JP3134624B2 - 内燃機関の空燃比制御装置 - Google Patents
内燃機関の空燃比制御装置Info
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- JP3134624B2 JP3134624B2 JP05234950A JP23495093A JP3134624B2 JP 3134624 B2 JP3134624 B2 JP 3134624B2 JP 05234950 A JP05234950 A JP 05234950A JP 23495093 A JP23495093 A JP 23495093A JP 3134624 B2 JP3134624 B2 JP 3134624B2
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Classifications
-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
- F02D—CONTROLLING COMBUSTION ENGINES
- F02D41/00—Electrical control of supply of combustible mixture or its constituents
- F02D41/02—Circuit arrangements for generating control signals
- F02D41/14—Introducing closed-loop corrections
- F02D41/1438—Introducing closed-loop corrections using means for determining characteristics of the combustion gases; Sensors therefor
- F02D41/1439—Introducing closed-loop corrections using means for determining characteristics of the combustion gases; Sensors therefor characterised by the position of the sensor
- F02D41/1441—Plural sensors
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、内燃機関の空燃比制御
装置に関し、詳細には排気浄化触媒コンバータの上流側
と下流側とに配置した空燃比センサの出力に基づいて機
関の燃焼空燃比を制御する内燃機関の空燃比制御装置に
関する。
装置に関し、詳細には排気浄化触媒コンバータの上流側
と下流側とに配置した空燃比センサの出力に基づいて機
関の燃焼空燃比を制御する内燃機関の空燃比制御装置に
関する。
【０００２】
【従来の技術】内燃機関の排気通路に三元触媒コンバー
タを配置し、排気中のＮＯX 、ＨＣ、ＣＯの３つの有害
成分を同時に浄化する技術が知られている。また三元触
媒は、流入する排気の空燃比が理論空燃比近傍の極めて
狭い範囲にある場合にのみ上記三成分を同時に浄化可能
であることから、触媒コンバータに流入する排気空燃比
を理論空燃比近傍に維持することが排気性状を良好に保
つ上で重要となる。この目的で、排気通路の触媒コンバ
ータ上流側にＯ2 センサ等の空燃比センサを設けて実際
に触媒コンバータに流入する排気空燃比を検出するとと
もに、検出した排気空燃比に基づいて排気空燃比を理論
空燃比に維持するように機関への燃料供給量をフィード
バック制御することが一般に行われている。（なお、本
明細書中では、触媒コンバータ上流側の排気通路、及び
機関燃焼室、吸気通路等に供給された空気の量と燃料の
量との比を排気空燃比と呼び、機関燃焼室内における燃
焼の空燃比を燃焼空燃比と呼ぶこととする。従って触媒
コンバータ上流側の排気通路に燃料または二次空気が供
給されない場合には、排気空燃比と燃焼空燃比とは一致
することになる。）ところが、上述のように、触媒コン
バータ上流側に設けた空燃比センサの出力信号に応じて
機関燃焼空燃比を制御すると、実際には問題を生じる場
合がある。
タを配置し、排気中のＮＯX 、ＨＣ、ＣＯの３つの有害
成分を同時に浄化する技術が知られている。また三元触
媒は、流入する排気の空燃比が理論空燃比近傍の極めて
狭い範囲にある場合にのみ上記三成分を同時に浄化可能
であることから、触媒コンバータに流入する排気空燃比
を理論空燃比近傍に維持することが排気性状を良好に保
つ上で重要となる。この目的で、排気通路の触媒コンバ
ータ上流側にＯ2 センサ等の空燃比センサを設けて実際
に触媒コンバータに流入する排気空燃比を検出するとと
もに、検出した排気空燃比に基づいて排気空燃比を理論
空燃比に維持するように機関への燃料供給量をフィード
バック制御することが一般に行われている。（なお、本
明細書中では、触媒コンバータ上流側の排気通路、及び
機関燃焼室、吸気通路等に供給された空気の量と燃料の
量との比を排気空燃比と呼び、機関燃焼室内における燃
焼の空燃比を燃焼空燃比と呼ぶこととする。従って触媒
コンバータ上流側の排気通路に燃料または二次空気が供
給されない場合には、排気空燃比と燃焼空燃比とは一致
することになる。）ところが、上述のように、触媒コン
バータ上流側に設けた空燃比センサの出力信号に応じて
機関燃焼空燃比を制御すると、実際には問題を生じる場
合がある。
【０００３】すなわち、上述のような制御を行うと個々
の空燃比センサの出力特性のばらつきが直接制御に反映
されてしまうため、空燃比制御の精度が悪化する場合が
生じる。また、触媒コンバータ上流側では各気筒から排
出された排気ガスが均一に混合しておらず、上流側空燃
比センサの配置によってはセンサが特定の気筒の排気空
燃比変動を検出してしまうため、全体として触媒コンバ
ータに流入する排気空燃比を正確に理論空燃比近傍に制
御することが困難な場合がある。更に、触媒コンバータ
上流側では排気温度が高く空燃比センサが劣化し易いた
め、劣化によりセンサ出力特性が経年変化した場合にも
同様な問題が生じる。
の空燃比センサの出力特性のばらつきが直接制御に反映
されてしまうため、空燃比制御の精度が悪化する場合が
生じる。また、触媒コンバータ上流側では各気筒から排
出された排気ガスが均一に混合しておらず、上流側空燃
比センサの配置によってはセンサが特定の気筒の排気空
燃比変動を検出してしまうため、全体として触媒コンバ
ータに流入する排気空燃比を正確に理論空燃比近傍に制
御することが困難な場合がある。更に、触媒コンバータ
上流側では排気温度が高く空燃比センサが劣化し易いた
め、劣化によりセンサ出力特性が経年変化した場合にも
同様な問題が生じる。
【０００４】この問題を解決するために、上流側空燃比
センサの他に触媒コンバータの下流側の排気通路にも空
燃比センサ（下流側空燃比センサ）を配置し、上流側空
燃比センサの出力信号に基づく空燃比制御に加えて、下
流側空燃比センサの出力に基づいて空燃比制御を行うよ
うにした、いわゆるダブルセンサシステムが提案されて
いる（特開昭６３−１９５３５１号公報参照）。
センサの他に触媒コンバータの下流側の排気通路にも空
燃比センサ（下流側空燃比センサ）を配置し、上流側空
燃比センサの出力信号に基づく空燃比制御に加えて、下
流側空燃比センサの出力に基づいて空燃比制御を行うよ
うにした、いわゆるダブルセンサシステムが提案されて
いる（特開昭６３−１９５３５１号公報参照）。
【０００５】触媒コンバータ下流側では、各気筒からの
排気は均一に混合されているため、下流側空燃比センサ
が特定気筒の影響を受けることが少なく、また排気ガス
温度も上流側に較べて低くなっているためセンサの劣化
による出力特性の変化も少ない。このため、ダブルセン
サシステムにおいては、下流側空燃比センサ出力に基づ
いて上流側空燃比センサによる空燃比フィードバック制
御を補正することにより、上流側空燃比センサの出力特
性の経年変化やばらつきによる空燃比制御のずれは下流
側空燃比センサにより補正され、より正確な空燃比制御
が行われる。
排気は均一に混合されているため、下流側空燃比センサ
が特定気筒の影響を受けることが少なく、また排気ガス
温度も上流側に較べて低くなっているためセンサの劣化
による出力特性の変化も少ない。このため、ダブルセン
サシステムにおいては、下流側空燃比センサ出力に基づ
いて上流側空燃比センサによる空燃比フィードバック制
御を補正することにより、上流側空燃比センサの出力特
性の経年変化やばらつきによる空燃比制御のずれは下流
側空燃比センサにより補正され、より正確な空燃比制御
が行われる。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】ところが、ダブルセン
サシステムでは、三元触媒のＯ2 ストレージ作用のた
め、下流側空燃比センサでは上流側空燃比センサに較べ
て空燃比変化の検出が遅れる問題がある。一般に三元触
媒は、排気空燃比が理論空燃比より大きい時に（リーン
空燃比の時に）排気中の酸素を吸着し、排気空燃比が理
論空燃比より小さい時に（リッチ空燃比の時に）吸着し
た酸素を放出する、いわゆるＯ2 ストレージ作用を有し
ている。このＯ2 ストレージ作用により、三元触媒コン
バータに流入する排気空燃比が短時間理論空燃比から外
れた場合でも三元触媒の雰囲気の空燃比を理論空燃比近
傍に保持することができ、三元触媒の排気浄化性能を良
好に維持することが可能となるが、その反面、三元触媒
の酸素の吸着、放出作用のため触媒コンバータ下流側で
の排気空燃比の変化は上流側の排気空燃比変化より遅れ
て生じる。
サシステムでは、三元触媒のＯ2 ストレージ作用のた
め、下流側空燃比センサでは上流側空燃比センサに較べ
て空燃比変化の検出が遅れる問題がある。一般に三元触
媒は、排気空燃比が理論空燃比より大きい時に（リーン
空燃比の時に）排気中の酸素を吸着し、排気空燃比が理
論空燃比より小さい時に（リッチ空燃比の時に）吸着し
た酸素を放出する、いわゆるＯ2 ストレージ作用を有し
ている。このＯ2 ストレージ作用により、三元触媒コン
バータに流入する排気空燃比が短時間理論空燃比から外
れた場合でも三元触媒の雰囲気の空燃比を理論空燃比近
傍に保持することができ、三元触媒の排気浄化性能を良
好に維持することが可能となるが、その反面、三元触媒
の酸素の吸着、放出作用のため触媒コンバータ下流側で
の排気空燃比の変化は上流側の排気空燃比変化より遅れ
て生じる。
【０００７】例えば、触媒コンバータ入口側の排気空燃
比が理論空燃比近傍でリーンからリッチに変化したよう
な場合でも、触媒コンバータ出口側の排気空燃比は三元
触媒に貯蔵された酸素が放出されている間は直ちには変
化せず、三元触媒に貯蔵された酸素が放出され尽くした
後に、すなわちある程度の時間遅れの後にリッチ側に変
化することになる。従って、理論空燃比近傍で空燃比を
制御中に何らかの原因で、例えば排気空燃比がリッチ空
燃比側に移行し始めたような場合、下流側空燃比センサ
が空燃比のリッチ側への移行を検出した時点では、上流
側の排気空燃比は既に大きくリッチ側にずれてしまって
いることになり、排気空燃比を精度よく理論空燃比近傍
に制御することが困難になる。また、リッチ空燃比から
リーン空燃比への変化の際にも同様な時間遅れが生じ
る。
比が理論空燃比近傍でリーンからリッチに変化したよう
な場合でも、触媒コンバータ出口側の排気空燃比は三元
触媒に貯蔵された酸素が放出されている間は直ちには変
化せず、三元触媒に貯蔵された酸素が放出され尽くした
後に、すなわちある程度の時間遅れの後にリッチ側に変
化することになる。従って、理論空燃比近傍で空燃比を
制御中に何らかの原因で、例えば排気空燃比がリッチ空
燃比側に移行し始めたような場合、下流側空燃比センサ
が空燃比のリッチ側への移行を検出した時点では、上流
側の排気空燃比は既に大きくリッチ側にずれてしまって
いることになり、排気空燃比を精度よく理論空燃比近傍
に制御することが困難になる。また、リッチ空燃比から
リーン空燃比への変化の際にも同様な時間遅れが生じ
る。
【０００８】上述の特開昭６３−１９５３５１号公報の
ダブルセンサシステムでは、この下流側空燃比センサの
空燃比変化検出の時間遅れの問題を解決するために、下
流側空燃比センサの検出した空燃比と理論空燃比との偏
差が大きいほど上流側空燃比センサによるフィードバッ
ク制御の制御定数の単位時間当たりの更新量を大きくす
ることにより空燃比が理論空燃比に収束する時間の短縮
を図っている。しかし、同公報のダブルセンサシステム
では、依然としてある程度の時間遅れを伴って検出され
た現在の下流側空燃比センサの出力を用いて制御定数の
更新量を決定することになるため、例えば下流側空燃比
センサの出力が同一であれば、上流側の空燃比がリッチ
側に移行中かリーン側に移行中かとは無関係に更新量が
決定されてしまうことになる。このため、上記公報のダ
ブルセンサシステムでは必ずしも空燃比変化傾向を反映
した応答性の良い空燃比制御が行われない問題がある。
ダブルセンサシステムでは、この下流側空燃比センサの
空燃比変化検出の時間遅れの問題を解決するために、下
流側空燃比センサの検出した空燃比と理論空燃比との偏
差が大きいほど上流側空燃比センサによるフィードバッ
ク制御の制御定数の単位時間当たりの更新量を大きくす
ることにより空燃比が理論空燃比に収束する時間の短縮
を図っている。しかし、同公報のダブルセンサシステム
では、依然としてある程度の時間遅れを伴って検出され
た現在の下流側空燃比センサの出力を用いて制御定数の
更新量を決定することになるため、例えば下流側空燃比
センサの出力が同一であれば、上流側の空燃比がリッチ
側に移行中かリーン側に移行中かとは無関係に更新量が
決定されてしまうことになる。このため、上記公報のダ
ブルセンサシステムでは必ずしも空燃比変化傾向を反映
した応答性の良い空燃比制御が行われない問題がある。
【０００９】本発明は、上記問題に鑑み、下流側空燃比
センサ出力の上記時間遅れにより生じる問題を解決し、
制御の応答性を向上させ、高精度の空燃比制御を可能と
する空燃比制御装置を提供することを目的としている。
センサ出力の上記時間遅れにより生じる問題を解決し、
制御の応答性を向上させ、高精度の空燃比制御を可能と
する空燃比制御装置を提供することを目的としている。
【００１０】
【課題を解決するための手段】本発明によれば図１の本
発明の構成図に示すように、内燃機関の排気通路に配置
された三元触媒Ａと、該三元触媒の上流側排気通路に配
置され排気空燃比に応じた出力信号を発生する上流側空
燃比センサＢと、前記三元触媒Ａの下流側排気通路に配
置され排気空燃比に応じた出力信号を発生する下流側空
燃比センサＣと、前記上流側空燃比センサＢの過去所定
期間の出力信号値の変化履歴と、前記下流側空燃比セン
サＣの現在の出力信号の値とに基づいて、現在から所定
時間経過後の前記下流側空燃比センサＣの出力信号の将
来値を算出する推定手段Ｄと、前記算出された下流側空
燃比センサＣの出力信号の将来値に基づいて前記上流側
空燃比センサＢの現在の出力信号値を補正することによ
り、補正出力値を算出する補正手段Ｅと、前記補正され
た上流側空燃比センサＢの出力に基づいて前記内燃機関
の燃焼空燃比を制御する制御手段Ｆとを備えた内燃機関
の空燃比制御装置が提供される。
発明の構成図に示すように、内燃機関の排気通路に配置
された三元触媒Ａと、該三元触媒の上流側排気通路に配
置され排気空燃比に応じた出力信号を発生する上流側空
燃比センサＢと、前記三元触媒Ａの下流側排気通路に配
置され排気空燃比に応じた出力信号を発生する下流側空
燃比センサＣと、前記上流側空燃比センサＢの過去所定
期間の出力信号値の変化履歴と、前記下流側空燃比セン
サＣの現在の出力信号の値とに基づいて、現在から所定
時間経過後の前記下流側空燃比センサＣの出力信号の将
来値を算出する推定手段Ｄと、前記算出された下流側空
燃比センサＣの出力信号の将来値に基づいて前記上流側
空燃比センサＢの現在の出力信号値を補正することによ
り、補正出力値を算出する補正手段Ｅと、前記補正され
た上流側空燃比センサＢの出力に基づいて前記内燃機関
の燃焼空燃比を制御する制御手段Ｆとを備えた内燃機関
の空燃比制御装置が提供される。
【００１１】
【作用】三元触媒Ａ下流側の排気空燃比は、三元触媒の
Ｏ2 ストレージ作用のために、三元触媒Ａ上流側の排気
空燃比に変化が生じてから或る遅れ時間が経過した後に
同様な変化を開始する。従って、現時点での三元触媒Ａ
上流側の排気空燃比の変化状況を知れば、上記遅れ時間
経過後の三元触媒Ａ下流側の排気空燃比変化を予測する
ことが可能である。
Ｏ2 ストレージ作用のために、三元触媒Ａ上流側の排気
空燃比に変化が生じてから或る遅れ時間が経過した後に
同様な変化を開始する。従って、現時点での三元触媒Ａ
上流側の排気空燃比の変化状況を知れば、上記遅れ時間
経過後の三元触媒Ａ下流側の排気空燃比変化を予測する
ことが可能である。
【００１２】本発明の推定手段Ｄは、過去所定期間の上
流側空燃比センサＢの出力信号値の変化履歴から三元触
媒Ａ上流側での排気空燃比変化状況を検出して、この変
化状況と現在の下流側空燃比センサＣの出力信号値（す
なわち現在の三元触媒下流側排気空燃比）とに基づい
て、現在から、上記遅れ時間に相当する時間が経過した
時点での下流側空燃比センサＣの出力信号（排気空燃
比）を具体的な数値として算出する。
流側空燃比センサＢの出力信号値の変化履歴から三元触
媒Ａ上流側での排気空燃比変化状況を検出して、この変
化状況と現在の下流側空燃比センサＣの出力信号値（す
なわち現在の三元触媒下流側排気空燃比）とに基づい
て、現在から、上記遅れ時間に相当する時間が経過した
時点での下流側空燃比センサＣの出力信号（排気空燃
比）を具体的な数値として算出する。
【００１３】補正手段Ｅは、下流側空燃比センサＣの現
在の出力信号ではなく、上記により推定された将来の下
流側空燃比センサＣの出力信号に基づいて上流側空燃比
センサＢの出力を補正する。制御手段Ｆは、この補正さ
れた上流側空燃比センサＢの出力信号に基づいて機関燃
焼空燃比を制御するため、下流側空燃比センサＣの出力
信号による空燃比の補正の際に時間遅れが生じない。
在の出力信号ではなく、上記により推定された将来の下
流側空燃比センサＣの出力信号に基づいて上流側空燃比
センサＢの出力を補正する。制御手段Ｆは、この補正さ
れた上流側空燃比センサＢの出力信号に基づいて機関燃
焼空燃比を制御するため、下流側空燃比センサＣの出力
信号による空燃比の補正の際に時間遅れが生じない。
【００１４】
【実施例】図２は本発明に係る空燃比制御装置を適用し
た内燃機関の一実施例を示す全体概略図である。図２に
おいて、機関本体１の吸気通路２にはエアフローメータ
３が設けられている。エアフローメータ３は吸入空気量
を直接計測するものであって、たとえばポテンショメー
タを内蔵した可動ベーン式エアフローメータ等が使用さ
れ、吸入空気量に比例したアナログ電圧の出力信号を発
生する。この出力信号は制御回路１０のマルチプレクサ
内蔵Ａ／Ｄ変換器１０１に入力されている。ディストリ
ビュータ４には、その軸がたとえばクランク角に換算し
て７２０°毎に基準位置検出用パルス信号を発生するク
ランク角センサ５、およびクランク角に換算して３０°
毎にクランク各検出用パルス信号を発生するクランク角
センサ６がそれぞれ設けられている。これらクランク角
センサ５、６のパルス信号は制御回路１０の入出力イン
ターフェイス１０２に供給され、このうちクランク角セ
ンサ６の出力はＣＰＵ１０３の割込み端子に供給され
る。
た内燃機関の一実施例を示す全体概略図である。図２に
おいて、機関本体１の吸気通路２にはエアフローメータ
３が設けられている。エアフローメータ３は吸入空気量
を直接計測するものであって、たとえばポテンショメー
タを内蔵した可動ベーン式エアフローメータ等が使用さ
れ、吸入空気量に比例したアナログ電圧の出力信号を発
生する。この出力信号は制御回路１０のマルチプレクサ
内蔵Ａ／Ｄ変換器１０１に入力されている。ディストリ
ビュータ４には、その軸がたとえばクランク角に換算し
て７２０°毎に基準位置検出用パルス信号を発生するク
ランク角センサ５、およびクランク角に換算して３０°
毎にクランク各検出用パルス信号を発生するクランク角
センサ６がそれぞれ設けられている。これらクランク角
センサ５、６のパルス信号は制御回路１０の入出力イン
ターフェイス１０２に供給され、このうちクランク角セ
ンサ６の出力はＣＰＵ１０３の割込み端子に供給され
る。
【００１５】さらに、吸気通路２には各気筒毎に燃料供
給系から加圧燃料を吸気ポートへ供給するための燃料噴
射弁７が設けられている。また、機関本体１のシリンダ
ブロックのウォータジャケット８には、冷却水の温度を
検出するための水温センサ９が設けられている。水温セ
ンサ９は冷却水の温度に応じたアナログ電圧の電気信号
を発生する。この出力もＡ／Ｄ変換器１０１に供給され
ている。
給系から加圧燃料を吸気ポートへ供給するための燃料噴
射弁７が設けられている。また、機関本体１のシリンダ
ブロックのウォータジャケット８には、冷却水の温度を
検出するための水温センサ９が設けられている。水温セ
ンサ９は冷却水の温度に応じたアナログ電圧の電気信号
を発生する。この出力もＡ／Ｄ変換器１０１に供給され
ている。
【００１６】排気マニホールド１１より下流の排気系に
は、排気ガス中の３つの有害成分ＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘを
同時に浄化する三元触媒を収容する触媒コンバータ１２
が設けられている。排気マニホールド１１には、すなわ
ち触媒コンバータ１２の上流側には第１の空燃比センサ
（上流側空燃比センサ）１３が設けられ、触媒コンバー
タ１２の下流側の排気管１４には第２の空燃比センサ
（下流側空燃比センサ）１５が設けられている。
は、排気ガス中の３つの有害成分ＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘを
同時に浄化する三元触媒を収容する触媒コンバータ１２
が設けられている。排気マニホールド１１には、すなわ
ち触媒コンバータ１２の上流側には第１の空燃比センサ
（上流側空燃比センサ）１３が設けられ、触媒コンバー
タ１２の下流側の排気管１４には第２の空燃比センサ
（下流側空燃比センサ）１５が設けられている。
【００１７】本実施例では、上流側空燃比センサ１３と
しては、排気中の酸素成分濃度と広い空燃比範囲で一対
一に対応する、つまり排気空燃比と一対一に対応する出
力信号を発生する全域空燃比センサ（Ａ／Ｆセンサ）が
使用されている。Ａ／Ｆセンサとしては、いくつかのタ
イプがある。図６は一般的なＡ／Ｆセンサの構造を模式
的に示している。Ａ／Ｆセンサ２１０は、白金電極２１
１、２１２の間にジルコニア等の固体電解質２１３を配
置し、陰極（排気側電極）２１２面上に排気ガス中の酸
素分子の陰極への到達を制限するセラミックコーティン
グ層よりなる拡散律速層２１４を設けた構造となってい
る。図６のＡ／Ｆセンサにおいて、陰極２１２を排気ガ
スに接するように配置し、陽極２１１を大気に接するよ
うに配置するとともに或る一定温度以上で両電極２１
１、２１２間に電圧を印加すると、陰極２１２側では排
気中の酸素分子がイオン化され、イオン化した酸素分子
が固体電解質２１３内を陽極２１１に向かって移動して
陽極２１１で再び酸素分子になる酸素ポンプ作用を生じ
る。この酸素ポンプ作用により、電極２１１、２１２間
には単位時間に移動した酸素分子の量に比例する電流が
流れる。しかし、拡散律速層２１４により陰極への酸素
分子の到達が制限されるため、この出力電流は或る一定
値で飽和し、電圧を上げても電流は増加しなくなる。ま
た、この飽和電流の値は排気中の酸素濃度に略比例す
る。従って、印加電圧を適当に設定することにより、酸
素濃度と略比例する出力電流を得ることができる。本実
施例では、この出力電流は電圧信号に変換され、制御回
路１０のＡ／Ｄ変換器１０１に供給される。排気中の酸
素濃度と空燃比とは一対一の相関があるので、上記出力
電圧は排気空燃比と一対一の相関を持ち、上記出力電流
により排気空燃比を知ることができる。図７は本実施例
で使用するＡ／Ｆセンサ１３の出力特性を示している。
しては、排気中の酸素成分濃度と広い空燃比範囲で一対
一に対応する、つまり排気空燃比と一対一に対応する出
力信号を発生する全域空燃比センサ（Ａ／Ｆセンサ）が
使用されている。Ａ／Ｆセンサとしては、いくつかのタ
イプがある。図６は一般的なＡ／Ｆセンサの構造を模式
的に示している。Ａ／Ｆセンサ２１０は、白金電極２１
１、２１２の間にジルコニア等の固体電解質２１３を配
置し、陰極（排気側電極）２１２面上に排気ガス中の酸
素分子の陰極への到達を制限するセラミックコーティン
グ層よりなる拡散律速層２１４を設けた構造となってい
る。図６のＡ／Ｆセンサにおいて、陰極２１２を排気ガ
スに接するように配置し、陽極２１１を大気に接するよ
うに配置するとともに或る一定温度以上で両電極２１
１、２１２間に電圧を印加すると、陰極２１２側では排
気中の酸素分子がイオン化され、イオン化した酸素分子
が固体電解質２１３内を陽極２１１に向かって移動して
陽極２１１で再び酸素分子になる酸素ポンプ作用を生じ
る。この酸素ポンプ作用により、電極２１１、２１２間
には単位時間に移動した酸素分子の量に比例する電流が
流れる。しかし、拡散律速層２１４により陰極への酸素
分子の到達が制限されるため、この出力電流は或る一定
値で飽和し、電圧を上げても電流は増加しなくなる。ま
た、この飽和電流の値は排気中の酸素濃度に略比例す
る。従って、印加電圧を適当に設定することにより、酸
素濃度と略比例する出力電流を得ることができる。本実
施例では、この出力電流は電圧信号に変換され、制御回
路１０のＡ／Ｄ変換器１０１に供給される。排気中の酸
素濃度と空燃比とは一対一の相関があるので、上記出力
電圧は排気空燃比と一対一の相関を持ち、上記出力電流
により排気空燃比を知ることができる。図７は本実施例
で使用するＡ／Ｆセンサ１３の出力特性を示している。
【００１８】一方、本実施例では下流側空燃比センサ１
５としては、Ａ／Ｆセンサと同様に排気中の酸素濃度に
応じた電圧信号を出力するが、理論空燃比を中心として
出力電圧が比較的急激に変化する、いわゆるＯ2 センサ
が使用される。Ｏ2 センサは図６に示したＡ／Ｆセンサ
と略同一の構造であるが、図６の拡散律速層２１４が設
けられておらず、電極２１１、２１２間を開放した状態
で使用される。この状態で固体電解質２１３が排気ガス
にさらされて温度が上昇すると、Ａ／Ｆセンサの場合と
は逆に大気側（高酸素濃度側）電極２１１から排気側
（低酸素濃度側）電極２１２に向けて酸素イオンの移動
が生じるため、電極２１１、２１２間には大気側と排気
側の酸素濃度の相違に対応した電圧が発生する。また、
排気中の酸素濃度は理論空燃比を境にリッチ側とリーン
側とで急激に変化するため、Ｏ2 センサの出力は図８に
示すように理論空燃比近傍で比較的急激に変化する、い
わゆるＺ特性を示している。
５としては、Ａ／Ｆセンサと同様に排気中の酸素濃度に
応じた電圧信号を出力するが、理論空燃比を中心として
出力電圧が比較的急激に変化する、いわゆるＯ2 センサ
が使用される。Ｏ2 センサは図６に示したＡ／Ｆセンサ
と略同一の構造であるが、図６の拡散律速層２１４が設
けられておらず、電極２１１、２１２間を開放した状態
で使用される。この状態で固体電解質２１３が排気ガス
にさらされて温度が上昇すると、Ａ／Ｆセンサの場合と
は逆に大気側（高酸素濃度側）電極２１１から排気側
（低酸素濃度側）電極２１２に向けて酸素イオンの移動
が生じるため、電極２１１、２１２間には大気側と排気
側の酸素濃度の相違に対応した電圧が発生する。また、
排気中の酸素濃度は理論空燃比を境にリッチ側とリーン
側とで急激に変化するため、Ｏ2 センサの出力は図８に
示すように理論空燃比近傍で比較的急激に変化する、い
わゆるＺ特性を示している。
【００１９】本実施例では、上流側空燃比センサの出力
を下流側空燃比センサの出力を用いて補正する制御を行
っていること、及び前記時間遅れの問題に関連して下流
側空燃比センサの応答速度ができるだけ速いことが望ま
しいことなどから、Ａ／Ｆセンサに較べて基準出力電圧
（理論空燃比相当出力電圧）の経年変化が少なく応答性
の良いＯ2 センサを下流側空燃比センサ１５として使用
している。なお、以下の説明では上流側空燃比センサを
Ａ／Ｆセンサ１３、下流側空燃比センサをＯ2センサ１
５と呼び、これらを区別することとする。
を下流側空燃比センサの出力を用いて補正する制御を行
っていること、及び前記時間遅れの問題に関連して下流
側空燃比センサの応答速度ができるだけ速いことが望ま
しいことなどから、Ａ／Ｆセンサに較べて基準出力電圧
（理論空燃比相当出力電圧）の経年変化が少なく応答性
の良いＯ2 センサを下流側空燃比センサ１５として使用
している。なお、以下の説明では上流側空燃比センサを
Ａ／Ｆセンサ１３、下流側空燃比センサをＯ2センサ１
５と呼び、これらを区別することとする。
【００２０】本実施例では、制御回路１０は、たとえば
マイクロコンピュータとして構成され、Ａ／Ｄ変換器１
０１、入出力インターフェイス１０２、ＣＰＵ１０３の
外に、ＲＡＭ１０４、ＲＯＭ１０５、クロック発生回路
１０７等が設けられている。本実施例では、制御回路１
０は、機関１の燃料噴射制御、点火時期制御等の基本制
御を行う他、後述のように請求項１に記載した推定手
段、補正手段、制御手段として機能し、機関１の空燃比
制御を行う。
マイクロコンピュータとして構成され、Ａ／Ｄ変換器１
０１、入出力インターフェイス１０２、ＣＰＵ１０３の
外に、ＲＡＭ１０４、ＲＯＭ１０５、クロック発生回路
１０７等が設けられている。本実施例では、制御回路１
０は、機関１の燃料噴射制御、点火時期制御等の基本制
御を行う他、後述のように請求項１に記載した推定手
段、補正手段、制御手段として機能し、機関１の空燃比
制御を行う。
【００２１】また、吸気通路２のスロットル弁１６に
は、スロットル弁１６が全閉状態か否かを示す信号、す
なわちＬＬ信号を発生するアイドルスイッチ１７が設け
られている。このアイドル状態出力信号ＬＬは制御回路
１０の入出力インターフェイス１０２に供給される。１
８は２次空気導入吸気弁であって、減速時あるいはアイ
ドル時に図示しないエアポンプ等の空気源から２次空気
を排気管１１に供給して、ＨＣ、ＣＯエミッションを低
減するためのものである。
は、スロットル弁１６が全閉状態か否かを示す信号、す
なわちＬＬ信号を発生するアイドルスイッチ１７が設け
られている。このアイドル状態出力信号ＬＬは制御回路
１０の入出力インターフェイス１０２に供給される。１
８は２次空気導入吸気弁であって、減速時あるいはアイ
ドル時に図示しないエアポンプ等の空気源から２次空気
を排気管１１に供給して、ＨＣ、ＣＯエミッションを低
減するためのものである。
【００２２】さらに、制御回路１０において、ダウンカ
ウンタ１０８、フリップフロップ１０９、および駆動回
路１１０は燃料噴射弁７を制御するためのものである。
すなわち、後述のルーチンにおいて、燃料噴射量（噴射
時間）ｆｉが演算されると、噴射時間ｆｉがダウンカウ
ンタ１０８にプリセットされると共にフリップフロップ
１０９もセットされる。この結果、駆動回路１１０が燃
料噴射弁７の付勢を開始する。他方、ダウンカウンタ１
０８がクロック信号（図示せず）を計数して最後にその
出力端子が“１”レベルとなったときに、フリップフロ
ップ１０９がセットされて駆動回路１１０は燃料噴射弁
７の付勢を停止する。つまり、上述の燃料噴射時間ｆｉ
だけ燃料噴射弁７は付勢され、時間ｆｉに応じた量の燃
料が機関本体１の燃焼室に送り込まれることになる。
ウンタ１０８、フリップフロップ１０９、および駆動回
路１１０は燃料噴射弁７を制御するためのものである。
すなわち、後述のルーチンにおいて、燃料噴射量（噴射
時間）ｆｉが演算されると、噴射時間ｆｉがダウンカウ
ンタ１０８にプリセットされると共にフリップフロップ
１０９もセットされる。この結果、駆動回路１１０が燃
料噴射弁７の付勢を開始する。他方、ダウンカウンタ１
０８がクロック信号（図示せず）を計数して最後にその
出力端子が“１”レベルとなったときに、フリップフロ
ップ１０９がセットされて駆動回路１１０は燃料噴射弁
７の付勢を停止する。つまり、上述の燃料噴射時間ｆｉ
だけ燃料噴射弁７は付勢され、時間ｆｉに応じた量の燃
料が機関本体１の燃焼室に送り込まれることになる。
【００２３】なお、ＣＰＵ１０３の割込み発生は、Ａ／
Ｄ変換器１０１のＡ／Ｄ変換終了後、入出力インターフ
ェイス１０２がクランク角センサ６のパルス信号を受信
した時、等である。エアフローメータ３の吸入空気量デ
ータおよび冷却水温データは所定時間もしくは所定クラ
ンク角毎に実行されるＡ／Ｄ変換ルーチンによって取込
まれてＲＡＭ１０５の所定領域に格納される。つまり、
ＲＡＭ１０５における吸入空気量データおよび冷却水温
データは所定時間毎に更新されている。また、回転速度
データはクランク角センサ６の３０°ＣＡ（クランク
角）毎の割込みによって演算されてＲＡＭ１０５の所定
領域に格納される。
Ｄ変換器１０１のＡ／Ｄ変換終了後、入出力インターフ
ェイス１０２がクランク角センサ６のパルス信号を受信
した時、等である。エアフローメータ３の吸入空気量デ
ータおよび冷却水温データは所定時間もしくは所定クラ
ンク角毎に実行されるＡ／Ｄ変換ルーチンによって取込
まれてＲＡＭ１０５の所定領域に格納される。つまり、
ＲＡＭ１０５における吸入空気量データおよび冷却水温
データは所定時間毎に更新されている。また、回転速度
データはクランク角センサ６の３０°ＣＡ（クランク
角）毎の割込みによって演算されてＲＡＭ１０５の所定
領域に格納される。
【００２４】前述のように、本発明による実施例では制
御回路１０は請求項１の推定手段として、下流側Ｏ2 セ
ンサ１５の出力の将来値の予測を行う。以下、図３を用
いて制御回路１０による下流側Ｏ2 センサ１５の出力信
号の予測方法について説明する。図３は、触媒コンバー
タ上流側の排気空燃比Ａ／Ｆが理論空燃比近傍でリッチ
空燃比からリーン空燃比にステップ状に変化した場合の
下流側Ｏ2 センサ１５出力電圧ＶO2の時間的変化を示す
図である。図３では、Ａ／Ｆは図にで示す時刻までは
リッチ空燃比に維持されており、時刻でリッチ空燃比
からリーン空燃比に急変している。この場合、下流側Ｏ
2 センサ１５の出力電圧ＶO2は、三元触媒のＯ2 ストレ
ージ作用のため、上記時刻から遅れ時間ｄだけ経過し
た時刻′に達するまではリッチ側出力（約0.9 ボル
ト）に保たれ、時刻′以後は三元触媒に貯蔵された酸
素が放出され尽くされるにつれてリーン出力（約0.1 ボ
ルト）に変化する。
御回路１０は請求項１の推定手段として、下流側Ｏ2 セ
ンサ１５の出力の将来値の予測を行う。以下、図３を用
いて制御回路１０による下流側Ｏ2 センサ１５の出力信
号の予測方法について説明する。図３は、触媒コンバー
タ上流側の排気空燃比Ａ／Ｆが理論空燃比近傍でリッチ
空燃比からリーン空燃比にステップ状に変化した場合の
下流側Ｏ2 センサ１５出力電圧ＶO2の時間的変化を示す
図である。図３では、Ａ／Ｆは図にで示す時刻までは
リッチ空燃比に維持されており、時刻でリッチ空燃比
からリーン空燃比に急変している。この場合、下流側Ｏ
2 センサ１５の出力電圧ＶO2は、三元触媒のＯ2 ストレ
ージ作用のため、上記時刻から遅れ時間ｄだけ経過し
た時刻′に達するまではリッチ側出力（約0.9 ボル
ト）に保たれ、時刻′以後は三元触媒に貯蔵された酸
素が放出され尽くされるにつれてリーン出力（約0.1 ボ
ルト）に変化する。
【００２５】変化直後の時刻における下流側Ｏ2 セン
サ１５の出力ＶO2は上流側排気空燃比Ａ／Ｆがリーン側
に変化しているにもかかわらずリッチ出力のままになっ
ており、時刻の上流側排気空燃比Ａ／Ｆに相当する出
力が得られるのは、時刻から時間ｄだけ経過した時刻
′になった時である。従って、時刻における上流側
空燃比Ａ／Ｆを下流側Ｏ2 センサ１５で検出するために
は、時刻の下流側Ｏ2 センサ１５出力ではなく、時間
ｄだけ将来の時刻′の下流側Ｏ2 センサ１５の出力を
用いなければならないことになり、時刻における下流
側Ｏ2 センサ１５の出力からは時刻における上流側空
燃比Ａ／Ｆを知ることはできない。
サ１５の出力ＶO2は上流側排気空燃比Ａ／Ｆがリーン側
に変化しているにもかかわらずリッチ出力のままになっ
ており、時刻の上流側排気空燃比Ａ／Ｆに相当する出
力が得られるのは、時刻から時間ｄだけ経過した時刻
′になった時である。従って、時刻における上流側
空燃比Ａ／Ｆを下流側Ｏ2 センサ１５で検出するために
は、時刻の下流側Ｏ2 センサ１５出力ではなく、時間
ｄだけ将来の時刻′の下流側Ｏ2 センサ１５の出力を
用いなければならないことになり、時刻における下流
側Ｏ2 センサ１５の出力からは時刻における上流側空
燃比Ａ／Ｆを知ることはできない。
【００２６】しかし、時刻から′に至る触媒コンバ
ータ下流側での空燃比変化（すなわち下流側Ｏ2 センサ
１５の出力ＶO2の変化）は、時刻から時間ｄだけ遡っ
た時刻から時刻までの期間（〜の期間）におけ
る上流側空燃比Ａ／Ｆの変化に対応しているのであるか
ら、〜の期間の上流側空燃比Ａ／Ｆの変化履歴を知
れば′における触媒コンバータ下流の空燃比を推定す
ることが可能である。
ータ下流側での空燃比変化（すなわち下流側Ｏ2 センサ
１５の出力ＶO2の変化）は、時刻から時間ｄだけ遡っ
た時刻から時刻までの期間（〜の期間）におけ
る上流側空燃比Ａ／Ｆの変化に対応しているのであるか
ら、〜の期間の上流側空燃比Ａ／Ｆの変化履歴を知
れば′における触媒コンバータ下流の空燃比を推定す
ることが可能である。
【００２７】本実施例では、図３に示すように下流側Ｏ
2 センサ１５の出力の一次遅れ系に近似した応答特性を
考慮して、上流側空燃比（上流側Ａ／Ｆセンサ１３の出
力信号）の、時間ｄだけ過去の時点から現在にいたるま
での期間の変動履歴と、現在の下流側Ｏ2 センサ１５出
力値とを用いて現在から時間ｄだけ経過した時点の下流
側Ｏ2 センサ１５出力値を以下の方法で推測する。
2 センサ１５の出力の一次遅れ系に近似した応答特性を
考慮して、上流側空燃比（上流側Ａ／Ｆセンサ１３の出
力信号）の、時間ｄだけ過去の時点から現在にいたるま
での期間の変動履歴と、現在の下流側Ｏ2 センサ１５出
力値とを用いて現在から時間ｄだけ経過した時点の下流
側Ｏ2 センサ１５出力値を以下の方法で推測する。
【００２８】まず、下流側Ｏ2 センサ１５の出力を遅れ
時間ｄを有する一次遅れ系で近似して、時刻Ｋにおける
下流側Ｏ2 センサ出力ＶO2(K) と、直前の時刻（Ｋ−
１）における下流側Ｏ2 センサ出力ＶO2(K-1) 及び、時
刻（Ｋ−ｄ）における上流側Ａ／Ｆセンサ１３の出力Ｖ
A/F(K-d)との関係を以下のモデル式で表す。 ＶO2(K) ＝ α・ＶO2(K-1) ＋ β・ＶA/F(K-d) ……（１） ここで、上記α、βは三元触媒の種類、下流側Ｏ2 セン
サの出力特性、サンプリング間隔（時刻Ｋ−１とＫとの
時間間隔）等により決まる定数であり、実験により図３
の関係から予め算出しておく。（なお、α、βは定数と
せず下流側Ｏ2センサ１５の出力に応じて変化するよう
に設定しても良い。）次いで、（１）式の関係を用い
て、以下の手順で、時刻Ｋにおける下流側Ｏ2センサ出
力ＶO2(K) から、時間ｄ経過後の時刻（Ｋ＋ｄ）におけ
る下流側Ｏ2 センサ出力ＶO2(K+d) を推測する。
時間ｄを有する一次遅れ系で近似して、時刻Ｋにおける
下流側Ｏ2 センサ出力ＶO2(K) と、直前の時刻（Ｋ−
１）における下流側Ｏ2 センサ出力ＶO2(K-1) 及び、時
刻（Ｋ−ｄ）における上流側Ａ／Ｆセンサ１３の出力Ｖ
A/F(K-d)との関係を以下のモデル式で表す。 ＶO2(K) ＝ α・ＶO2(K-1) ＋ β・ＶA/F(K-d) ……（１） ここで、上記α、βは三元触媒の種類、下流側Ｏ2 セン
サの出力特性、サンプリング間隔（時刻Ｋ−１とＫとの
時間間隔）等により決まる定数であり、実験により図３
の関係から予め算出しておく。（なお、α、βは定数と
せず下流側Ｏ2センサ１５の出力に応じて変化するよう
に設定しても良い。）次いで、（１）式の関係を用い
て、以下の手順で、時刻Ｋにおける下流側Ｏ2センサ出
力ＶO2(K) から、時間ｄ経過後の時刻（Ｋ＋ｄ）におけ
る下流側Ｏ2 センサ出力ＶO2(K+d) を推測する。
【００２９】 《ＶO2(K+1) 》＝α・ＶO2(K) ＋β・ＶA/F(K-d+1) …（２１） 《ＶO2(K+2) 》＝α・《ＶO2(K+1) 》＋β・ＶA/F(K-d+2) …（２２） 《ＶO2(K+3) 》＝α・《ＶO2(K+2) 》＋β・ＶA/F(K-d+3) …（２３） ………………………………………………………… ………………………………………………………… 《ＶO2(K+d) 》＝α・《ＶO2(K+d-1) 》＋β・ＶA/F(K) …（２ｄ）
【００３０】ここで《ＶO2(i) 》（すなわち、《Ｖ
O2(K+1) 》、《ＶO2(K+2) 》、……、《ＶO2(K+d) 》）
は、それぞれ（１）式の関係を用いて求めた各時刻にお
ける下流側Ｏ2 センサ出力の推定値を表す。またＶ
A/F(i)（すなわちＶA/F(K-d+1)、ＶA/F(K-d+2)、……、
ＶA/F(K)）は、上流側Ａ／Ｆセンサ出力の実測値であ
る。
O2(K+1) 》、《ＶO2(K+2) 》、……、《ＶO2(K+d) 》）
は、それぞれ（１）式の関係を用いて求めた各時刻にお
ける下流側Ｏ2 センサ出力の推定値を表す。またＶ
A/F(i)（すなわちＶA/F(K-d+1)、ＶA/F(K-d+2)、……、
ＶA/F(K)）は、上流側Ａ／Ｆセンサ出力の実測値であ
る。
【００３１】このようにして、過去の所定期間ｄの上流
側Ａ／Ｆセンサ１３の出力変化の履歴（実測値）と現在
の下流側Ｏ2 センサ１５の出力（実測値）から時間ｄ経
過後の下流側Ｏ2 センサ出力を高精度に推定することが
可能になる。次に、上記により求めた推定値《Ｖ
O2(K+d) 》に基づいた上流側Ａ／Ｆセンサ１３の出力の
補正について説明する。後述のように、本実施例では機
関燃焼空燃比は上流側Ａ／Ｆセンサ１３の出力に基づい
て理論空燃比にフィードバック制御される。このため、
上流側Ａ／Ｆセンサ１３の劣化による出力特性の変化
や、排気ガスの混合の不均一などにより上流側Ａ／Ｆセ
ンサ１３の出力が正確に排気空燃比を反映しなくなった
ような場合には空燃比制御が理論空燃比から外れ、運転
性が悪化したり三元触媒の排気浄化作用が維持できなく
なることになる。
側Ａ／Ｆセンサ１３の出力変化の履歴（実測値）と現在
の下流側Ｏ2 センサ１５の出力（実測値）から時間ｄ経
過後の下流側Ｏ2 センサ出力を高精度に推定することが
可能になる。次に、上記により求めた推定値《Ｖ
O2(K+d) 》に基づいた上流側Ａ／Ｆセンサ１３の出力の
補正について説明する。後述のように、本実施例では機
関燃焼空燃比は上流側Ａ／Ｆセンサ１３の出力に基づい
て理論空燃比にフィードバック制御される。このため、
上流側Ａ／Ｆセンサ１３の劣化による出力特性の変化
や、排気ガスの混合の不均一などにより上流側Ａ／Ｆセ
ンサ１３の出力が正確に排気空燃比を反映しなくなった
ような場合には空燃比制御が理論空燃比から外れ、運転
性が悪化したり三元触媒の排気浄化作用が維持できなく
なることになる。
【００３２】本実施例では、上記推定値《ＶO2(K+d) 》
と下流側Ｏ2 センサ１５の理論空燃比相当出力ＶO2S と
の差、すなわちＯ2 ストレージ作用がなかったと仮定し
た場合に、現在の上流側排気が触媒コンバータを通過し
た時の触媒コンバータ下流側での排気空燃比の理論空燃
比からの偏差に基づいて、現在の上流側Ａ／Ｆセンサ１
３出力ＶA/F(K)の補正を行う。 すなわち、触媒コンバ
ータ下流側での排気空燃比と理論空燃比との上記偏差が
ゼロになる方向に空燃比制御が行われるように上流側Ａ
／Ｆセンサ１３の出力を補正する。これにより、上流側
Ａ／Ｆセンサ１３の出力特性が変化したような場合で
も、上流側Ａ／Ｆセンサの出力は直ちに補正され、機関
燃焼空燃比は常に理論空燃比に保たれることになる。
と下流側Ｏ2 センサ１５の理論空燃比相当出力ＶO2S と
の差、すなわちＯ2 ストレージ作用がなかったと仮定し
た場合に、現在の上流側排気が触媒コンバータを通過し
た時の触媒コンバータ下流側での排気空燃比の理論空燃
比からの偏差に基づいて、現在の上流側Ａ／Ｆセンサ１
３出力ＶA/F(K)の補正を行う。 すなわち、触媒コンバ
ータ下流側での排気空燃比と理論空燃比との上記偏差が
ゼロになる方向に空燃比制御が行われるように上流側Ａ
／Ｆセンサ１３の出力を補正する。これにより、上流側
Ａ／Ｆセンサ１３の出力特性が変化したような場合で
も、上流側Ａ／Ｆセンサの出力は直ちに補正され、機関
燃焼空燃比は常に理論空燃比に保たれることになる。
【００３３】本実施例では、以下に示す補正値ΔＶ
A/F(K)を算出し、上流側Ａ／Ｆセンサ１３の現在出力Ｖ
A/F(K)に補正値ΔＶA/F(K)を加算することにより上流側
Ａ／Ｆセンサ１３の出力補正を行う。
A/F(K)を算出し、上流側Ａ／Ｆセンサ１３の現在出力Ｖ
A/F(K)に補正値ΔＶA/F(K)を加算することにより上流側
Ａ／Ｆセンサ１３の出力補正を行う。
【００３４】 ΔＶA/F(K)＝ Ｇ1 ・Δ《ＶO2(K+d) 》 ＋Ｇ2 ・（ i=0ΣK ΔＶO2(i) ＋ i=K+1ΣK+d Δ《ＶO2(i) 》） ＋Ｇ3 ・（Δ《ＶO2(K+d) 》−Δ《ＶO2(K+d-1) 》）……（３） 及び、 ＊ＶA/F(K)＝ＶA/F(K)＋ΔＶA/F(K) ……（４） ここで、＊ＶA/F(K)は時刻Ｋにおける補正後の上流側Ａ
／Ｆセンサ出力を、Δ《ＶO2(i) 》（ｉ＝Ｋ＋１、Ｋ＋
２、Ｋ＋３、……、Ｋ＋ｄ）は、推定値《Ｖ O2(i) 》と
下流側Ｏ2 センサの理論空燃比相当出力電圧ＶO2S との
偏差を表す。すなわち、Δ《ＶO2(i) 》＝
（《ＶO2(i) 》−ＶO2S ）である。
／Ｆセンサ出力を、Δ《ＶO2(i) 》（ｉ＝Ｋ＋１、Ｋ＋
２、Ｋ＋３、……、Ｋ＋ｄ）は、推定値《Ｖ O2(i) 》と
下流側Ｏ2 センサの理論空燃比相当出力電圧ＶO2S との
偏差を表す。すなわち、Δ《ＶO2(i) 》＝
（《ＶO2(i) 》−ＶO2S ）である。
【００３５】また、 i=0ΣK ΔＶO2(i) は、下流側Ｏ2
センサ出力の実測値ＶO2とＶO2S との偏差ΔＶO2の、時
刻ゼロ（機関始動時）から現在時刻Ｋまでの総和（積分
値）、 i=K+1ΣK+d Δ《ＶO2(i) 》は同様に、推定値
《ＶO2》の偏差Δ《ＶO2》についての時刻Ｋ＋１からＫ
＋ｄまでの総和（積分値）を表す。また、（Δ《Ｖ
O2(K+d) 》−Δ《ＶO2(K+d-1) 》）は時刻Ｋ＋ｄにおけ
る上記偏差（推定値）の変化率を表す。すなわち、上記
により補正量ΔＶA/F(K)は、下流側Ｏ2 センサ出力と理
論空燃比相当値との偏差に基づくＰＩＤ（比例、積分、
微分）処理により決定される。ここで、Ｇ1 、Ｇ2 、Ｇ
3 はフィードバックのゲイン定数であり、実験等により
決定される。
センサ出力の実測値ＶO2とＶO2S との偏差ΔＶO2の、時
刻ゼロ（機関始動時）から現在時刻Ｋまでの総和（積分
値）、 i=K+1ΣK+d Δ《ＶO2(i) 》は同様に、推定値
《ＶO2》の偏差Δ《ＶO2》についての時刻Ｋ＋１からＫ
＋ｄまでの総和（積分値）を表す。また、（Δ《Ｖ
O2(K+d) 》−Δ《ＶO2(K+d-1) 》）は時刻Ｋ＋ｄにおけ
る上記偏差（推定値）の変化率を表す。すなわち、上記
により補正量ΔＶA/F(K)は、下流側Ｏ2 センサ出力と理
論空燃比相当値との偏差に基づくＰＩＤ（比例、積分、
微分）処理により決定される。ここで、Ｇ1 、Ｇ2 、Ｇ
3 はフィードバックのゲイン定数であり、実験等により
決定される。
【００３６】図４は制御回路１０により実行される下流
側Ｏ2 センサ出力１５の推定値の算出と、それに基づく
上流側Ａ／Ｆセンサ１３の出力の補正のルーチンを示す
フローチャートである。本ルーチンはクランク軸の一定
回転角毎に（例えば１８０度回転毎に）実行される。図
４においてルーチンがスタートすると、ステップ４０１
では上流側Ａ／Ｆセンサ１３と下流側Ｏ2 センサ１５と
からそれぞれ出力ＶA/F 、ＶO2がＡ／Ｄ変換されて読み
込まれる。次いでステップ４０３では上記出力ＶA/F 、
ＶO2を用いてＶA/F 、ＶO2の現在値ＶA/F(K)、ＶO2(K)
が更新される。
側Ｏ2 センサ出力１５の推定値の算出と、それに基づく
上流側Ａ／Ｆセンサ１３の出力の補正のルーチンを示す
フローチャートである。本ルーチンはクランク軸の一定
回転角毎に（例えば１８０度回転毎に）実行される。図
４においてルーチンがスタートすると、ステップ４０１
では上流側Ａ／Ｆセンサ１３と下流側Ｏ2 センサ１５と
からそれぞれ出力ＶA/F 、ＶO2がＡ／Ｄ変換されて読み
込まれる。次いでステップ４０３では上記出力ＶA/F 、
ＶO2を用いてＶA/F 、ＶO2の現在値ＶA/F(K)、ＶO2(K)
が更新される。
【００３７】次いでステップ４０５では、上記の現在値
ＶA/F(K)、ＶO2(K) を用いて、前述の式（２１）〜（２
ｄ）から推定値《ＶO2(K+1) 》〜《ＶO2(K+d) 》が演算
され、ステップ４０７では実測値ＶO2(K) と推定値《Ｖ
O2(K+1) 》〜《ＶO2(K+d) 》の理論空燃比相当出力ＶO2
S との偏差、それぞれΔＶO2(K) 、Δ《ＶO2(K+1) 》〜
Δ《ＶO2(K+d) 》が演算される。
ＶA/F(K)、ＶO2(K) を用いて、前述の式（２１）〜（２
ｄ）から推定値《ＶO2(K+1) 》〜《ＶO2(K+d) 》が演算
され、ステップ４０７では実測値ＶO2(K) と推定値《Ｖ
O2(K+1) 》〜《ＶO2(K+d) 》の理論空燃比相当出力ＶO2
S との偏差、それぞれΔＶO2(K) 、Δ《ＶO2(K+1) 》〜
Δ《ＶO2(K+d) 》が演算される。
【００３８】また、ステップ４０９ではＶO2の実測値に
基づく偏差ΔＶO2の時刻ゼロ（機関始動時）から現在時
刻Ｋまでの総和（積分値）、 i=0ΣK ΔＶO2(i) が演算
されて、変数ＳＵＭとしてＲＡＭに記憶され、ステップ
４１０ではＶO2の推定値に基づく時刻Ｋ＋１から時刻Ｋ
＋ｄまでの偏差Δ《ＶO2(K+1) 》〜Δ《ＶO2(K+d) 》の
総和（積分値）、 i=K+1ΣK+d Δ《ＶO2(i) 》が演算さ
れ、変数《ＳＵＭ》としてＲＡＭに記憶される。
基づく偏差ΔＶO2の時刻ゼロ（機関始動時）から現在時
刻Ｋまでの総和（積分値）、 i=0ΣK ΔＶO2(i) が演算
されて、変数ＳＵＭとしてＲＡＭに記憶され、ステップ
４１０ではＶO2の推定値に基づく時刻Ｋ＋１から時刻Ｋ
＋ｄまでの偏差Δ《ＶO2(K+1) 》〜Δ《ＶO2(K+d) 》の
総和（積分値）、 i=K+1ΣK+d Δ《ＶO2(i) 》が演算さ
れ、変数《ＳＵＭ》としてＲＡＭに記憶される。
【００３９】次いで、ステップ４１１では前述の（３）
式から補正量ΔＶA/F(K)が計算され、ステップ４１３で
は前述の（４）式から補正後の上流側Ａ／Ｆセンサ出
力、＊ＶA/F(K)が算出される。さらに、ステップ４１５
では、次回のルーチン実行に備えてＶA/F(K-d+1)からＶ
A/F(K-1)の値が更新され、その後ルーチンを終了する。
なお、本ルーチンでは、ｄは遅れ時間に相当するルーチ
ン実行回数であり、例えばｄ＝２〜４程度とされる。す
なわち、本ルーチンではクランク軸の１〜２回転後の下
流側Ｏ2 センサ１５の出力を常に予測して上流側Ａ／Ｆ
センサ１３の出力補正を行っている。
式から補正量ΔＶA/F(K)が計算され、ステップ４１３で
は前述の（４）式から補正後の上流側Ａ／Ｆセンサ出
力、＊ＶA/F(K)が算出される。さらに、ステップ４１５
では、次回のルーチン実行に備えてＶA/F(K-d+1)からＶ
A/F(K-1)の値が更新され、その後ルーチンを終了する。
なお、本ルーチンでは、ｄは遅れ時間に相当するルーチ
ン実行回数であり、例えばｄ＝２〜４程度とされる。す
なわち、本ルーチンではクランク軸の１〜２回転後の下
流側Ｏ2 センサ１５の出力を常に予測して上流側Ａ／Ｆ
センサ１３の出力補正を行っている。
【００４０】次に、上記により補正された上流側Ａ／Ｆ
センサ１３の出力＊ＶA/F に基づく空燃比制御について
説明する。上流側Ａ／Ｆセンサの出力信号に基づく空燃
比制御の方法には種々のものがあるが、ここでは三元触
媒のＯ2 ストレージ作用を最大限に活用するために、三
元触媒に吸着（貯蔵）された酸素量を所定量に維持する
ことを考慮しながら機関燃焼空燃比を理論空燃比に高精
度に短時間で収束させることが可能な、現代制御に基づ
く空燃比制御法に例をとって説明する。なお、本願出願
人は特願平５−６８３９１号において既にこの空燃比制
御方法を提案している。
センサ１３の出力＊ＶA/F に基づく空燃比制御について
説明する。上流側Ａ／Ｆセンサの出力信号に基づく空燃
比制御の方法には種々のものがあるが、ここでは三元触
媒のＯ2 ストレージ作用を最大限に活用するために、三
元触媒に吸着（貯蔵）された酸素量を所定量に維持する
ことを考慮しながら機関燃焼空燃比を理論空燃比に高精
度に短時間で収束させることが可能な、現代制御に基づ
く空燃比制御法に例をとって説明する。なお、本願出願
人は特願平５−６８３９１号において既にこの空燃比制
御方法を提案している。
【００４１】この空燃比制御方法では、エアフローメー
タ３の出力とエンジン回転数とからエンジン１回転当た
りに気筒内に吸入される空気量（気筒内空気量）ｍｃ
を、また、補正後の上流側Ａ／Ｆセンサ１３の出力＊Ｖ
A/F から燃焼空燃比αを求め、これらから実際に気筒内
に供給された燃料量ｆｃを、ｆｃ＝ｍｃ／αとして算出
する。また、同様に理論空燃比αｒを用いて燃焼空燃比
を理論空燃比にするために必要とされる目標燃料量ｆｃ
ｒをｆｃｒ＝ｍｃ／αｒとして算出し、これらの差ｆｃ
−ｆｃｒ及び、その時間積分値ｘ１を同時にゼロとする
ように燃料噴射量ｆｉが決定される。
タ３の出力とエンジン回転数とからエンジン１回転当た
りに気筒内に吸入される空気量（気筒内空気量）ｍｃ
を、また、補正後の上流側Ａ／Ｆセンサ１３の出力＊Ｖ
A/F から燃焼空燃比αを求め、これらから実際に気筒内
に供給された燃料量ｆｃを、ｆｃ＝ｍｃ／αとして算出
する。また、同様に理論空燃比αｒを用いて燃焼空燃比
を理論空燃比にするために必要とされる目標燃料量ｆｃ
ｒをｆｃｒ＝ｍｃ／αｒとして算出し、これらの差ｆｃ
−ｆｃｒ及び、その時間積分値ｘ１を同時にゼロとする
ように燃料噴射量ｆｉが決定される。
【００４２】また、燃料噴射弁７から噴射された燃料の
一部が吸気ポート壁面に付着するため、必ずしも燃料噴
射弁７からの噴射量と気筒内に供給される燃料量とは必
ずしも一致しないが、上記燃料噴射量ｆｉの決定に際し
てはこの燃料付着が考慮される。上記のように目標値ｆ
ｃｒからの実際の燃料供給量の偏差と、その時間積分値
とを同時にゼロにするように燃料噴射量ｆｉを制御する
ことにより、三元触媒には常に所定の酸素量を貯蔵され
るとともに、空燃比制御の応答性を高めることができ
る。
一部が吸気ポート壁面に付着するため、必ずしも燃料噴
射弁７からの噴射量と気筒内に供給される燃料量とは必
ずしも一致しないが、上記燃料噴射量ｆｉの決定に際し
てはこの燃料付着が考慮される。上記のように目標値ｆ
ｃｒからの実際の燃料供給量の偏差と、その時間積分値
とを同時にゼロにするように燃料噴射量ｆｉを制御する
ことにより、三元触媒には常に所定の酸素量を貯蔵され
るとともに、空燃比制御の応答性を高めることができ
る。
【００４３】図５に上記の空燃比制御方法による燃料噴
射量（時間）ｆｉの演算のフローチャートを示す。本ル
ーチンは、制御回路１０により一定クランク回転角毎
（例えば３６０度回転毎）に実行される。図５において
ルーチンがスターとすると、ステップ５０１では、図４
のルーチンにより補正された上流側Ａ／Ｆセンサ１３の
出力＊ＶA/F を用いて、図７の出力特性から空燃比αが
算出される。次いでステップ５０２、５０３では上記に
より求めた空燃比αとエアフローメータ３の出力とエン
ジン回転数とから求めたエンジン１回転当たりの吸入空
気量ｍｃ、及び理論空燃比αｒ（定数）とから、実際に
気筒内に供給された燃料量ｆｃと、目標燃料量ｆｃｒと
が算出される。また、ステップ５０４では上記ｆｃとｆ
ｃｒとの偏差δｆｃが、δｆｃ＝ｆｃ−ｆｃｒとして算
出される。
射量（時間）ｆｉの演算のフローチャートを示す。本ル
ーチンは、制御回路１０により一定クランク回転角毎
（例えば３６０度回転毎）に実行される。図５において
ルーチンがスターとすると、ステップ５０１では、図４
のルーチンにより補正された上流側Ａ／Ｆセンサ１３の
出力＊ＶA/F を用いて、図７の出力特性から空燃比αが
算出される。次いでステップ５０２、５０３では上記に
より求めた空燃比αとエアフローメータ３の出力とエン
ジン回転数とから求めたエンジン１回転当たりの吸入空
気量ｍｃ、及び理論空燃比αｒ（定数）とから、実際に
気筒内に供給された燃料量ｆｃと、目標燃料量ｆｃｒと
が算出される。また、ステップ５０４では上記ｆｃとｆ
ｃｒとの偏差δｆｃが、δｆｃ＝ｆｃ−ｆｃｒとして算
出される。
【００４４】ステップ５０５では、燃料噴射量ｆｉのノ
ミナル値ｆｉｍが、 ｆｉｍ(k) ＝｛ｆｃｒ(k) −（１−Ｐ）ｆｗｍ(k) ｝／
（１−Ｒ） として計算される。本実施例では、燃料噴射量ｆｉ、噴
射された燃料のうち吸気ポート壁面等に付着する燃料量
ｆｗ、気筒内に供給される燃料量ｆｃは、それぞれノミ
ナル値ｆｉｍ、ｆｗｍ、ｆｃｍと偏差δｆｉ、δｆｗ、
δｆｃとの和として以下のように表している。
ミナル値ｆｉｍが、 ｆｉｍ(k) ＝｛ｆｃｒ(k) −（１−Ｐ）ｆｗｍ(k) ｝／
（１−Ｒ） として計算される。本実施例では、燃料噴射量ｆｉ、噴
射された燃料のうち吸気ポート壁面等に付着する燃料量
ｆｗ、気筒内に供給される燃料量ｆｃは、それぞれノミ
ナル値ｆｉｍ、ｆｗｍ、ｆｃｍと偏差δｆｉ、δｆｗ、
δｆｃとの和として以下のように表している。
【００４５】ｆｉ＝ｆｉｍ＋δｆｉ ｆｗ＝ｆｗｍ＋δｆｗ ｆｃ＝ｆｃｍ＋δｆｃ また、これらの間には以下のモデル式が成立していると
仮定する。 ｆｗ(k+1) ＝Ｐｆｗ(k) ＋Ｒｆｉ(k) ｆｃ(k) ＝（１−Ｐ）ｆｗ(k) ＋（１−Ｒ）ｆｉ(k) ｆｗｍ(k+1) ＝Ｐｆｗｍ(k) ＋Ｒｆｉｍ(k) ｆｃｍ(k) ＝（１−Ｐ）ｆｗｍ(k) ＋（１−Ｒ）ｆｉｍ
(k) ｆｃｍ(k) ＝ｆｃｒ(k) ここで、添字ｋは今回ルーチン実行時の値を、（ｋ−
１）は前回ルーチン実行時の値を示す。また、本実施例
ではＰ、Ｒは定数である。上記モデル式を変形してステ
ップ５０５ではノミナル値ｆｉｍが上記の形として求め
られる。
仮定する。 ｆｗ(k+1) ＝Ｐｆｗ(k) ＋Ｒｆｉ(k) ｆｃ(k) ＝（１−Ｐ）ｆｗ(k) ＋（１−Ｒ）ｆｉ(k) ｆｗｍ(k+1) ＝Ｐｆｗｍ(k) ＋Ｒｆｉｍ(k) ｆｃｍ(k) ＝（１−Ｐ）ｆｗｍ(k) ＋（１−Ｒ）ｆｉｍ
(k) ｆｃｍ(k) ＝ｆｃｒ(k) ここで、添字ｋは今回ルーチン実行時の値を、（ｋ−
１）は前回ルーチン実行時の値を示す。また、本実施例
ではＰ、Ｒは定数である。上記モデル式を変形してステ
ップ５０５ではノミナル値ｆｉｍが上記の形として求め
られる。
【００４６】次いでステップ５０６では、δｆｃの時間
積分値ｘ１が、ｘ１(k) ＝ｘ１(k-1) ＋δｆｃ(k) と
して、また、ステップ５０７では更にｘ１の時間積分値
ｘ２が、ｘ２(k) ＝ｘ２(k-1) ＋ｘ１(k) として求
められる。更に、ステップ５０８では、前回までに求め
たｆｉ、δｆｃ、ｘ１、ｘ２等の値を用いて偏差δｆｉ
が、 δｆｉ(k) ＝ｆ１・δｆｉ(k-1) ＋ｆ２・δｆｃ(k-1) ＋ｆ３・ｘ１(k) ＋ｆ４・ｘ１(k-1) ＋ｆ５・ｘ１(k-2) ＋ｆ６・ｘ２(k-1) ＋ｆ７・ｘ２(k-2) として計算される。ここで、ｆ１からｆ７は定数であ
る。
積分値ｘ１が、ｘ１(k) ＝ｘ１(k-1) ＋δｆｃ(k) と
して、また、ステップ５０７では更にｘ１の時間積分値
ｘ２が、ｘ２(k) ＝ｘ２(k-1) ＋ｘ１(k) として求
められる。更に、ステップ５０８では、前回までに求め
たｆｉ、δｆｃ、ｘ１、ｘ２等の値を用いて偏差δｆｉ
が、 δｆｉ(k) ＝ｆ１・δｆｉ(k-1) ＋ｆ２・δｆｃ(k-1) ＋ｆ３・ｘ１(k) ＋ｆ４・ｘ１(k-1) ＋ｆ５・ｘ１(k-2) ＋ｆ６・ｘ２(k-1) ＋ｆ７・ｘ２(k-2) として計算される。ここで、ｆ１からｆ７は定数であ
る。
【００４７】ステップ５０９では、上記によりもとめた
燃料噴射量のノミナル値ｆｉｍと偏差δｆｉとを用いて
燃料噴射量ｆｉが、ｆｉ(k) ＝ｆｉｍ(k) ＋δｆｉ(k)
として求められる。また、ステップ５１０では、次回の
ルーチン実行に備えて、壁面付着燃料量のノミナル値が
今回ルーチン実行時のｆｗｍとＲｆｉｍとの値を用い
て、ｆｗｍ＝Ｐｆｗｍ(k) ＋Ｒｆｉｍ(k) として計算さ
れ、ステップ５１１から５１６では、次回のルーチン実
行に備えて、δｆｉ(k-1) 、δｆｃ(k-1) 、ｘ
１(k-1) 、ｘ１(k-2) 、ｘ２(k-1) 、ｘ２(k-2) の値が
それぞれ今回ルーチン実行時の値を用いて更新される。
燃料噴射量のノミナル値ｆｉｍと偏差δｆｉとを用いて
燃料噴射量ｆｉが、ｆｉ(k) ＝ｆｉｍ(k) ＋δｆｉ(k)
として求められる。また、ステップ５１０では、次回の
ルーチン実行に備えて、壁面付着燃料量のノミナル値が
今回ルーチン実行時のｆｗｍとＲｆｉｍとの値を用い
て、ｆｗｍ＝Ｐｆｗｍ(k) ＋Ｒｆｉｍ(k) として計算さ
れ、ステップ５１１から５１６では、次回のルーチン実
行に備えて、δｆｉ(k-1) 、δｆｃ(k-1) 、ｘ
１(k-1) 、ｘ１(k-2) 、ｘ２(k-1) 、ｘ２(k-2) の値が
それぞれ今回ルーチン実行時の値を用いて更新される。
【００４８】上記により、燃料噴射量（噴射時間）ｆｉ
が決定されると、別途実行される燃料噴射ルーチン（図
示せず）により、制御回路１０のダウンカウンタ１０８
に時間ｆｉがセットされ、駆動回路１１０により燃料噴
射弁７からｆｉに相当する量の燃料が噴射される。上述
のルーチンによれば、下流側Ｏ2 センサ１５の出力の将
来の予測値を用いて補正した上流側Ａ／Ｆセンサ１３の
出力に基づいて燃料噴射量の制御がおこなわれるため、
空燃比の理論空燃比からのずれは極めて早く補正され、
常に高精度の制御が行われる。
が決定されると、別途実行される燃料噴射ルーチン（図
示せず）により、制御回路１０のダウンカウンタ１０８
に時間ｆｉがセットされ、駆動回路１１０により燃料噴
射弁７からｆｉに相当する量の燃料が噴射される。上述
のルーチンによれば、下流側Ｏ2 センサ１５の出力の将
来の予測値を用いて補正した上流側Ａ／Ｆセンサ１３の
出力に基づいて燃料噴射量の制御がおこなわれるため、
空燃比の理論空燃比からのずれは極めて早く補正され、
常に高精度の制御が行われる。
【００４９】
【発明の効果】本発明によれば、過去所定期間の上流側
空燃比センサの出力信号値の変化履歴と、下流側空燃比
センサの現在の出力信号の値とを用いて、現在から所定
時間が経過した時点の下流側空燃比センサの出力信号の
将来値を算出し、この将来値に基づいて上流側空燃比セ
ンサ出力値を補正するようにしたことにより、下流側空
燃比センサ出力の時間遅れによる空燃比制御の応答性悪
化を防止し、高精度で応答性の良好な空燃比制御を行う
ことが可能となる効果を奏する。
空燃比センサの出力信号値の変化履歴と、下流側空燃比
センサの現在の出力信号の値とを用いて、現在から所定
時間が経過した時点の下流側空燃比センサの出力信号の
将来値を算出し、この将来値に基づいて上流側空燃比セ
ンサ出力値を補正するようにしたことにより、下流側空
燃比センサ出力の時間遅れによる空燃比制御の応答性悪
化を防止し、高精度で応答性の良好な空燃比制御を行う
ことが可能となる効果を奏する。
【図１】本発明の構成を示すブロック図である。
【図２】本発明の一実施例を適用した内燃機関の全体図
である。
である。
【図３】下流側Ｏ2 センサの出力の将来値の推定方法を
説明するための図である。
説明するための図である。
【図４】下流側Ｏ2 センサの出力推定と上流側Ａ／Ｆセ
ンサの出力補正を行うためのルーチンのフローチャート
である。
ンサの出力補正を行うためのルーチンのフローチャート
である。
【図５】上流側Ａ／Ｆセンサの出力に基づく空燃比フィ
ードバック制御ルーチンのフローチャートである。
ードバック制御ルーチンのフローチャートである。
【図６】Ａ／Ｆセンサの一般的構造を説明するための図
である。
である。
【図７】上流側Ａ／Ｆセンサの出力特性の一例を示す図
である。
である。
【図８】下流側Ｏ2 センサの出力特性の一例を示す図で
ある。
ある。
１…機関本体 ２…吸気通路 ３…エアフローメータ ７…燃料噴射弁 １０…制御回路、 １２…触媒コンバータ １３…上流側空燃比センサ １５…下流側空燃比センサ
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.7 識別記号 ＦＩ Ｆ０２Ｄ 45/00 ３６８ Ｆ０２Ｄ 45/00 ３６８Ｇ
Claims (1)
- 【請求項１】 内燃機関の排気通路に配置された三元触
媒と、該三元触媒の上流側排気通路に配置され排気空燃
比に応じた出力信号を発生する上流側空燃比センサと、
前記三元触媒の下流側排気通路に配置され排気空燃比に
応じた出力信号を発生する下流側空燃比センサと、 前記上流側空燃比センサの過去所定期間の出力信号値の
変化履歴と、前記下流側空燃比センサの現在の出力信号
の値とに基づいて、現在から所定時間経過後の前記下流
側空燃比センサの出力信号の将来値を算出する推定手段
と、 前記算出された下流側空燃比センサの出力信号の将来値
に基づいて前記上流側空燃比センサの現在の出力信号値
を補正することにより、補正出力値を算出する補正手段
と、 前記算出した上流側空燃比センサの補正出力値に基づい
て前記内燃機関の燃焼空燃比を制御する制御手段とを備
えた内燃機関の空燃比制御装置。
Priority Applications (2)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP05234950A JP3134624B2 (ja) | 1993-09-21 | 1993-09-21 | 内燃機関の空燃比制御装置 |
| US08/305,641 US5475975A (en) | 1993-09-21 | 1994-09-14 | Air-fuel ratio control device for an engine |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP05234950A JP3134624B2 (ja) | 1993-09-21 | 1993-09-21 | 内燃機関の空燃比制御装置 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0791297A JPH0791297A (ja) | 1995-04-04 |
| JP3134624B2 true JP3134624B2 (ja) | 2001-02-13 |
Family
ID=16978804
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP05234950A Expired - Fee Related JP3134624B2 (ja) | 1993-09-21 | 1993-09-21 | 内燃機関の空燃比制御装置 |
Country Status (2)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US5475975A (ja) |
| JP (1) | JP3134624B2 (ja) |
Cited By (1)
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| WO2014045367A1 (ja) * | 2012-09-20 | 2014-03-27 | トヨタ自動車株式会社 | 内燃機関の制御装置 |
| US20200116093A1 (en) * | 2018-10-10 | 2020-04-16 | GM Global Technology Operations LLC | Nox formation prediction for improved catalytic converter control |
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1993
- 1993-09-21 JP JP05234950A patent/JP3134624B2/ja not_active Expired - Fee Related
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Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0791297A (ja) | 1995-04-04 |
| US5475975A (en) | 1995-12-19 |
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