JP2715732B2

JP2715732B2 - エンジンの空燃比制御装置

Info

Publication number: JP2715732B2
Application number: JP3230605A
Authority: JP
Inventors: 博佐藤
Original assignee: Nissan Motor Co Ltd
Current assignee: Nissan Motor Co Ltd
Priority date: 1991-09-10
Filing date: 1991-09-10
Publication date: 1998-02-18
Anticipated expiration: 2013-02-18
Also published as: JPH0571403A

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】この発明はエンジンの空燃比制御
装置、特に燃料噴射弁の噴射特性の改善に関する。

【０００２】

【従来の技術】空燃比フィードバック補正は、三元触媒
を有効に機能させるために、フィードバック制御域にお
いて常に空燃比を理論空燃比付近に維持するための補正
である（「自動車工学」・１９９１年６月号第４３頁な
いし第４７頁参照）。

【０００３】この補正では、排気管に設けたＯ_２センサ
からの信号に対応して燃料の噴射量を増量したり減量し
たりする。刻々と変化するエンジンの運転条件に対し、
一発で理論空燃比の状態に維持することは不可能である
ため、インジェクタからの燃料噴射量の増量と減量の動
作を一定の周期で繰り返す。この繰り返しによって実空
燃比が一定の周期で理論空燃比を横切り、その平均の空
燃比が理論空燃比に落ち着くのである。

【０００４】

【発明が解決しようとする課題】ところで、燃料噴射量
の調整は、燃料噴射弁が開いている時間の長さを変える
ことによって行っている。燃料の供給圧が変化してたと
えば高くなると、同じ開弁時間でもシリンダへの噴射量
が多くなり、シリンダへの供給燃料量のコントロールを
開弁時間だけで行うことができないのであるが、どのよ
うな運転条件になっても、常に噴射圧が吸気マニホール
ド負圧より一定値だけ高くなるようにすることで、開弁
時間だけによって燃料噴射量の制御が可能となるのであ
る。

【０００５】しかしながら、燃料噴射量には図８で示し
たように平均値を中心にして上下にそれぞれ数パーセン
トの誤差があるため、同じ指令値を噴射弁に与えて駆動
しても、上限値特性の噴射弁からは燃料が多めに噴か
れ、逆に下限値特性の噴射弁からは燃料が少なめに噴か
れるのであり、シリンダに吸入される混合気の空燃比が
気筒間でバラツク。

【０００６】ところで、各気筒ごとの燃焼圧力から得た
図示平均有効圧にもとづいて気筒別噴射量を計算し、こ
の気筒別噴射量で全気筒に共通の燃料噴射量を補正する
ことにより、各気筒の図示平均有効圧を目標図示平均有
効圧に近づけるものが提案されている（実願昭６１−１
９９８７号（実開昭６２−１３２２５２号）のマイクロ
フィルム参照）。図示平均有効圧と空燃比とのあいだに
相関があるので、図示平均有効圧を各気筒とも一定にす
れば結果的に空燃比が気筒間で同じになる。しかしなが
ら、図示平均有効圧は空燃比だけでなく、吸気温度や冷
却水温あるいは回転数や負荷といったエンジンの運転条
件によってその値が変わるため、図示平均有効圧そのも
のから気筒別補正量を求めたのでは、気筒別補正量が大
きくなったり小さくなったりして空燃比が安定しない。
また、特開昭６３−７５３２６号公報には、図示平均有
効圧にもとづいて燃料噴射量を設定するようにしたもの
が開示され、このものには、吸気温度補正が不要になる
との記載がある。しかしながら、このものでは、質量流
量を計測できないフラッパ式のエアフローメータを用い
たときは吸気温度による空気密度の変化を補正する必要
があり、また、スロットル開度と回転数にもとづいて燃
料噴射量を演算する場合にも空気密度の変化を補正する
必要があるのに対して、吸入空気量を直接もしくは間接
的にも検出することなく燃料噴射量を演算できるので、
吸気温度補正が不要となるといっているにすぎず、本願
発明のように、吸気温度等の運転条件の相違によって図
示平均有効圧と空燃比との相関関係がずれてしまうこと
に着目したものでない。したがって、図示平均有効圧そ
のものにもとづいて燃料噴射量を演算する場合にも、吸
気温度との運転条件の相違によって空燃比との相関関係
がずれ、これによって空燃比の補正精度が低下すること
はいうまでもない。

【０００７】そこで、気筒ごとに求めた図示平均有効圧
相当値を正規化することにより、吸気温度や冷却水温な
どの運転条件が相違しても気筒別補正量を安定させるよ
うにした装置（この装置を以下先願装置という。）を提
案した（特願平３−２２１７１０号参照）。たとえば、
図４においてθ _１よりθ _２までの燃焼に起因する有効圧
だけを用いて計算した図示平均有効圧力相当値βを、圧
縮上死点後のθ _２からθ _３までのクランク角度範囲にお
ける微小間隔δθごとの筒内圧サンプル値とシリンダ容
積とを用いて計算される圧力ゲイン（爆発行程における
所定クランク角位置での燃焼圧力相当値）γで割った値
を正規化値αとしたとき、このαと空燃比との間には図
５に示す関係があるので、図示の特性をテーブルにして
おくことで、テーブル検索により空燃比を気筒ごとに推
定できることになる。しかしながら、先願装置にはまだ
改良の余地がある。というのも、過渡時や低負荷低回転
時など、燃焼状態が悪くなる運転状態では、図示平均有
効圧力相当値βが不安定となって、空燃比を正確に推定
できなくなる。そこでこの発明は、先願装置を前提とし
て、燃焼不良時になると正規化値に代えて所定の燃焼サ
イクルにわたる正規化値の平均値を選択することによ
り、特に過渡時や低負荷低回転時などにおける燃料補正
精度の悪化を防止することを目的とする。

【０００８】

【課題を解決するための手段】この発明は、図１に示す
ように、噴射パルス幅に応じて燃料を供給する噴射弁４
１を気筒ごとに備える一方で、運転条件に応じて全気筒
に共通する基本噴射パルス幅を計算する手段４２と、こ
の基本噴射パルス幅を駆動信号に変えて前記噴射弁４１
に出力する手段４３とを備えるエンジンの空燃比制御装
置において、シリンダ内の燃焼圧力を気筒ごとに検出す
るセンサ４４と、このセンサ検出値と微小クランク角度
当たりのシリンダ容積変化量との積を少なくとも爆発行
程を含む所定のクランク角範囲にわたって気筒ごとに積
分する手段４５と、この積分値を圧縮上死点後の所定ク
ランク角位置での燃焼圧力相当値で割ることによって気
筒ごとに正規化する手段４６と、所定の燃焼サイクルに
わたってこの正規化値の平均値を気筒ごとに計算する手
段４７と、前記センサ検出値にもとづいて燃焼状態が良
好であるか不良であるかを気筒ごとに判定する手段４８
と、この判定結果にもとづき燃焼良好時には前記正規化
値を、燃焼不良時になると前記正規化値の平均値を気筒
ごとにそれぞれ選択する手段４９と、この気筒ごとの選
択値と理論空燃比相当値との比較により選択値が理論空
燃比相当値よりも小さいと供給燃料を増量し、大きいと
減量する値を噴射弁補正量として気筒別に計算する手段
５０と、この気筒別の噴射弁補正量で前記全気筒に共通
の基本噴射パルス幅を気筒ごとにそれぞれ補正する手段
５１とを設けた。

【０００９】

【作用】標準特性の噴射弁により形成される混合気の空
燃比をベース空燃比として、かりに１番気筒の噴射弁
が、標準より多く噴射する特性のものだったとすると、
この噴射弁により１番気筒では空燃比がベース空燃比よ
りもリッチ側にずれる。

【００１０】このとき、１番気筒の供給燃料を減量する
噴射弁補正量が計算され、この補正量で全気筒に共通な
基本噴射パルス幅Ｔｐが減量補正されると、１番気筒で
は供給燃料量が少なくされ、これにより１番気筒ではシ
リンダに流入する混合気がベース空燃比の混合気と同一
にされる。

【００１１】この逆に、１番気筒の噴射弁から標準より
少ない燃料しか噴かれないときは、今度は噴射弁補正量
により１番気筒の供給燃料量が多くされ、これによりベ
ース空燃比の混合気と同一にされる。

【００１２】こうした噴射弁補正量による補正が他の噴
射弁についても気筒ごとに行われると、どの気筒でもベ
ース空燃比の混合気がシリンダに供給される。

【００１３】一方、燃焼圧力センサ検出値と微小クラン
ク角度当たりのシリンダ容積変化量との積を少なくとも
爆発行程を含む所定のクランク角範囲にわたって積分し
た値は、図示平均有効圧力相当であり、この値は、吸気
温度や冷却水温が低下するなど運転条件の変化に応じて
変化し、この値から計算する噴射弁補正量が同じになら
ない。

【００１４】このとき、図示平均有効圧の上記積分値
が、当該気筒の圧縮上死点後の所定クランク角度位置で
の燃焼圧力相当値で割られることによって正規化される
と、正規化値は運転条件が変化しても同じになる。たと
えば、吸気温度が低下すると積分値が大きくなるが、吸
気温度の低下により圧縮上死点後の所定のクランク角位
置での燃焼圧力相当値も同じ割合で大きくなるため、両
者の商である正規化値は変わらないのである。また、当
該気筒の圧縮行程における所定のクランク角位置での燃
焼燃焼圧力相当値を用いて正規化したときは、圧縮行程
の圧力が燃焼前のガス温度に比例するため、燃焼温度に
よる変化を正規化できず、気筒間で空燃比と正規化値の
関係が異なり、また冷却水温、吸気温度などによってそ
の関係が変わるのであるが、本発明では、当該気筒の圧
縮上死点後の所定のクランク角位置での燃焼圧力相当値
を用いて正規化するので、燃焼前のガス温度や冷却水
温、吸気温度などが変化しても正規化精度が低下するこ
とがない。

【００１５】以上は先願装置と同じである。しかしなが
ら、先願装置では、過渡時や低負荷低回転時など、燃焼
状態がきわめて悪くなる運転状態では、図示平均有効圧
力相当の上記積分値が不安定となるため、噴射弁補正量
を正確に推定することができなくなる。

【００１６】このとき本発明では、燃焼不良が判定手段
４８によって判定され、選択手段３１で上記の正規化値
に代えてその平均値が選択されると、平均値は、燃焼が
不良となる前の燃焼良好時のデータであるため、燃焼不
良時においても、燃料補正精度が悪くなることがない。

【００１７】

【実施例】図２において、１はエンジンの回転数Ｎｅを
検出するセンサ、２はエアクリーナから吸入される空気
量Ｑａを検出するエアフローメータで、これらはマイコ
ンからなるコントロールユニット１１に入力されてい
る。

【００１８】燃料の噴射は、量が多いときも少ないとき
も、各気筒の吸気ポートに設けた一か所の燃料噴射弁８
ａ〜８ｄ（図は４気筒）から供給するので、量の調整は
コントロールユニット１１によりその噴射時間で行う。
噴射時間が長くなれば噴射量が多くなり、噴射時間が短
くなれば噴射量が少なくなる。混合気の濃さつまり空燃
比は、一定量の吸入空気に対する燃料噴射量が多くなれ
ばリッチ側にずれ、燃料噴射量が少なくなればリーン側
にずれる。

【００１９】したがって、吸入空気量との比が一定とな
るように燃料の基本噴射量を決定してやれば運転条件が
相違しても同じ空燃比の混合気が得られる。ただし、燃
料の噴射はエンジンの１回転について１回行われるの
で、基本噴射パルス幅計算手段５では１回転で吸い込ん
だ空気量に対して１回転当たりの基本噴射パルス幅Ｔｐ
（＝Ｋ・Ｑａ／Ｎｅ、ただしＫは定数）を、そのときの
吸入空気量Ｑａとエンジン回転数Ｎｅとから求めるので
ある。通常、標準特性の噴射弁を用いてこの基本噴射パ
ルス幅Ｔｐにより決定される空燃比をベース空燃比とい
い、ベース空燃比は理論空燃比付近になっている。

【００２０】排気管にはエンジンから排出されてくるＣ
Ｏ，ＨＣ，ＮＯｘといった三つの有害成分を処理する三
元触媒が設けられる。この三元触媒が三成分を同時に処
理できるのは、シリンダに供給している混合気の空燃比
が理論空燃比を中心とする狭い範囲にあるときだけであ
る。この範囲より実空燃比が少しでもリッチ側にずれる
とＣＯ，ＨＣの排出量が増し、逆にリーン側にずれると
ＮＯｘが多く排出される。

【００２１】ところが、同じ値の基本噴射パルス幅Ｔｐ
ですべての噴射弁８ａ〜８ｄを駆動しても、これら噴射
弁８ａ〜８ｄに図８で示した噴射特性のバラツキがあっ
たり、経時変化によって噴射特性のバラツキがあらたに
生じると、実際にシリンダに供給される燃料量が気筒間
で相違し、多く噴射された気筒では空燃比が理論空燃比
よりもリッチ側に、少なく噴射された気筒では空燃比が
理論空燃比よりもリーン側に傾く。

【００２２】こうした噴射弁特性のバラツキの影響を受
けないようにするには、まず各気筒に供給される混合気
の空燃比が実際にリッチ、リーンのいずれの側になって
いるかを知らなければならない。

【００２３】さて、所定のクランク角度位置θにおける
筒内圧とシリンダ容積をθの関数としてそれぞれＰ
（θ），Ｖ（θ）としたとき、次の式

【数１】で与えるβは、図示平均有効圧力（積分範囲はクランク
角度で７２０度）に比例するが、ここでは図４で示した
ように、θ_１を圧縮上死点前１８０度、θ_４を圧縮上死
点後１８０度とすることによって燃焼に起因する有効圧
力だけを用いることとし、ポンピング損失は考えない。
なお、θ_１，θ_４を上記以外の値にすると、後述する
（２）式のβがオフセット量をもつなど誤差が生じるこ
とを確認している。

【００２４】ここで、筒内圧センサ検出値を微小なクラ
ンク角度間隔δθごとにサンプリングすると、ｉ番めの
測定点に当たるクランク角度位置での筒内圧Ｐ_ｉと同じ
クランク角度位置でのδθ当たりのシリンダ容積変化量
（ｄＶ／ｄθ）_ｉはＰ_ｉ＝Ｐ（θ_１＋ｉ・δθ）（ｄＶ／ｄθ）_ｉ＝（Ｖ_ｉ＋ｉ−Ｖ_ｉ）／δθ と近似できるので、台形積分法を用いれば

【数２】によりβを計算することができる。もちろんこのβは図
示平均有効圧力相当である。

【００２５】ただし、（２）式においてＶ_ｉ＋ｉ，Ｖ_ｉはＶ_ｉ＋１＝Ｖ（θ_１＋（ｉ＋１）・δ０），Ｖ_ｉ＝Ｖ（θ_１＋ｉ・δθ）である。また、ｎはサンプル総数でｎ＝（θ_４−θ_１）
／δθである。

【００２６】一方、シリンダ容積Ｖそのものはエンジン
の設計寸法から

【数３】で計算することができる。

【００２７】ただし、（３）式においてＶＳＴは行程容
積、ＣＲは圧縮比、Ｂはコンロッド長／ストローク長の
２倍である。

【００２８】（２）式の図示平均有効圧力相当値βは空
燃比と相関関係を有する。たとえば、空燃比を理論空燃
比よりリッチ側にすると燃焼圧力が高くなるためβが大
きくなり、この逆に空燃比をリーン側にするとβが小さ
くなる。したがって、βを用いて各気筒の空燃比がリッ
チ、リーンのいずれにあるかを判断し、その結果に応じ
て気筒別に供給燃料量を補正することにより、各気筒の
空燃比を同じ値にすることができる。こうした提案は数
多くされている。

【００２９】しかしながら、このβは空燃比だけでなく
吸気温度や冷却水温あるいは回転数や負荷といったエン
ジンの運転条件によってその値が変わるため、βそのも
のから補正量を求めたのでは、補正量が大きくなったり
小さくなったりして安定しないのである。

【００３０】この点を解決するため、次式ａ＝β／γ…（４）のようにβを圧力ゲインγによって割った値を考える。

【００３１】γは図４に示した爆発行程におけるθ_２か
らθ_３までのクランク角度範囲における微小間隔δθご
との筒内圧サンプル値とシリンダ容積を用いて以下のよ
うにして求めるものである。なお、発明者の実験によれ
ば、θ_２が圧縮上死点後６０度、θ_３が圧縮上死点後１
００度程度が望ましいことを確認している。

【００３２】爆発行程にあるθ_２からθ_３のあいだでは
シリンダ内の燃焼ガスがポリトロープの関係、すなわちＰ・Ｖ^ｃ＝一定値を保ちつつ膨張すると仮定することができ（Ｃ≒１．
３）、各測定点での筒内圧サンプル値Ｐ_ｊとシリンダ容
積Ｖ_ｊからＣ_ｊ＝Ｐ_ｊ・Ｖ_ｊ ^１．３によってＣ_ｊをそれぞれ計算し、その平均値を

【数４】によって求める。

【００３３】ただし、（５）式のｋはθ_２からθ_３まで
のサンプル数でｋ＝（θ_３−θ_２）／δθである。

【００３４】（５）式の平均値を用いて所定のクランク
角度位置、たとえばθ_２における圧力ゲインγを

【数５】によって定義すると、γは燃焼圧力に相当する。

【００３５】しかも、燃焼圧力Ｐには、ＰＶ＝ｍＲＴの関係があることが知られているため、γも燃焼ガス量
と燃焼温度の積に比例する。ただし、ｍはガス量、Ｒは
ガス定数、Ｔはガス温度である。

【００３６】このようにして求めたγとβからαを
（４）式により計算し、所定の運転条件において、空燃
比とαの関係を発明者の実験により確認したところ、図
５に示す関係があり、しかもこの理論空燃比を中心にし
て線形となる関係は、エンジンが同一である限り運転条
件を相違させても変わらないことがわかった。これは、
燃焼ガス量当たりの発生エネルギが空燃比によって所定
の値になることによって説明され、それが運転条件に依
存せずエンジンの構成が同一であれば同じ値を示すこと
によるものである。つまり、図示平均有効圧力相当値β
が圧力ゲインγにより運転条件に関して正規化されたわ
けである。

【００３７】この関係を用いて気筒ごとに空燃比を理論
空燃比（１４．６）の近くに制御するには、各気筒で燃
焼ごとにαを計算し、これが理論空燃比相当値α_０より
も大きいと、燃料噴射量の前回補正量を一定値だけ減ら
し、この逆にα_０より小さければ前回補正量を一定値だ
け増やすように補正してやればよい。

【００３８】こうした燃料補正を行うため、図２で示し
たように、クランク角度センサ３とシリンダ内の燃焼圧
力（筒内圧）を検出するセンサ（たとえば点火プラグの
座金状に形成される）４ａ〜４ｄからの検出値にもとづ
いて噴射弁補正量計算手段６が気筒別に噴射弁補正量Δ
Ｔａ〜ΔＴｄを計算し、これらを噴射量補正手段７ａ〜
７ｄが上記基本噴射パルス幅Ｔｐに気筒別に加算してい
る。なお、図には４気筒の例を示すが、これに限られる
ものではない。

【００３９】また、噴射弁補正量計算手段６では、各気
筒に対して同じように動作するので、ここでは１番気筒
で代表させて述べると、１番気筒に対して図３に示した
回路が組まれている。なお、各回路の機能は実際にはソ
フトウエアで果たされている。

【００４０】図３において、サンプリング手段２１で
は、θ_１からθ_４までのあいだδθごとに１番気筒の筒
内圧センサ検出値がサンプリングされ、Ｐ_０からＰ_ｎま
での合計ｎ＋１個のデータがメモリに格納される。δθ
当たりのシリンダ容積変化量についても、シリンダ容積
変化量計算手段２３からの信号を受けて、（ｄＶ／ｄ
θ）_０から（ｄＶ／ｄ０）_ｎまでの合計ｎ＋１個の値が
メモリに記億される。

【００４１】これら２つのデータサンプリングが終了し
た時点、つまりθ_４を過ぎた時点で、掛算器２４、積算
手段２５により（２）式によって図示平均有効圧力相当
値βが計算される。

【００４２】一方、シリンダ容積計算手段２２によりθ
_２からθ_３までのあいだδθごとに計算されたシリンダ
容積Ｖ_０からＶ_ｋまでの合計ｋ＋１個のデータもメモリ
に記憶されており、平均値計算手段２６ではこのシリン
ダ容積データとメモリ内のθ_２からθ_３までの筒内圧デ
ータとを用いて、（５）式により平均値が求められる。
さらに、除算器２７で（６）式により圧力ゲインγが、
除算器２８で上記のβをγで割ることによって正規化値
αが求められる。

【００４３】こうして求められた正規化値αは、比較器
３２で理論空燃比相当値α_０と比較され、α＞α_０であ
れば空燃比がリッチ側にあると判断され、補正量計算手
段３３でメモリに格納している補正量ΔＴａが一定値Δ
Ｔだけ減じられる。この逆にα＜α_０であれば空燃比が
リーン側にあるとして補正量ΔＴａが一定値ΔＴだけ増
される。このΔＴだけ増減した値はふたたびメモリに格
納しておく。つまり、ここでの補正量ΔＴａは学習値と
して構成され、ΔＴａは正負のいずれの値もとることに
なる。

【００４４】残りの気筒についても、気筒ごとに求めた
図示平均有効圧力相当値が上記のようにして正規化さ
れ、その正規化値から残りの気筒の噴射弁補正量ΔＴｂ
〜ΔＴｄが求められる。

【００４５】ここで、この例の作用を説明すると、１番
気筒の噴射弁８ａが図８において、かりに上限値の特性
をもつ噴射弁だったとすると、この噴射弁によれば多く
の燃料が噴射されるため、１番気筒では空燃比がベース
空燃比よりもリッチ側にずれる。

【００４６】このとき、正規化値αはα_０より小さくな
り、補正量ＴａがΔＴだけ減量されると、供給燃料量が
少なくされる。これにより１番気筒ではシリンダに流入
する混合気がベース空燃比の混合気と同一にされる。

【００４７】この逆に、１番気筒の噴射弁６ａが図８で
下限値特性の噴射弁であったとしても、今度はαａ＞α
_０より供給燃料量が多くされ、これによりベース空燃比
の混合気と同一にされる。

【００４８】つまり、噴射弁補正量ΔＴａ〜ΔＴｄは理
論空燃比からのずれに応じた値であり、このΔＴａ〜Δ
ＴｄによってＴｐを増減することで、どの気筒にも同量
の燃料量を供給するのである。いいかえると、噴射弁に
より噴射量が多いもの、少ないものがあるなど各気筒で
噴射量がバラツクことがあっても、また長期の使用に伴
う噴射弁の目づまりなどによってその後に気筒間で噴射
量のバラツキが生じたときにも、そうしたことに関係な
く、すべての気筒の空燃比を同じにすることができるの
である。

【００４９】ところで、（２）式のβそのものは、運転
条件が変化すると、その値が異なってくるので、βにも
とづいて噴射弁補正量を求めるのでは補正量が不安定と
なって、空燃比制御精度がおちる。たとえば、ある吸気
温度や冷却水温のときβが理論空燃比相当値と一致して
いても、その温度より吸気温度が低いときには、空気の
充填効率がよくなるので、その分βの値が大きくなる。
しかしながらこのβの増加を抑えようと燃料が減量され
る結果、空燃比がリーン側にずれてしまうのである。

【００５０】これに対して、この例によれば、上記のよ
うに吸気温度の低下により図示平均有効圧力相当値βが
大きくなると、これに合わせて圧力ゲインγも同じ割合
で大きくなるため、β／γの値（αの値）は変わらな
い。つまり、βは吸気温度や冷却水温に応じて変化する
のであるから、同じように変化する別の圧力相当値γを
分母にもってくることによって、温度の影響を除いたの
である。

【００５１】この結果、エンジンの設計寸法、燃焼室形
状が同一であるかぎり、吸気温度や冷却水温が変わろう
と、噴射弁補正量を同じにして、ベース空燃比への制御
精度を高めることができるのである。

【００５２】なお、温度の影響を除く意味からは、爆発
行程の筒内圧から求めた圧力ゲインγのかわりに、同様
の計算方法で圧縮行程の圧力を用いてβを正規化するこ
とが考えられる。しかしながら、圧縮行程の圧力は燃焼
前のガス温度に比例するため燃焼温度による変化を正規
化できず、気筒間で空燃比と正規化値の関係が異なるこ
と、また冷却水温、吸気温度などによってその関係が変
わることが発明者の実験によってわかっており、圧力ゲ
インγはあくまで圧縮上死点後の筒内圧から求めなけれ
ばならない。

【００５３】また、βから求めた噴射弁補正量により定
常時は理論空燃比付近に制御されていても、過渡時にな
ると空燃比がリッチあるいはリーン側へとずれることが
あるのに対して、正規化値αから求めた噴射弁補正量に
よれば過渡時の理論空燃比への制御精度も高い。

【００５４】さらに、Ｏ_２センサや広域空燃比センサを
用いた空燃比補正では、センサ位置への排気ガス到達遅
れ、センサ自体の応答遅れなどによって特に３０００回
転以上の高回転時や過渡時に空燃比が理論空燃比からず
れやすいのであるが、この例では燃焼圧力を直接用いて
αを求めているので、高回転時や過渡時の応答性もよい
のである。

【００５５】ところで、過渡時や低負荷低回転時など、
燃焼状態がきわめて悪くなる運転状態では、図示平均有
効圧力相当値βが不安定となって、図５のαが上下に変
動してしまうので、空燃比がリッチ、リーンのいずれの
側にあるのかを正確に推定することができず、気筒別の
燃料補正精度が悪くなる。

【００５６】こうした影響を避けるため、この例では、
図３に示したように、所定の燃焼サイクル（たとえば過
去の１０燃焼サイクル）にわたって正規化値αの平均値
を計算する手段２９を設けておき、燃焼状態が不良にな
ると、選択手段３１により正規化値αに代えて、αの平
均値に切換えるのである。

【００５７】このとき、比較器３２ではαの平均値がα
_０より大きいと、ΔＴａ＝ΔＴａ−ΔＴとし、逆に小さ
ければΔＴａ＝ΔＴａ＋ΔＴとして補正量を決定する。

【００５８】燃焼状態判定手段３０による燃焼良好か燃
焼不良かの判定は、図４において筒内圧からポンピング
圧力を差し引き、この差圧ΔＰ_ｍａｘが最大となるクラ
ンク角度θΔ_ｐｍａｘと、筒内圧そのものが最大となる
クランク角度θ_ｍａｘをそれぞれ検出し、両検出値の角
度差δ（＝θΔ_ｐｍａｘ−θ_ｐｍａｘ）と所定値δ_０と
を比較することによって行う。

【００５９】燃焼状態が不良になったときの筒内圧波形
は、図６に示したように筒内圧波形のピーク位置はその
ままでピーク値が小さくなるケースと、図７のように筒
内圧波形がゆがんだかたちになるかのいずれかしかな
く、燃焼不良により燃焼良好時の筒内圧波形がそのまま
右にずれるケースはない。

【００６０】これら２つのケースに対応して、差圧ΔＰ
_ｍａｘの波形を重ねて示すと、これが図６と図７で下側
に位置する２つの波形である。

【００６１】図６からみてみると、燃焼良好時の角度差
δ_１０（＝θΔ_{ｐｍａｘ１}−θ_ｐｍａｘ）と燃焼不良時
の角度差δ_２０（＝θΔ_{ｐｍａｘ２}−θ_ｐｍａｘ）の大
小関係は、δ_１０＜δ_２０となるので、δ_１０とδ_２０
のあいだに所定値δ_０を設けることによって、δ_１０＜
δ_０のときは燃焼状態が良好にあると、δ_０＜δ_２０の
ときは燃焼状態が不良であると判断できる。

【００６２】同様にして図７においても、常に燃焼良好
時の角度差δ_１１（＝θΔ_{ｐｍａｘ１}−θ_{ｐｍａｘ１}）
についてδ_１１＜δ_０となり、燃焼不良時の角度差δ
_２１（＝θΔ_{ｐｍａｘ２}−θ_{ｐｍａｘ２}）についてδ_０
＜δ_２１となることを実験により確認している。

【００６３】このようにして、燃焼状態の良、不良を判
断し、その結果より燃焼良好時は正規化値αをそのまま
用い、燃焼不良時になると所定の燃焼サイクルにわたっ
てαを平均した値を用いることにより、空燃比がリッ
チ、リーンのいずれの側にあるのかを推定するときの信
頼性が増し、特に過渡時や低負荷低回転時など燃焼状態
がきわめて悪い運転状態で燃料補正精度が悪くなること
を防止できるのである。

【００６４】また、燃焼不良時に平均値を使うことの意
義は以下のようなものである。

【００６５】たとえばエアフローメータの故障により基
本噴射パルス幅の設定がくるって空燃比が１０％リーン
になったときを考え、故障後数サイクルはリーンである
状態が続くように筒内圧信号による燃料補正の速度を設
定したとする。このとき燃焼不良によるあいまい情報を
切り捨てて気筒別の燃料補正をしないとするよりも、燃
焼良好時にリーンと判断した過去のデータによる平均値
を用いることによって補正速度を維持することができ
る。つまり、燃焼不良時においても、燃焼良好時のデー
タである平均値を用いて燃料補正を継続するほうが過渡
時の応答性がよく、制御上も好ましいのである。なお、
補正速度を早めるための一般的な方法である制御ゲイン
を高めることは、定常状態で空燃比の微小変化に対する
制御変動が大きくなるので好ましくない。

【００６６】

【発明の効果】この発明では、各気筒について、爆発行
程を含んだ燃焼圧力の検出値にもとづいて図示平均有効
圧力相当値を求め、この値を圧縮上死点後の所定クラン
ク角位置での燃焼圧力相当値で割ることによって正規化
する一方で、燃焼状態を判定し、燃焼良好時はこの正規
化値を、燃焼不良時になると所定の燃焼サイクルにわた
る正規化値の平均値を選択し、この選択値と理論空燃比
相当値とのずれに応じて気筒別の噴射弁補正量を求め、
この気筒別の噴射弁補正量で全気筒に共通の基本噴射パ
ルス幅を気筒ごとに補正するため、噴射弁特性に気筒間
バラツキがあっても各気筒の空燃比を揃えることができ
るほか、吸気温度や冷却水温などの運転条件が相違して
も空燃比補正精度を高めることができ、かつ特に過渡時
や低負荷低回転時などにおける燃料補正精度の悪化を防
止できる。

【図面の簡単な説明】

【図１】この発明のクレーム対応図である。

【図２】一実施例のシステム図である。

【図３】噴射弁補正量計算手段のブロック図である。

【図４】筒内圧センサによる燃焼圧力の波形図である。

【図５】正規化値αと空燃比の相関を示す特性図であ
る。

【図６】筒内圧と差圧ΔＰ_ｍａｘの各波形図である。

【図７】筒内圧と差圧ΔＰ_ｍａｘの各波形図である。

【図８】燃料噴射弁の噴射量特性図である。

【符号の説明】

１エンジン回転数センサ２エアフローメータ３クランク角度センサ４ａ〜４ｄ筒内圧センサ（燃焼圧力センサ）５基本噴射パルス幅計算手段６噴射弁補正量計算手段７ａ〜７ｄ噴射量補正手段８ａ〜８ｄ燃料噴射弁１１コントロールユニット２１サンプリング手段２２シリンダ容積計算手段２３シリンダ容積変化量計算手段２４掛算器２５積算手段２６平均値計算手段２７除算器２８除算器２９平均値計算手段３０燃焼状態判定手段３１選択手段３２比較器３３補正量計算手段４１燃料噴射弁４２基本噴射パルス幅計算手段４３駆動信号出力手段４４燃焼圧力センサ４５積分手段４６正規化手段４７平均値計算手段４８燃焼状態判定手段４９選択手段５０噴射弁補正量計算手段５１噴射量補正手段

Claims

(57)【特許請求の範囲】

【請求項１】噴射パルス幅に応じて燃料を供給する噴
射弁を気筒ごとに備える一方で、運転条件に応じて全気
筒に共通する基本噴射パルス幅を計算する手段と、この
基本噴射パルス幅を駆動信号に変えて前記噴射弁に出力
する手段とを備えるエンジンの空燃比制御装置におい
て、シリンダ内の燃焼圧力を気筒ごとに検出するセンサ
と、このセンサ検出値と微小クランク角度当たりのシリ
ンダ容積変化量との積を少なくとも爆発行程を含む所定
のクランク角範囲にわたって気筒ごとに積分する手段
と、この積分値を当該気筒の圧縮上死点後の所定クラン
ク角位置での燃焼圧力相当値で割ることによって正規化
する手段と、所定の燃焼サイクルにわたってこの正規化
値の平均値を気筒ごとに計算する手段と、前記センサ検
出値にもとづいて燃焼状態が良好であるか不良であるか
を気筒ごとに判定する手段と、この判定結果にもとづき
燃焼良好時には前記正規化値を、燃焼不良時になると前
記正規化値の平均値を気筒ごとにそれぞれ選択する手段
と、この気筒ごとの選択値と理論空燃比相当値との比較
により選択値が理論空燃比相当値よりも小さいと供給燃
料を増量し、大きいと減量する値を噴射弁補正量として
気筒別に計算する手段と、この気筒別の噴射弁補正量で
前記全気筒に共通の基本噴射パルス幅を気筒ごとにそれ
ぞれ補正する手段とを設けたことを特徴とするエンジン
の空燃比制御装置。