JP3209056B2 - 内燃機関の空燃比制御装置 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、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設けた空燃比セン
サにより機関排気空燃比を検出し、この排気空燃比に基
づいて機関への燃料供給量をフィードバック制御する内
燃機関の空燃比制御装置が知られている。例えばこの種
の空燃比制御装置としては、特開平６−２８０６４８号
公報に記載されたものがある。

【０００３】同公報の装置は、エアフローメータの出力
と機関クランク回転角及び機関回転数とに基づいて気筒
内に吸入される吸入空気量を推定し、この吸入空気量推
定値を目標空燃比で割ることにより、気筒内燃焼空燃比
を目標空燃比にするために必要な燃料供給量（目標燃料
供給量）を推定する。また、上記吸入空気量推定値を、
排気系に配置した空燃比センサにより検出された排気空
燃比で割ることにより実際に気筒内に供給された燃料量
を推定する。

【０００４】同公報の装置では、更に目標燃料供給量と
実際に気筒内に供給された燃料量とが一致するように、
すなわち目標燃料供給量と実際の燃料量との偏差の積分
値が０になるように目標燃料供給量を補正している。上
記のように目標燃料供給量を補正することにより、過渡
運転時においても機関空燃比を迅速に目標空燃比に収束
させることが可能となる。

【０００５】

【発明が解決しようとする課題】ところが、上記特開平
６−２８０６４８号公報の空燃比制御装置では、気筒内
に実際に供給された燃料量を高い精度で推定することが
できず、その結果、過渡運転時等に機関空燃比を迅速に
目標空燃比に収束させることができない場合が生じる。

【０００６】ある気筒内に吸入される空気の合計量は、
その気筒の吸気行程が終了して吸気弁が閉弁した時点で
確定する。このため、各気筒の目標燃料供給量を正確に
算出するためには、各気筒の吸気弁閉弁時の機関運転パ
ラメータ（例えばエアフローメータ出力、機関回転数
等）を用いて気筒内に吸入された空気量を計算する必要
がある。ところが、例えば燃料噴射弁を用いて各気筒の
吸気ポートに燃料を噴射するような場合、燃料噴射は吸
気弁が開弁している間でなければ行うことができない。
このため、目標燃料供給量の算出も燃料噴射タイミング
に合わせて吸気弁開弁中に、すなわち吸気弁が閉弁して
気筒の吸入空気量が確定する以前に行う必要が生じる。

【０００７】従って、吸入空気量の算出は吸気弁開弁中
の機関運転パラメータに基づいて行うことになり、過渡
運転時などのように機関運転状態が大きく変動する場合
には目標燃料供給量算出に用いる吸入空気量が実際に気
筒内に吸入された空気量と正確に一致しない場合が生じ
る。上記公報の装置では、実際に気筒内に供給された燃
料量を推定し、この燃料量と目標燃料供給量とが一致す
るように目標燃料供給量を補正しているため、実際に気
筒内に供給された燃料量が正確に推定されていれば、目
標燃料供給量の算出に用いた吸入空気量に多少の誤差が
あった場合でもこの誤差は修正され気筒内空燃比は正確
に目標空燃比に維持されるはずである。

【０００８】ところが、上記公報の装置では、目標燃料
供給量算出に用いた吸入空気量をそのまま使用して実際
に気筒内に供給された燃料量を算出しているため、算出
した燃料量も誤差を含む場合が生じてしまう。このた
め、上記公報の装置では目標燃料供給量の補正を正確に
行うことができず、過渡運転時等に空燃比を目標空燃比
に迅速に収束させることができなくなる場合が生じてし
まうのである。

【０００９】本発明は上記問題に鑑み、実際に気筒内に
供給された燃料量を正確に推定することにより空燃比制
御の精度を向上させ、過渡運転時にも空燃比を目標空燃
比に正確に収束させることを可能とする内燃機関の空燃
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、内燃機
関の運転状態パラメータに基づいて、気筒内に吸入され
る吸気量の推定値を算出する筒内空気量推定手段と、予
め定めた燃料供給量算出タイミングにおいて、該タイミ
ングにおける前記機関運転状態パラメータに基いて、気
筒閉弁時における運転状態パラメータの値を予測すると
ともに、該予測した運転状態パラメータを用いて前記筒
内空気量推定手段により気筒閉弁時の吸気量予測値を算
出し、該算出した気筒閉弁時の吸気量予測値に基づい
て、前記気筒の燃焼空燃比を目標空燃比にするために必
要な目標燃料供給量を算出する燃料供給量算出手段と、
前記気筒からの排気空燃比を検出する空燃比検出手段
と、空燃比検出手段により検出された前記気筒の排気空
燃比と、前記筒内空気量推定手段により算出された吸気
量推定値とに基づいて、実際に前記気筒内に供給された
燃料量を算出する筒内燃料量算出手段と、前記燃料供給
量算出タイミングにおいて、前記筒内燃料量算出手段に
より算出された前記燃料量と前記燃料供給量算出手段に
より算出された前記目標燃料供給量とが一致するよう
に、目標燃料供給量を補正する空燃比補正手段と、前記
空燃比補正手段による補正後の目標燃料供給量の燃料を
前記気筒に供給する燃料供給手段と、を備えた内燃機関
の空燃比制御装置において、前記筒内燃料量算出手段
は、前記排気空燃比と、前記気筒の前回の吸気弁閉弁時
における機関運転状態パラメータ実測値を用いて前記筒
内空気量推定手段により算出した吸気量推定値とに基づ
いて気筒内に実際に供給された燃料量を算出することを
特徴とする内燃機関の空燃比制御装置が提供される。

【００１１】すなわち、本発明では、目標燃料供給量算
出手段による目標燃料供給量の算出と筒内燃料量算出手
段による実際に気筒内に供給された燃料量の算出、及び
空燃比補正手段による目標燃料供給量の補正は、いずれ
も気筒吸気弁閉弁タイミングより前の燃料供給量算出タ
イミングに行なわれることになる。しかし、本発明で
は、燃料供給量算出手段は次回の気筒吸気弁閉弁時の機
関運転パラメータの値を予測し、この予測値に基いて算
出された吸気量を用いて目標燃料供給量を算出するのに
対して、筒内燃料量算出手段は、前回の気筒吸気弁閉弁
時における機関運転パラメータの実測値に基づいて筒内
空気量推定手段により算出された吸気量を用いて気筒内
に実際に供給された燃料量を算出する。目標燃料供給量
は、次回の気筒吸気弁閉弁時の吸気量に基いて定める必
要があるため、次回の気筒吸気弁閉弁時の吸気量を予測
し、この予測値に基いて定める必要がある。これに対し
て、気筒内に実際に供給された燃料量は、前回気筒内で
燃焼したガスが空燃比検出手段に到達した時点で計算す
ることになるため、燃料供給量算出タイミングでは、筒
内燃料算出手段は前回の気筒吸気弁閉弁時の実際の運転
パラメータに基いて算出した吸気量を用いて気筒内に実
際に供給された燃料量を算出することが可能である。本
発明では、目標燃料供給量の算出には吸気量の予測値を
使用するものの、実際に気筒内に供給された燃料量の算
出には予測値を使用せず、実際の運転パラメータを用い
て算出した値を用いる。これにより、気筒内に実際に供
給された燃料量は吸気量の予測誤差を含まない正確な値
となるため、過渡運転時においても機関空燃比が迅速に
目標空燃比に収束するようになる。

【００１２】

【発明の実施の形態】以下添付図面を用いて本発明の実
施形態について説明する。図１は本発明を自動車用内燃
機関に適用した場合の全体構成を示す概略図である。図
１において、１は内燃機関本体を示す。本実施形態では
内燃機関１は多気筒機関が使用されており、図１はその
うちの１つの気筒についてのみ示しているが、他の気筒
についても同一の構成となっている。

【００１３】図１において、２は機関１の吸気管、１６
は吸気管２に配置され運転者のアクセルペダル２１の操
作量に応じた開度をとるスロットル弁、２ａは吸気管２
に設けられたサージタンク、２ｂは各気筒の吸気ポート
とサージタンク２ａとを接続する吸気マニホルド、７は
機関１の各気筒の吸気ポートに加圧燃料を噴射する燃料
噴射弁を示す。

【００１４】本実施形態では、スロットル弁１６には、
スロットル弁開度に応じた電圧信号を発生するスロット
ル開度センサ１７が配置されており、また、サージタン
ク２ａにはサージタンク内の絶対圧力に応じた電圧信号
を発生する吸気管圧力センサ３が接続されている。一
方、図１において１１は各気筒の排気ポートを共通の集
合排気管１４に接続する排気マニホルドを示している。
図示していないが、集合排気管１４には、排気の空燃比
が理論空燃比近傍のときに排気中のＨＣ、ＣＯ、ＮＯ_X
の三成分を同時に浄化可能な三元触媒が配置されてい
る。排気マニホルド１１の各気筒からの排気が合流する
排気合流部には空燃比センサ１３が設けられている。本
実施形態では、空燃比センサ１３は排気中の酸素濃度を
検出し空燃比に比例したリニア出力電圧を発生するリニ
ア出力型空燃比センサが使用されている。

【００１５】図１において、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。なお、上述の空燃比センサ１３、スロットル弁
開度センサ１７、吸気管圧力センサ３及び水温センサ９
の出力信号は、後述するＥＣＵ１０のマルチプレクサ内
蔵Ａ／Ｄ変換器１０１に入力される。

【００１６】図１に５、６で示すのは、それぞれ機関１
のクランク回転角を検出するクランク角センサである。
クランク角センサ５は、機関１のカム軸（図示せず）近
傍に設けられ、カム軸回転角が、例えばクランク軸回転
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。また、クランク角センサ６は、クランク軸近
傍に設けられ、クランク軸回転角３０°毎にクランク角
検出用パルス信号を発生する。これらクランク角センサ
５、６のパルス信号はＥＣＵ１０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。

【００１７】ＥＣＵ（電子制御ユニット）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１０１、入出力インターフェイス１０２、ＣＰＵ１０
３の他に、ＲＯＭ１０４、ＲＡＭ１０５、バックアップ
ＲＡＭ１０６、クロック発生回路１０７等が設けられて
いる。本実施形態では、ＥＣＵ１０は、機関１の燃料噴
射弁７を制御し、後述する燃料噴射量演算ルーチンで算
出された量の燃料を気筒の吸気ポートに噴射する燃料噴
射制御を行う。

【００１８】ＥＣＵ１０の、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）ＴＡＵが演
算されると、噴射時間ＴＡＵ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がセッ
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１０８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
がリ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ＴＡＵだけ燃
料噴射弁７は付勢され、時間ＴＡＵに応じた量の燃料が
機関１の燃焼室に供給されることになる。

【００１９】機関の回転数（回転速度）データは、クラ
ンク角センサ６のパルス間隔に基づいて所定のクランク
角毎（例えば３０°毎）の割込により演算され、ＲＡＭ
１０５の所定領域に格納される。つまり、ＲＡＭ１０５
には常に最新の回転速度データが格納されている。次
に、本実施形態の機関の燃料噴射量算出について説明す
る。

【００２０】本実施形態においては、燃料噴射量（各燃
料噴射弁の噴射時間）ＴＡＵは、各気筒の吸入空気量と
機関回転数とに基づいて以下の式から算出される。 ＴＡＵ＝ＰＭＧＡ×ＫＩＮＪ×α＋ΔＴＡＵ ……（１） ここで、ＰＭＧＡは吸気弁開弁中にそれぞれの気筒定に
流入する空気量を表す吸入空気量パラメータであり、後
述するようにスロットル弁開度と機関回転数及び吸気管
圧力センサ３出力とに基づいて算出される吸気管圧力
と、機関回転数とを用いて算出される。

【００２１】また、（１）式において、ＫＩＮＪは吸入
空気量パラメータ（ＰＭＧＡ）を基本燃料噴射量（ＰＭ
ＧＡ×ＫＩＮＪ）に換算するための換算定数である。な
お、基本燃料噴射量（ＰＭＧＡ×ＫＩＮＪ）はそれぞれ
の気筒内燃焼空燃比を目標空燃比（理論空燃比）とする
ために必要な燃料量である。更に、αは機関の暖機状態
や他の運転状態から決定される補正係数、ΔＴＡＵは空
燃比補正量である。空燃比補正量ΔＴＡＵは、実際に気
筒内に供給された燃料量ＡＴＡＵと燃料噴射弁７からの
燃料噴射量ＴＡＵとの偏差に基づいて算出され、ＡＴＡ
ＵとＴＡＵとの偏差の積分値が０になるように設定され
る。

【００２２】上記（１）式から判るように、本実施形態
において機関の燃料噴射量ＴＡＵは、吸気管圧力と機関
回転数とから算出された各気筒の吸入空気量（ＰＭＧ
Ａ）に基づいて、先ず基本燃料噴射量（ＰＭＧＡ×ＫＩ
ＮＪ）を算出し、この基本燃料噴射量を暖機運転等の機
関の運転状態（α）と、実際に気筒内に供給された燃料
量ＡＴＡＵ応じて補正することにより求められる。

【００２３】次に、本実施形態の吸入空気量パラメータ
ＰＭＧＡの算出方法について説明する。通常の機関で
は、機関が定常状態で運転されている場合（すなわち、
機関回転数ＮＥとスロットル弁開度ＴＡが一定に維持さ
れている場合）には、吸気管圧力はＴＡとＮＥとの関数
となり、ＴＡとＮＥとが定まれば吸気管圧力ＰＭは一義
的に決定される。また、各気筒の吸入空気量ＰＭＧＡは
吸気管圧力ＰＭと充填効率ＫＴＰの積として算出される
（すなわち、ＰＭＧＡ＝ＰＭ×ＫＴＰ）。更に、充填効
率ＫＴＰは、スロットル弁開度ＴＡと機関回転数ＮＥと
から一義的に決定される。すなわち、吸入空気量ＰＭＧ
Ａはスロットル弁開度ＴＡと機関回転数ＮＥとを用いて
算出することができる。

【００２４】本実施形態では、予め実際の機関を用いて
機関定常運転時に、機関回転数ＮＥとスロットル弁開度
ＴＡとの各条件での吸気管圧力ＰＭを計測し、この吸気
管圧力ＰＭの値をＴＡとＮＥとを用いたマップの形でＥ
ＣＵ１０のＲＯＭ１０４に格納してある。機関運転中、
ＥＣＵ１０はスロットル開度センサ１７で検出したスロ
ットル弁開度ＴＡと機関回転数ＮＥとを用いて、このマ
ップから機関定常運転における吸気管圧力を算出する。
なお、このＴＡとＮＥとのマップとして与えられる吸気
管圧力は標準状態における定常運転時の値であり、実際
に吸気管圧力センサ３で検出された値とは異なる場合が
ある。そこで、以下の説明では、吸気管圧力の実測値
（吸気管圧力センサ３で検出した値）をＰＭ、上記マッ
プにＴＡとＮＥとの関数として格納された吸気管圧力の
値をＰＭＴＡ、と呼び両者を区別することにする。

【００２５】ところで、前述したように、実際に気筒内
に吸入された空気量が確定するのは気筒の吸気弁が閉弁
した時点である。また、実際の運転においても各気筒の
吸気弁閉弁時における吸気管圧力が最も正確に気筒内に
吸入された空気量に対応している。ところが、気筒内に
燃料を供給するためには燃料噴射弁７から吸気弁開弁中
に燃料噴射を行う必要があり、吸気弁が閉弁する前に吸
入空気量ＰＭＧＡを算出する必要が生じる。このため、
本実施形態では燃料噴射タイミング（吸気弁開弁中）に
おけるＰＭＴＡとＰＭの値とを用いて吸気弁閉弁時の吸
気管圧力を予測し（以下吸気弁閉弁時の吸気管圧力予測
値をＰＭＦＷＤと呼ぶ）、この予測値ＰＭＦＷＤに基づ
いて吸入空気量ＰＭＧＡを算出している。

【００２６】以下、ＰＭＦＷＤの算出について説明す
る。ＴＡとＮＥとを用いてマップから読みだされる、定
常運転における吸気管圧力ＰＭＴＡの値は、スロットル
弁開度ＴＡまたは機関回転数ＮＥが変化すれば直ちに変
化するが、実際の吸気管圧力ＰＭはＴＡ、ＮＥが変化し
ても直ちに変化後のＰＭＴＡにはならず、ある遅れ時間
を持って変化する。

【００２７】図２は、ＴＡ、ＮＥ等の変化により吸気管
圧力のマップ値ＰＭＴＡがステップ状に変化した場合の
実際の吸気管圧力ＰＭの変化を説明する図である。図２
に示すように、ＰＭＴＡがステップ状に変化すると、Ｐ
Ｍは比較的緩やかに変化して、ある時間経過後に変化後
のＰＭＴＡに到達する。このＰＭの挙動はＰＭＴＡの変
化に対して一次遅れ応答系で近似することができる。こ
のため、現在の吸気管圧力は過去の吸気管圧力と現在の
ＰＭＴＡとの値から一時遅れ応答モデルを用いて計算す
ることができる。すなわち、現在の吸気管圧力の計算値
をＰＭＣＲＴとすると、ＰＭＣＲＴは以下の一時遅れ応
答式を用いて表すことができる。

【００２８】 ＰＭＣＲＴ＝ＰＭＣＲＴ_i-1 ＋（ＰＭＴＡ−ＰＭＣＲＴ_i-1 ）×（１／Ｎ） ……（２） ここでＰＭＣＲＴは現在の吸気管圧力（計算値）、ＰＭ
ＣＲＴ_i-1 は現在より時間Δｔ前の吸気管圧力、ＰＭＴ
Ａは現在のスロットル弁開度ＴＡと機関回転数ＮＥとか
ら定まる定常状態における吸気管圧力（マップ値）であ
る。

【００２９】また、Ｎは重み付け係数であり、一次遅れ
応答の時定数Ｔと上記Δｔとを用いて、Ｎ＝Ｔ／Δｔと
して表される。時定数Ｔはスロットル弁開度ＴＡと機関
回転数ＮＥとにより定まる値であり、実際の機関を用い
て予め実験によりＴＡとＮＥとの関数として求めること
ができる。なお、スロットル弁開度ＴＡと機関回転数Ｎ
Ｅとで定常状態での吸気管圧力ＰＭＴＡが一義的に定ま
るので、本実施形態ではスロットル弁開度ＴＡと機関回
転数ＮＥとに代えて、定常状態での吸気管圧力ＰＭＴＡ
と機関回転数ＮＥとの関数として時定数Ｔを求めるよう
にしている。

【００３０】本実施形態では、機関始動時にＰＭＣＲＴ
＝ＰＭＴＡの初期値を用いて上記の（２）式の計算を開
始し、以後機関運転中時間Δｔ毎に上記（２）式の計算
を繰り返すことにより、機関始動時からの逐次計算の結
果として現在の吸気管圧力ＰＭＣＲＴが算出される。な
お、（２）式から明らかなように、機関定常運転（すな
わちＰＭＴＡが一定の状態での運転）がある程度継続す
るとＰＭＣＲＴの値はＰＭＴＡに一致するようになる。

【００３１】ところで、上記により算出されるＰＭＣＲ
Ｔは現在の吸気管圧力の値であるが、前述のように、実
際に気筒に吸入される空気量を最も良く反映しているの
は各気筒の吸気弁閉弁時の吸気管圧力の値であるため、
正確に吸入空気量ＰＭＧＡを算出するためには吸気弁閉
弁時の吸気管圧力を用いて計算を行うことが好ましい。
一方、吸気管圧力の応答を図２に示したように一次遅れ
応答系で近似して現在の吸気管圧力ＰＭＣＲＴを算出し
たのであるから、仮にＰＭＴＡが変化後一定に維持され
るとすれば同じ一次遅れ応答モデルを用いてさらに
（２）式の逐次計算を繰り返すことにより、現在（ＰＭ
ＣＲＴ算出時点）より先の時点の吸気管圧力を予測する
ことが可能である。すなわち、ＰＭＣＲＴを算出後、同
じＰＭＴＡの値を用いて（２）式の計算を１回実施すれ
ば、現在からΔｔ経過後の吸気管圧力が計算され、
（２）式の計算を２回繰り返せば２×Δｔ経過後の吸気
管圧力が計算される。つまり、現在（ＰＭＣＲＴ算出時
点）から次にいずれかの気筒の吸気弁が閉弁するまでの
時間をＬとすると、算出したＰＭＣＲＴの値を初期値と
して、現在のＰＭＴＡを用いて（２）式の計算をＬ／Δ
ｔ回繰り返すことにより次にいずれかの気筒が閉弁する
ときの吸気管圧力計算することができる。ここで、次に
いずれかの気筒の吸気弁が閉弁するときの吸気管圧力の
計算値をＰＭＶＬＶと呼ぶと（図３参照）、 PMCRT _i+1 ＝PMCRT ＋( PMTA−PMCRT ）×( 1/N ) PMCRT _i+2 ＝PMCRT _i+1 ＋( PMTA−PMCRT _i+1 ) ×( 1/N ) …………（Ｐ回繰り返し。但しＰ＝Ｌ／Δｔ）………… PMVLV ＝PMCRT _i+P ＝PMCRT _i+P-1 ＋( PMTA−PMCRT _i+P-1 ) ×( 1/N ) の逐次計算によりＰＭＶＬＶが算出される。

【００３２】また、上記逐次計算に使用したＰＭＴＡの
値は現在のＴＡとＮＥとに基づくマップ値であるが、例
えばＴＡ、ＮＥの値、特にＴＡの値は過渡運転時（急加
速時、急減速時）などには短時間で大きく変化する場合
がある。このため、現在の吸気管圧力ＰＭＣＲＴから上
記逐次計算によりＰＭＶＬＶを算出する場合には、吸気
弁閉弁時のＴＡの値に基づいてＰＭＴＡをもとめるほう
がＰＭＶＬＶ値が正確になる。そこで、本実施形態で
は、以下の式により吸気弁閉弁時のスロットル弁開度Ｔ
ＡＯを予測し、このＴＡＯと現在の機関回転数ＮＥとを
用いてマップから読みだしたＰＭＴＡの値を使用して上
記逐次計算を行う。

【００３３】 すなわち、ＴＡＯ＝ＴＡ＋（ＴＡ−ＴＡ_i-1 ）×Ｌ／Δｔ ……（３） 及び、 PMCRT _i+1＝PMCRT ＋( PMTAO −PMCRT ）×( 1/NO) PMCRT _i+2＝PMCRT _i+1 ＋( PMTAO −PMCRT _i+1 ) ×( 1/NO) …………（Ｐ回繰り返し。但しＰ＝Ｌ／Δｔ）………… PMVLV＝PMCRT _i+P ＝PMCRT _i+P-1 ＋( PMTAO −PMCRT _i+P-1 ) ×( 1/NO) ………（４） ここで、（３）式のＴＡＯは吸気弁閉弁時のスロットル
弁開度の予測値、ＴＡは現在のスロットル弁開度、ＴＡ
_i-1 は現在から時間Δｔ前の時点でのスロットル弁開
度、Ｌは現在から吸気弁閉弁時までの時間、またＰＭＴ
ＡＯはスロットル弁開度予測値ＴＡＯと現在の機関回転
数ＮＥとを用いて求めた定常状態での吸気管圧力マップ
値である。また、ＮＯは重み付け係数であり、スロット
ル弁開度予測値ＴＡＯと機関回転数ＮＥとから定まる時
定数ＴＯを用いてＮＯ＝ＴＯ／Δｔとして求められる。

【００３４】すなわち本実施形態では、現在より時間
Δｔ前の時点で算出した吸気管圧力計算値ＰＭＣＲＴ
_i-1 と現在の吸気管圧力マップ値ＰＭＴＡとを用いて、
一次遅れ応答モデルから現在の吸気管圧力計算値ＰＭＣ
ＲＴを算出（上記（２）式）し、現在より時間Δｔ前
の時点のスロットル弁開度ＴＡ_i-1 と現在のスロットル
弁開度ＴＡとから現在から時間Ｌ経過後の（すなわち吸
気弁閉弁時の）スロットル弁開度ＴＡＯを予測（上記
（３）式）するとともに、このＴＡＯと現在の機関回転
数ＮＥとから吸気弁閉弁時の吸気管圧力マップ値の予測
値ＰＭＴＡＯを算出する。ついで上記予測値ＰＭＴＡ
Ｏとで算出した現在の吸気管圧力計算値ＰＭＣＲＴと
を用いて、逐次計算により吸気弁閉弁時の吸気管圧力計
算値（予測値）ＰＭＶＬＶを算出する（上記（４）
式）。

【００３５】図３は、上記各吸気管圧力の関係を説明す
る図である。図３から判るように、本実施形態では現在
のスロットル弁開度ＴＡと機関回転数ＮＥ、および現在
から時間Δｔ前の時点での吸気管圧力計算値ＰＭＣＲＴ
_i-1 とのみに基づいて、吸気弁閉弁時の吸気管圧力計算
値ＰＭＶＬＶを求めている。ところで、上記により吸気
管圧力計算値ＰＭＶＬＶに充填効率ＫＴＰを乗じること
により、一応の気筒吸入空気量を求めることが可能であ
るが、前述のようにＰＭＶＬＶの値は機関始動時から逐
次計算される現在の吸気管圧力計算値ＰＭＣＲＴに基づ
いているため、ＰＭＶＬＶの値はＰＭＣＲＴの逐次計算
に伴う定常的な誤差を含んでいる可能性がある。

【００３６】このため、本実施形態では実際の吸気管圧
力測定値ＰＭを用いてＰＭＶＬＶの値が含む定常的な偏
差を補正してＰＭＶＬＶの予測精度を高めている。図４
は、上記定常的偏差の補正原理を示す図である。図４に
おいて、横軸は時間を、縦軸は吸気管圧力をそれぞれ表
している。また、カーブＡは吸気管圧力計算値ＰＭＣＲ
Ｔの変化を、カーブＢは実際に吸気管圧力センサ３で測
定した吸気管圧力実測値ＰＭの時間的変化の例を示して
いる。吸気管圧力センサ３出力は、実際の吸気管圧力変
化に対して図２で示したのと同様な応答遅れ（センサ応
答遅れ）があるため、吸気圧力計算値ＰＭＣＲＴと実測
値ＰＭとの間には前述の定常的偏差分だけでなくセンサ
応答遅れ分も含めた差が生じている。

【００３７】また、図４においてカーブＣは、カーブＡ
に対してセンサ応答遅れに相当する一次遅れ応答のカー
ブを示す。すなわち、カーブＡとカーブＣとの差（図
４、ΔＤ）はセンサ応答遅れを表している。従って、仮
に吸気管圧力計算値ＰＭＣＲＴが逐次計算による定常的
な偏差を全く含んでいないとすれば、吸気管圧力センサ
３の出力は図４カーブＣに示したように変化することに
なるため、カーブＣとカーブＢ（実際の吸気管圧力セン
サ３出力）との差（図４、ΔＰＤ）は吸気管圧力計算値
ＰＭＣＲＴが含む定常的偏差を表すことになる。

【００３８】また、図４カーブＣ（すなわち、ＰＭＣＲ
Ｔに対応する計算上の吸気管圧力センサ３出力、以下こ
の計算上のセンサ３出力値をＰＭＣＲＴ４と呼ぶ）、は
カーブＡ（ＰＭＣＲＴ）に対して一次遅れの特性を示す
ため、前述の（２）式と同様に、 ＰＭＣＲＴ４ ＝ＰＭＣＲＴ４_i-1 ＋（ＰＭＣＲＴ−ＰＭＣＲＴ４_i-1 ）×（１／Ｍ） ……（５） として算出することができる。ここでＰＭＣＲＴ４は現
在の計算上のセンサ３出力、、ＰＭＣＲＴ４_i-1 は現在
より時間Δｓ前のＰＭＣＲＴ４の値、ＰＭＣＲＴは現在
の吸気管圧力計算値であり、前述の（２）式から算出さ
れた値である。また、Ｍは重み付け係数であり、吸気管
圧力センサの応答遅れの時定数Ｓと上記時間Δｓとを用
いて、Ｍ＝Ｓ／Δｓとして表される。時定数Ｓは実際の
センサを用いて予め実験により求められる定数である。

【００３９】ＰＭＣＲＴが含む定常的偏差ΔＰＤは、前
述したように、ΔＰＤ＝ＰＭＣＲＴ４−ＰＭとして表さ
れる（図４）。この定常的偏差ΔＰＤは略一定な値とな
るため、偏差を修正したＰＭＶＬＶの値、すなわち吸入
空気量ＰＭＧＡの算出に用いるべき吸気弁閉弁時の吸気
管圧力予測値ＰＭＦＷＤは、 ＰＭＦＷＤ＝ＰＭＶＬＶ−ΔＰＤ＝ＰＭＶＬＶ−ＰＭＣＲＴ４＋ＰＭ…（６） として表される。

【００４０】また、同様に定常偏差ΔＰＤを修正した現
在の真の吸気管圧力ＰＭＴＲは、 ＰＭＴＲ＝ＰＭＣＲＴ−ΔＰＤ＝ＰＭＣＲＴ−ＰＭＣＲＴ４＋ＰＭ…（７） となる。本実施形態では燃料噴射量算出（前述の（１）
式）の際に使用する吸入空気量ＰＭＧＡは上記吸気弁閉
弁時の吸気管圧力予測値ＰＭＦＷＤを用いて算出し、空
燃比補正量ΔＴＡＵの算出には前回同じ気筒で燃料噴射
を行ったときの実際の吸気弁閉弁時の吸気管圧力ＰＭＴ
Ｒに基づいて算出した吸入空気量ＰＭＧＲを使用する。

【００４１】このように、基本燃料噴射量算出と空燃比
補正量算出とで異なる吸気管圧力を使用する理由は以下
の通りである。すなわち、燃料噴射弁から吸気ポートへ
の燃料噴射は吸気弁が閉弁する前に行う必要がある。こ
のため、基本燃料噴射量は吸気弁が閉弁して気筒内の空
気量が確定するのを待たずに算出しなければならない。
そこで、本実施形態では吸気弁開弁中の機関運転パラメ
ータから吸気弁閉弁時の吸気管圧力ＰＭＦＷＤを予測し
て基本燃料噴射量を算出している。しかし、この吸気管
圧力予測時点と実際の吸気弁閉弁時とは時間Ｌ（図４）
だけ隔たりがあるため、特に機関運転状態の変化が大き
い場合等には実際の吸気弁閉弁時の吸気管圧力と予測値
ＰＭＦＷＤとの差が大きくなる場合がある。前述のよう
に、実際の燃料噴射量ＴＡＵは基本燃料噴射量を空燃比
補正量ΔＴＡＵで補正した値が用いられるため、ΔＴＡ
Ｕを精度良く設定すればＰＭＦＷＤの予測誤差も補正さ
れるはずである。ところが、ΔＴＡＵの算出にも基本燃
料噴射量算出と同じＰＭＦＷＤを用いていたのでは、補
正量ΔＴＡＵそのものがＰＭＦＷＤの予測誤差を含んで
しまうことになり、実際の燃料噴射量ＴＡＵの誤差を修
正することができない。

【００４２】一方空燃比補正量ΔＴＡＵは、気筒内に実
際に供給された燃料量と上記目標燃料量（基本燃料量）
との偏差に基づいて算出されるが、この実際の筒内燃料
量の算出タイミングは、筒内で燃焼したガスが排気マニ
ホルド１１の空燃比センサ１３に到達した時点、すなわ
ち吸気弁が閉弁して吸入空気量が確定した後となる。従
って、ΔＴＡＵの演算には基本燃料噴射量算出時のよう
な時間的制約がなく、実際の吸気弁閉弁時の吸気管圧力
を使用することが可能である。そこで、本実施形態で
は、空燃比補正量ΔＴＡＵの算出に用いる吸入空気量は
予測値ＰＭＦＷＤではなく実際の吸気弁閉弁時の吸気管
圧力（すなわち、実際に吸気弁が閉弁したときのＰＭＴ
Ｒ（上記（７）式））に基づいて算出するようにしてい
る。これにより、ＰＭＦＷＤの予測誤差を含まない正確
な空燃比補正量ΔＴＡＵを設定することが可能となるた
め、燃料噴射量が運転状態に応じて正確に算出されるよ
うになり、過渡運転時においても機関空燃比を迅速に理
論空燃比に収束させることが可能となる。

【００４３】図５、図６は本実施形態における吸入空気
量算出ルーチンを示すフローチャートである。本ルーチ
ンは、ＥＣＵ１０により一定時間毎（例えば５から１０
ｍｓ毎）に実行される。本ルーチンでは、ルーチン実行
毎に偏差ΔＰＤ補正用の吸気管圧力センサ出力の計算値
ＰＭＣＲＴ４が算出され（図５ステップ５２７）、ルー
チン２回実行毎に吸気管圧力計算値ＰＭＣＲＴ、ＰＭＶ
ＬＶ及びＰＭＦＷＤ、ＰＭＴＲの各吸気管圧力が算出さ
れる。ＰＭＣＲＴ４の算出間隔を他の圧力算出間隔の１
／２に設定したのは、偏差ΔＰＤ（図４）の補正精度を
向上させるためである。

【００４４】図５においてルーチンがスタートすると、
ステップ５０１ではカウンタＣの値が１カウントアップ
される。ここで、Ｃはルーチンを２回実行する毎にステ
ップ５４１（図６）でクリアされるカウンタであり、Ｐ
ＭＣＲＴ４の値のみをルーチン実行毎に算出し、他の吸
気管圧力値をルーチン２回実行毎に算出するために用い
られる。

【００４５】また、ステップ５０３では、吸気管圧力セ
ンサ３の検出した吸気管圧力実測値ＰＭが読み込まれ、
次いでステップ５０５ではカウンタＣの値から今回のル
ーチン実行タイミングがステップ５０７から５２５の実
行タイミングであるか否か（Ｃ＝２か否か）が判定され
る。ステップ５０５でＣ＝２であった場合にはステップ
５０７から５２５が実行され、ＰＭＣＲＴ、ＰＭＶＬＶ
の値が算出される。

【００４６】すなわち、ステップ５０７ではスロットル
弁開度センサ１７の出力がＡＤ変換され、スロットル弁
開度データＴＡとして取り込まれるとともに、ＲＡＭ１
０５に記憶された最新の回転数データＮＥが読み出され
る。また、ステップ５０９ではクランク各センサ６で検
出した現在のクランク軸回転位相と機関回転数ＮＥとに
基づいて、現在から次にいずれかの気筒の吸気弁が閉弁
するまでの時間Ｌが算出される。

【００４７】また、ステップ５１１では、上記により算
出した時間Ｌと前回のスロットル弁開度ＴＡ_i-1 とに基
づいて、（３）式から次に気筒吸気弁が閉弁する時点に
おけるスロットル弁開度予測値ＴＡＯが算出される。こ
こで、（３）式のΔｔは本ルーチンの実行間隔の２倍の
値となる。ステップ５１３から５１７は現在の吸気管圧
力ＰＭＣＲＴの値の算出を示す。ステップ５１３では、
ステップ５０７で読み込んだＴＡとＮＥとを用いて、定
常状態における吸気管圧力（マップ値）ＰＭＴＡが、ス
テップ５１５ではＰＭＴＡとＮＥとから（３）式の重み
付け係数Ｎが、それぞれ読み出される。また、ステップ
５１７では、このＰＭＴＡとＮ及び前回ルーチン実行時
のＰＭＣＲＴの値（ＰＭＣＲＴ_i-1 ）とから（２）式を
用いて現在の吸気管圧力ＰＭＣＲＴが算出される。

【００４８】また、同様にステップ５１９、５２１で
は、吸気弁閉弁時のスロットル弁開度予測値ＴＡＯと現
在の機関回転数ＮＥとから吸気管圧力マップ値ＰＭＴＡ
Ｏ、（４）式の重み付け係数ＮＯ、がそれぞれ算出さ
れ、図６ステップ５２３では前述の（４）式の逐次計算
により吸気弁閉弁時の吸気管圧力予測値ＰＭＶＬＶが算
出される。また、ステップ５２５では次回のルーチン実
行に備えてＴＡ_i-1 、ＰＭＣＲＴ_i-1 の値が更新され
る。上記によりＰＭＣＲＴとＰＭＶＬＶとの値を算出
後、ステップ５２７では、ステップ５１７で算出したＰ
ＭＣＲＴと前回のＰＭＣＲＴ４の値（ＰＭＣＲＴ
４_{i- 1} ）とを用いて現在の吸気管圧力センサ３出力の計
算値ＰＭＣＲＴ４が（５）式に基づいて算出され、ステ
ップ５２８では次回のルーチン実行に備えてＰＭＣＲＴ
４_i-1 の値が更新される。なお、ステップ５０５でＣ≠
２であった場合には、ステップ５０５の次に直接ステッ
プ５２７が実行される。

【００４９】ステップ５２９から５３９は偏差修正後の
吸気弁閉弁時吸気管圧力予測値ＰＭＦＷＤと偏差修正後
の現在の吸気管圧力ＰＭＴＲの算出、およびＰＭＦＷ
Ｄ、ＰＭＴＲそれぞれに基づく気筒吸入空気量の算出を
示す。ステップ５３１から５３９のステップは、ルーチ
ン２回実行毎（ステップ５２９でＣ＝２の場合）にのみ
実行される。

【００５０】ステップ５３１、５３３では前述の（６）
式、（７）式よりＰＭＦＷＤとＰＭＴＲとが算出され、
ステップ５３５では、現在のスロットル弁開度ＴＡと機
関回転数ＮＥとから現在の充填効率ＫＴＰが、またスロ
ットル弁開度予測値ＴＡＯと回転数ＮＥとから吸気弁閉
弁時の充填効率の予測値ＫＴＰＯが、それぞれ算出され
る。

【００５１】また、燃料噴射量演算に用いる吸入空気量
ＰＭＧＡが、ＰＭＦＷＤとＫＴＰＯを用いて、ＰＭＧＡ
＝ＰＭＦＷＤ×ＫＴＰＯ（ステップ５３７）、現在の吸
気管圧力に基づく吸入空気量ＰＭＧＲがＰＭＴＲとＫＴ
Ｐとに基づいて、ＰＭＧＲ＝ＰＭＴＲ×ＫＴＰ（ステッ
プ５３９）として算出され、それぞれＲＡＭの所定領域
に格納される。

【００５２】次に、空燃比補正量ΔＴＡＵ算出に用いる
吸気弁閉弁時の実際の気筒内吸入空気量ＰＭＧＲＶＣＬ
の算出について説明する。上述のように、図５、図６の
ルーチンでは、クランク回転各とは無関係にルーチン２
回実行毎に現在の吸気管圧力ＰＭＴＲに基づいて吸入空
気量ＰＭＧＲが算出されている。本実施形態では、クラ
ンク回転角が各気筒の吸気弁閉弁時期に相当する角度に
到達する毎に実行される図示しないストレージルーチン
により、各気筒の吸気弁閉弁時に上記現在の吸気管圧力
に基づく吸入空気量ＰＭＧＲを読み込み、実際の気筒内
吸入空気量ＰＭＧＲＶＣＬとしてＲＡＭ１０５に記憶す
る。なお、後述するように実際の気筒内吸入空気量ＰＭ
ＧＲＶＣＬの値がΔＴＡＵの算出に使用されるのは、燃
焼後の排気ガスが空燃比センサの位置に到達した時点に
なるため、一定の時間遅れが生じる。このため、ストレ
ージルーチンの実行によりＲＡＭ１０５には、常時過去
一定期間（例えば、機関１０回転分程度）の各気筒の実
際の吸入空気量ＰＭＧＲＶＣＬの値が格納され、ルーチ
ン実行毎に更新される。

【００５３】図７は、本実施形態の燃料噴射量演算ルー
チンを示すフローチャートである。本ルーチンは、ＥＣ
Ｕ１０によりクランク軸一定回転毎（各気筒の燃料噴射
タイミング毎）に実行される。図７においてルーチンが
スタートすると、ステップ７０１では直前に実行された
図５、図６のルーチンにより算出された最新の吸入空気
量ＰＭＧＡの値が読み出されるまた、ステップ７０３で
は、現在空燃比センサ１３の位置に到達した排気が気筒
内で燃焼したときの実際の吸入空気量ＰＭＧＲ_i-K （例
えば、機関１０回転前に読み込んだＰＭＧＲの値）がＲ
ＡＭ１０５から読みだされる。

【００５４】次いで、ステップ７０５では空燃比センサ
１３出力がＡＤ変換され、この出力に基づいて現在の排
気空燃比Ａ／Ｆが算出される。更に、ステップ７０７で
は、ＰＭＧＲ_i-K とＡ／Ｆとから気筒内に実際に供給さ
れた燃料量ＡＴＡＵ_i-K が算出される。また、ステップ
７０９では、ＡＴＡＵ _i-K と、この時の燃料噴射量ＴＡ
Ｕ_i-K とを用いて空燃比補正量ΔＴＡＵが算出される。
なお、本実施形態では、前述の特開平６−２８０６４８
と同様な方法でＡＴＡＵ_i-K とＴＡＵ_i-K とに基づいて
ＡＴＡＵ_i-K とＴＡＵ_i-K との偏差の積分値が０になる
ように空燃比補正量ΔＴＡＵの値を決定しているが、Δ
ＴＡＵの算出は他の公知の方法、例えばＴＡＵ_i-K とＡ
ＴＡＵ_i-K との偏差に基づくＰＩＤ（比例、微分、積
分）処理により決定するようにしても良い。

【００５５】ステップ７０９で空燃比補正量ΔＴＡＵが
算出されると、ステップ７１１では、前述の（１）式に
基づいて今回の燃料噴射量ＴＡＵが算出され、ステップ
７１３では次回のルーチン実行に備えて今回のＴＡＵの
値がＲＡＭ１０５に格納される。また、ステップ７１５
では、算出したＴＡＵの値がダウンカウンタ１０８（図
１）にプリセットされ、燃料噴射が実行される。

【００５６】上述のように、本実施形態によれば、空燃
比補正量ΔＴＡＵ算出のための気筒内吸入空気量を、各
気筒の吸気弁閉弁時の機関運転パラメータ（スロットル
弁開度ＴＡ、機関回転数ＮＥ、吸気管圧力実測値ＰＭ
等）に基づいて算出するようにしたことにより、空燃比
補正量ΔＴＡＵは実際に気筒内に吸入された空気量に基
づいて決定されるようになる。このため、算出されるΔ
ＴＡＵの値は実際の機関運転状態を反映した正確な値と
なる。

【００５７】

【発明の効果】本発明によれば、実際に気筒内に供給さ
れた燃料量を各気筒吸気弁閉弁時の機関運転パラメータ
に基づいて推定した気筒内吸入空気量を用いて算出する
ようにしたことにより、実際に気筒内に供給された燃料
量を正確に推定することができるため、過渡運転時にも
空燃比を目標空燃比に正確に収束させることが可能とな
るという効果を奏する。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明を自動車用機関に適用した場合の実施形
態の概略構成を示す図である。

【図２】吸気管圧力の応答特性を説明する図である。

【図３】図１の実施形態における吸気管圧力予測方法を
説明する図である。

【図４】図１の実施形態における吸気管圧力予測方法を
説明する図である。

【図５】図１の実施形態における気筒内吸入空気量推定
ルーチンを示すフローチャートの一部である。

【図６】図１の実施形態における気筒内吸入空気量推定
ルーチンを示すフローチャートの一部である。

【図７】図１の実施形態の燃料噴射量演算ルーチンを示
すフローチャートである。

【符号の説明】

１…内燃機関 ２…吸気通路 ３…吸気管圧力センサ １０…電子制御ユニット（ＥＣＵ） １１…排気マニホルド １３…空燃比センサ １７…スロットル開度センサ

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (58)調査した分野(Int.Cl.⁷，ＤＢ名) F02D 41/04,41/14 F02D 45/00

Claims (1)

(57)【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 内燃機関の運転状態パラメータに基づい
   て、気筒内に吸入される吸気量の推定値を算出する筒内
   空気量推定手段と、 予め定めた燃料供給量算出タイミングにおいて、該タイ
   ミングにおける前記機関運転状態パラメータに基いて、
   気筒閉弁時における運転状態パラメータの値を予測する
   とともに、該予測した運転状態パラメータを用いて前記
   筒内空気量推定手段により気筒閉弁時の吸気量予測値を
   算出し、該算出した気筒閉弁時の吸気量予測値に基づい
   て、前記気筒の燃焼空燃比を目標空燃比にするために必
   要な目標燃料供給量を算出する燃料供給量算出手段と、 前記気筒からの排気空燃比を検出する空燃比検出手段
   と、 空燃比検出手段により検出された前記気筒の排気空燃比
   と、前記筒内空気量推定手段により算出された吸気量推
   定値とに基づいて、実際に前記気筒内に供給された燃料
   量を算出する筒内燃料量算出手段と、前記燃料供給量算出タイミングにおいて、前記筒内燃料
   量算出手段により算出された前記燃料量と 前記燃料供給
   量算出手段により算出された前記目標燃料供給量とが一
   致するように、目標燃料供給量を補正する空燃比補正手
   段と、 前記空燃比補正手段による補正後の目標燃料供給量の燃
   料を前記気筒に供給する燃料供給手段と、を備えた内燃
   機関の空燃比制御装置において、 前記筒内燃料量算出手段は、前記排気空燃比と、前記気
   筒の前回の吸気弁閉弁時における機関運転状態パラメー
   タ実測値を用いて前記筒内空気量推定手段により算出し
   た吸気量推定値とに基づいて気筒内に実際に供給された
   燃料量を算出することを特徴とする内燃機関の空燃比制
   御装置。