現される物理モデル
のオブザーバの一般系は、次式（50）のように定まるの
で、 本実施例では、これに基づき次式（51）に示す如くオブ
ザーバP11を設計し、これにより付着燃料量ｆw及び蒸発
燃料量ｆvを推定するよう構成されている。

次に上記（46）式におけるシリンダ2a内に流入する実
吸気量ｍcは、前述したように内燃機関２の定常運転時
に冷却水温Twが一定であれば、吸気管圧力Ｐ及び回転速
度ω、もしくは吸気管圧力P,回転速度ω及び吸気温度Ti
から容易に算出することができる。しかし内燃機関２の
運転状態が変化すると、それに伴いシリンダ壁温が変動
し、吸気密度が変動するので、たとえ冷却水温Twが一定
であっても、実吸気量ｍcを正確に算出することができ
ない。

そこで本実施例では、第４図に示す如く、第１演算部
P1が、吸気量算出部P20で吸気管圧力Ｐと回転速度ωと
吸気温度Tiとに基づき基本となる吸気量ｍcoを算出する
と共に、第１シリンダ壁温算出部P21及び第２シリンダ
壁温算出部P22で前述の（５）式及び（６）式を用いて
実シリンダ壁温Tc及び定常シリンダ壁温Tcrを夫々1sec.
毎に算出し、吸気量補正演算部P23で各シリンダ壁温Tc
及びTcrの偏差に基づき前述の（12）式を用いて吸気量
ｍcoを補正し、実吸気量ｍcを算出するように構成され
ている。

尚吸気量算出部P20は、吸気管圧力Ｐと吸気温度Tiと
回転速度ωとをパラメータとする次式 ｍco＝｛β×（ω）・Ｐ−βｙ（ω）｝/Ti …（52） により吸気量ｍcoを算出する。尚上式（52）において、
β×（ω），βｙ（ω）は回転速度ωの関数を表わして
いる。

次に電子制御回路40で実行される燃料噴射量制御を第
５図及び第６図に示すフローチャートに沿って説明す
る。尚以下の説明では現在の処理において扱われる量を
添字（ｋ）で表す。

まず第５図は運転開始と共に起動され、内燃機関２の
運転中常時繰り返し実行される燃料噴射制御処理を表わ
すフローチャートである。

処理が開始されると、まずステップ100を実行し、付
着燃料量wo、蒸発燃料量vo、及び実燃料量λｍと目
標燃料量λrmとの偏差の積分値Smλを、夫々０に初期設
定する。また続くステップ110では、燃料噴射量ｑ及び
実シリンダ壁温Tcとして、予め設定された適当な初期値
ｑs及びTcsを設定する。そして続くステップ120では、
上記各センサからの出力信号に基づき、燃空比λ
（ｋ）、吸気管圧力Ｐ（ｋ）、吸気温度Ti（ｋ）、回転
速度ω（ｋ）、冷却水温Tw（ｋ）を求め、ステップ130
に移行する。

ステップ130では、上記ステップ120で求めた吸気管圧
力Ｐ（ｋ）と、内燃機関２の回転速度ω（ｋ）とに基づ
き、内燃機関２の負荷に応じた目標燃空比λｒを算出す
る。尚このステップ130では、通常、燃料混合気の空気
過剰率が１（即ち理論燃空比）となるように目標燃空比
λｒが設定され、内燃機関２の高負荷運転時等には燃料
を通常より増量して内燃機関の出力を上げるために目標
燃空比λｒがリッチ側に設定され、内燃機関２の軽負荷
運転時等には、燃料を通常より減量して燃費を向上する
ために目標燃空比λｒがリーン側に設定される。

ステップ130で目標燃空比λｒが設定されると、今度
はステップ140に移行し、上記ステップ120で求めた吸気
管圧力Ｐ（ｋ）と吸気温度Ti（ｋ）と内燃機関２の回転
速度ω（ｋ）とに基づき、前述の演算式（52）を用いて
吸気量ｍco（ｋ）を算出する吸気量算出部P20としての
処理を実行し、ステップ150に移行する。

ステップ150では、上記ステップ140で算出した吸気量
ｍco（ｋ）を、後述のシリンダ壁温算出処理で1sec.毎
に算出されるシリンダ壁温Tc及びTcrの最新値に基づ
き、前述の演算式（12）を用いて補正し、実吸気量ｍc
（ｋ）を算出する吸気量補正演算部P23としての処理を
実行する。

また続くステップ169では、上記ステップ120で求めた
吸気管圧力Ｐ（ｋ）と冷却水温Tw（ｋ）とに基づき、吸
気管2a壁面への付着燃料の蒸発量Vfを求め、その値を内
燃機関２の回転速度ω（ｋ）で除算し、前回の吸気行程
から次の吸気行程迄の間に吸気管４壁面から蒸発する燃
料量，即ち燃料蒸発量Vfw（ｋ）（＝Vf（ｋ）／ω
（ｋ））を算出する、第２演算部P8及び除算部P9として
の処理を実行する。

そして続くステップ170では、上記ステップ120で求め
た燃空比λ（ｋ）と上記ステップ150で求めた実吸気量
ｍc（ｋ）とを乗算して、前回の吸気行程時にシリンダ2
a内に流入した実燃料量ｍcλ（ｋ）を算出する第２乗算
部P3としての処理を実行し、ステップ180に移行する。

ステップ180は、上記ステップ170で求めた実燃料量ｍ
cλ（ｋ）と、前回の燃料噴射量ｑと、上記ステップ160
で求めた吸気管壁面からの燃料蒸発量Vfw（ｋ）と、前
回求めた付着燃料量wo及び蒸発燃料量voとに基づき
前述の演算式（51）を用いて付着燃料量ｗ（ｋ）及び
蒸発燃料量ｖ（ｋ）を推定する、オブザーバP11とし
ての処理を実行する。

そして続くステップ190では、上記ステップ130で設定
した目標燃空比λｒと上記ステップ150で求めた実吸気
量ｍc（ｋ）とを乗算して、シリンダ2a内に流入する目
標燃料量ｍcλｒ（ｋ）を算出する第１乗算部P2として
の処理を実行し、ステップ200に移行する。

ステップ200では、前回求めた実燃料量ｍcλと目標燃
料量ｍcλｒとの偏差の積分値Smλと、上記ステップ180
で求めた付着燃料量ｗ（ｋ）及び蒸発燃料量ｖ
（ｋ）と、ステップ190で求めた目標燃料量ｍcλｒ
（ｋ）と、ステップ160で求めた燃料蒸発量Vfw（ｋ）と
から、前述の（46）式を用いて燃料噴射量ｑ（ｋ）を算
出し、ステップ210に移行する。

そしてステップ210では、クランク角センサ26からの
検出信号に求づき決定される燃料噴射タイミングで、上
記ステップ200で算出された燃料噴射量ｑ（ｋ）に応じ
た時間燃料噴射弁42を開弁して実際に燃料噴射を行な
う、燃料噴射実行処理を実行する。

上記ステップ210で燃料噴射が実行され、内燃機関２
への燃料供給が一旦終了すると、次にステップ220に移
行し、上記ステップ170で求めた実燃料量ｍcλ（ｋ）と
ステップ180で求めた目標燃料量ｍcλｒ（ｋ）との偏差
を、前回求めた積分値Smλに加算して積分値Smλ（ｋ）
を更新する、逐次加算部P5としての処理を実行し、ステ
ップ230に移行する。そしてステップ230では、次回の処
理で付着燃料量ｗ及び蒸発燃料量ｖを推定するため
に用いる付着燃料量及び蒸発燃料量の基準値wo、vo
として、今回ステップ180で求めた付着燃料量ｗ
（ｋ）及び蒸発燃料量ｖ（ｋ）を設定し、再度ステッ
プ120に移行する。

次に第６図は1sec.毎に実行されるシリンダ壁温算出
処理を表わすフローチャートである。

この処理は前述の演算式（５）及び（６）を用いてシ
リンダ壁温Tc及びTcrを夫々算出する第１シリンダ壁温
算出部P21及び第２シリンダ壁温算出部P22としての処理
を実行するためのもので、まずステップ300で（５）式
を用いて吸気管圧力P,回転速度ω，冷却水温Twに基づき
実シリンダ壁温Tcを算出し、次ステップ310で（６）式
を用いて吸気管圧力Ｐ及び回転速度ωに基づき定常シリ
ンダ壁温Tcrを算出して、一旦処理を終了する。

以上説明したように本実施例の燃料噴射量制御装置で
は、内燃機関の運転状態に応じて動的に変化する実シリ
ンダ壁温Tcとステップ140で算出される吸気量ｍcoに対
応した定常シリンダ壁温Tcrとが1sec.毎に算出され、燃
料噴射量算出のための実吸気量ｍcとして、これら各シ
リンダ壁温Tc及びTcrの偏差に基づき吸気量ｍcoを補正
した値が用いられる。このため内燃機関２の運転状態が
変動しても実吸気量ｍcを精度よく求めることができ、
燃料噴射量ｑをシリンダ内に実際に流入する吸気量に対
応して決定することができるようになる。従ってこの制
御系で決定される燃料噴射量は、空燃比を常に目標空燃
比（＝1/λｒ）に制御し得る値となり、空燃比の制御精
度を向上することができる。

また本実施例では、制御則が内燃機関における燃料の
挙動を記述した物理モデルに基づき設定され、燃料噴射
弁からの噴射燃料が吸気管壁面への付着燃料及び吸気管
内部での蒸発燃料として吸気管内に残留し、しかもその
残留した燃料の一部が吸気行程時にシリンダ内に流入す
ることを考慮した上で燃料噴射量が決定されることか
ら、空燃比の制御精度をより向上することが可能とな
る。

ここで上記実施例では、燃料噴射量制御を内燃機関の
運転中常時実行するものとして説明したが、車両用内燃
機関では、車速及び内燃機関の回転速度が所定値以上
で、スロットルバルブが閉じられたような減速運転時に
燃料噴射を一時中止する所謂フューエルカット制御を実
行することがある。このようなフューエルカット制御が
実行される内燃機関では、フューエルカット制御実行時
にはシリンダ内部で燃料の燃焼が行なわれずシリンダ内
ガス温Tgが低下する。従ってフューエルカット制御実行
時にも上述の（５）式を用いてシリンダ内部の平均ガス
温Tgが200℃前後の一定値であるとして実シリンダ壁温T
cを算出していると、フューエルカット制御復帰時には
シリンダ壁温Tcが実際の値から大きくずれて、空燃比の
制御精度が低下してしまう。そこでこのようなフューエ
ルカット制御を実行する内燃機関では、シリンダ壁温算
出処理を第７図に示す如く実行することが望ましい。

つまり第７図に示す如く、ステップ300及びステップ3
10で実シリンダ壁温Tc及び定常シリンダ壁温Tcrを算出
する前に、現在フューエルカット制御が実行されている
か否かを判断し（ステップ320）、フューエルカット制
御が実行されている場合には、シリンダ内部に外気がそ
のまま流入するだけであるので、平均ガス温Tgとして吸
気温度Tiをそのまま設定し（ステップ330）、フューエ
ルカット制御が実行されていない通常運転時には、平均
ガス温Tgに予め設定された200℃前後の所定の値を設定
する（ステップ340）のようにすればよい。

こうすることによって実シリンダ壁温Tcを常時正確に
求めることができるようになり、フューエルカット制御
復帰時の空燃比の制御精度を確保できるようになる。

また次に上記実施例では、内燃機関における燃料の挙
動を記述した物理モデルに基づき設定された制御則によ
り、まず内燃機関のシリンダ内に流入する吸気量を算出
し、その算出された吸気量に基づき燃料噴射量を決定す
るように構成された燃料噴射制御装置に本発明を適用
し、第１及び第２のシリンダ壁温算出手段M5,M6として
働く第６図（又は第７図）のシリンダ壁温算出処理の演
算結果に基づき吸気量ｍcoを補正することで燃料噴射量
を実吸気量ｍcに対応した値に制御できるように構成し
たが、既述したように内燃機関の回転速度ωと吸気管圧
力Ｐとから基本燃料噴射量を求め、基本燃料噴射量を他
の運転状態に応じて補正することにより燃料噴射量を決
定するように構成された従来より周知の燃料噴射制御装
置に本発明を適用することもできる。

この場合、第６図又は第７図の処理によって上記実施
例と同様に実シリンダ壁温Tcと定常シリンダ壁温Tcrと
を算出し、この算出結果を用いて燃料噴射量ｑを第８図
に示す如き手順で算出し、その算出された燃料噴射量ｑ
に応じて燃料噴射弁を駆動するように構成すればよい。

つまり、第８図に示す如く、前述のステップ120と同
様にまず上記各センサからの出力信号に基づき、燃空比
λ，吸気管圧力P,吸気温度Ti,回転速度ω，及び冷却水
温Twを求め（ステップ400）、その後、内燃機関の回転
速度ωと吸気管圧力Ｐとから予め設定されたマップを用
いて基本燃料噴射量ｑoを算出し（ステップ410）、その
算出結果を吸気温度Tiに求づき吸気温補正し（ステップ
420）、その補正結果を、第６図又は第７図のシリンダ
壁温算出処理で算出された実シリンダ壁温Tc及び定常シ
リンダ壁温Tcrに基づき、前述の（13）式を用いて補正
することで燃料噴射量ｑを決定し（ステップ430）、更
に必要に応じて、ステップ400で求めた燃空比λに基づ
き空燃比のフィードバック補正を行なう（ステップ44
0）ようにすることで、内燃機関の空燃比の制御精度を
向上することができるようになるのである。

尚このように燃料噴射制御を行なう場合、ステップ42
0の処理で燃料噴射量ｑを内燃機関のシリンダ内に流入
する吸気量に対応した値に設定できるので、ステップ43
0で空燃比のフィードバック補正を行なわなくても空燃
比をほぼ正確に目標空燃比に制御することが可能とな
る。

また次に上記実施例では、制御量として燃料噴射量を
決定する燃料噴射量制御装置に本発明を適用した場合に
ついて説明したが、本発明は内燃機関の点火時期を制御
する点火時期制御装置に適用することもできる。そこで
次に本発明を点火時期制御装置に適用した場合について
説明する。

尚点火時期制御を行なう場合、制御対象が第２図に於
けるイグナイタ30の高電圧発生タイミングとなるだけ
で、制御装置には上記実施例の電子制御装置40と同様の
構成のものが使用できるので、制御装置全体の詳しい説
明は省略し、点火時期制御を行なうための制御量算出処
理（即ち点火時期算出処理）について説明する。

第９図は点火時期算出処理の一例を表わすフローチャ
ートである。

この処理は内燃機関の始動後繰り返し実行されるもの
で、処理が開始されると、まずステップ500を実行し
て、吸気圧センサ、吸気温センサ、回転速度センサ、及
び水温センサを用いて、内燃機関の各種運転状態，即ち
吸気管圧力P,吸気温度Ti,回転速度ω，及び冷却水温Tw
を算出し、次ステップ510に移行して、前述のステップ1
40と同様に、吸気管圧力Ｐと吸気温度Tiと回転速度ωと
に基づき吸気量ｍcoを算出する。そして続くステップ52
0では、その算出された吸気量ｍcoを、前述のステップ1
50と同様に、第６図又は第７図のシリンダ壁温算出処理
で算出された実シリンダ壁温Tc及び定常シリンダ壁温Tc
rに基づき、前述の（12）式を用いて補正し、実吸気量
ｍcを算出する。

このように実吸気量ｍcが算出されると、続くステッ
プ530に移行して、実吸気量ｍcと回転速度ωとをパラメ
ータとするマップから内燃機関の基本点火時期θｏを算
出し、続くステップ540に移行して、その算出された基
本点火時期θｏを更にシリンダ壁温算出処理で算出され
た実シリンダ壁温Tcに基づき遅角補正し、内燃機関の点
火時期θを決定する。

このように点火時期が算出される内燃機関の点火時期
制御装置によれば、基本点火時期を内燃機関のシリンダ
内に流入する実吸気量ｍcに対応した値に制御すること
ができ、内燃機関の運転状態に応じて最適な出力トルク
が得られるように点火時期制御を行なうことができる。

また上記点火時期算出処理では、基本点火時期θｏ
を、更にシリンダ壁温算出処理で算出された実シリンダ
壁温Tcに応じて遅角補正するように構成されているの
で、シリンダ壁温Tcが上昇してノッキングやプレイグニ
ッションが発生しやすくなった場合の点火時期制御を簡
単な構成で好適に行なうことができる。つまり内燃機関
では、シリンダ壁温が高温になると、ノッキングやプレ
イグニッションが発生し易くなるので、従来では、例え
ば特開昭57−210166号に記載の如く、燃焼室内の温度を
点火プラグの先端に設けた熱電対により検出し、その検
出した燃焼室温度が所定温度以上になったときに点火時
期を遅角補正すると入ったことが考えられているが、本
実施例では、第６図又は第７図のシリンダ壁温算出処理
によって、内燃機関の実シリンダ壁温Tcを内燃機関の回
転速度ωと吸気管圧力Ｐと冷却水温Twとから求めること
ができるので、内燃機関の燃焼室温度を検出する特別の
センサを設けることなく、燃焼室温に応じて点火時期を
遅角補正することができ、点火時期制御をより好適に行
なうことができるようになるのである。

尚上記第９図の点火時期算出処理では、実吸気量ｍc
に基づき求めた基本点火時期θｏを実シリンダ壁温Tcに
応じて遅角補正することで点火時期θを決定するものと
して説明したが、内燃機関の始動時やアイドル運転時等
には、従来より周知の始動時制御或はアイドル点火時期
補正等を併せて行なうようにすればよい。

また上記実施例では、基本点火時期θｏを、実シリン
ダ壁温Tcと定常シリンダ壁温Tcrとを用いて求めた実吸
気量ｍcに基づき算出するように構成したが、前述の燃
料噴射量算出処理と同様、従来のように基本点火時期θ
ｏを内燃機関の回転速度ωと吸気管圧力Ｐとから求め、
その値を実シリンダ壁温Tcと定常シリンダ壁温Tcrとの
偏差に基づき補正するように構成しても、基本点火時期
を内燃機関の実吸気量に対応した値に設定することがで
き、その制御精度を向上できる。

［発明の効果］ 以上説明したように本発明の内燃機関の制御装置によ
れば、内燃機関の運転状態が変動して、制御量算出手段
で算出される制御量が実際の吸気量に対応した値となら
なくなっても、実際のシリンダ壁温と制御量算出手段の
算出結果に対応した内燃機関定常運転時のシリンダ壁温
との偏差に基づき、制御量を実際の吸気量に対応した値
に補正することができ、内燃機関の制御精度を向上する
ことが可能となる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の構成を表すブロック図、第２図は実施
例の内燃機関及びその周辺装置を表す概略構成図、第３
図は燃料噴射制御のための制御系を表わすブロックダイ
ヤグラム、第４図はその制御系に於ける第１演算部を表
わすブロックダイヤグラム、第５図は燃料噴射制御処理
を表わすフローチャート、第６図はシリンダ壁温算出処
理を表わすフローチャート、第７図はフューエルカット
制御を実行する場合のシリンダ壁温算出処理を表わすフ
ローチャート、第８図は燃料噴射量の他の決定方法を説
明するための燃料噴射量算出処理を表わすフローチャー
ト、第９図は本発明を点火時期制御に適用した場合の点
火時期算出処理を表わすフローチャート、第10図は従来
の問題を説明する線図、である。 M1,2……内燃機関 M2……運転状態検出手段 （24……回転速度センサ,12……吸気圧センサ） M3……制御量算出手段 M4……冷却水温検出手段（28……水温センサ） M5……第１のシリンダ壁温算出手段 M6……第２のシリンダ壁温算出手段 M7……補正手段、40……電子制御回路

Claims (1)

(57)【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】内燃機関の吸気管圧力及び回転速度を検出
   する運転状態検出手段と、 少なくとも上記運転状態検出手段で検出された内燃機関
   の吸気管圧力及び回転速度に基づき内燃機関の制御量を
   算出する制御量算出手段と、 を備えた内燃機関の制御装置に於て、 内燃機関の冷却水温を検出する冷却水温検出手段と、 上記各検出手段で検出された内燃機関の吸気管圧力，回
   転速度及び冷却水温に基づき、動的に変化する内燃機関
   のシリンダ壁温を逐次算出する第１のシリンダ壁温算出
   手段と、 上記運転状態検出手段で検出された吸気管圧力及び回転
   速度に基づき、該各パラメータが定常状態にある場合の
   シリンダ壁温を算出する第２のシリンダ壁温算出手段
   と、 上記各シリンダ壁温算出手段で算出されたシリンダ壁温
   の偏差に基づき上記制御量を補正する補正手段と、 を備えたことを特徴とする内燃機関の制御装置。