JP3894138B2 - エンジンの燃料噴射量制御装置 - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、エンジンの燃料噴射量制御装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
燃料噴射弁から噴射された燃料の一部が、吸気ポート壁に付着し、付着した燃料の一部が蒸発する、とする壁流モデルを用いて燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出するようにしたものがある（特許文献１参照）。
【０００３】
【特許文献１】
特開平９-３０３１７３号公報
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、上記従来装置では、吸気ポート壁に形成される壁流の中に、吸気弁に形成される壁流を含ませて扱っているため、燃焼室入口での壁流の実際の挙動を適切に表すことができていない。すなわち、燃焼室入口に吸気ポートを開閉する吸気弁が存在する場合には、噴射弁から吸気弁傘裏部に向けて噴かれた噴霧は吸気ポートだけでなくこの吸気弁傘裏部にも付着して壁流が形成され、この壁流より一部は再び気化し、また引き剥がされて噴霧となって気中に戻る。
【０００５】
壁流の蒸発特性は主に壁温度、吸気流速に依存する。壁温度が高いほど盛んに燃料が蒸発し、吸気流速が速いほど引き剥がされる分が増し壁流量が減少する。エンジンを低温で始動する当初は吸気ポート壁、吸気弁とも同じ温度であるが、エンジンの暖機が進むと共に、両壁に温度差が生じる。シリンダヘッドに形成される吸気ポートはシリンダヘッド内のウォータジャケットを流れる冷却水により冷却されるため、吸気ポート壁の温度はほぼ水温に等しい温度で推移するのに対して、吸気弁のほうは燃焼熱を直接に浴びること、駆動部品のため弁座を介してしかシリンダヘッドと接触していないために冷却されずらいこととにより、温度上昇して３００℃にもなる。
【０００６】
このように吸気弁と吸気ポート壁とで特に壁温度が大きく異なるときには、各壁流の蒸発特性が大きく違ったものとなり、従って従来装置を適用して吸気弁壁流と吸気ポート壁流とを合わせた１つの壁流モデルで表すことができない。この結果として、低温始動からの暖機途中や過渡時の空燃比が目標値から外れるエラーが生じ、排気性能や運転性能が悪くなる。
【０００７】
そこで本発明は、燃料噴射弁からの噴霧が吸気ポート内で少なくとも２つの部位に付着し、その２つの部位にそれぞれ付着した燃料の蒸発特性が大きく相違する場合においても、各部位からの蒸発量を精度よく求めることを目的とする。
【０００８】
【課題を解決するための手段】
本発明は、燃焼室入口の吸気ポートを開閉する吸気弁と、吸気ポート内に燃料を噴射する燃料噴射弁とを備え、この燃料噴射弁から噴射された燃料が、少なくとも吸気弁と吸気ポート壁の２つに分岐して付着し、その付着したそれぞれの燃料の一部が、異なる特性で蒸発するモデルを用いて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出すると共に、前記吸気弁に付着している燃料より蒸発する分を、少なくとも吸気弁の温度代表値、吸気ポート内のガス流速の代表値、吸気ポート内の圧力のいずれかに基づいて、また前記吸気ポート壁に付着している燃料より蒸発する分を、少なくとも吸気ポート壁の温度代表値、吸気ポート内のガス流速の代表値、吸気ポート内圧力のいずれかに基づいてそれぞれ求めると共に、この求めた各燃料より蒸発する分に基づいて燃焼分燃料を算出し、この燃焼分燃料に基づいて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出するように構成する。
【０００９】
【発明の効果】
本発明によれば、燃料噴射弁から噴射された燃料が、少なくとも吸気弁と吸気ポート壁の２つに分岐して付着し、付着したそれぞれの燃料の一部が、異なる特性で蒸発するモデルを用いるので、吸気ポート壁と吸気弁とで温度が大きく相違する場合においても、吸気ポート壁、吸気弁にそれぞれ付着した燃料からの蒸発分（図４のＹ０、Ｚ０参照）を精度よく求めることができる。
【００１０】
このようにして各付着した燃料からの蒸発分を精度よく求めることができると、低温始動からの暖機途中や過渡時の空燃比の精度を高めることができ、排気性能や運転性能を向上させることができる。
さらに、本発明によれば、吸気弁壁と吸気ポート壁に付着している各燃料（Ｍｆｖ、Ｍｆｐ）より蒸発する分（Ｙ０、Ｚ０）を求めるのに、少なくとも壁温度やガス流速の代表値、圧力（吸入負圧）のいずれかに基づくので（図９、１０参照）、吸気ポート径、吸気弁の仕様等が大きく変わったような場合、エンジン回転速度や過渡時等で吸気ポート内のガス流速が変わった場合、ＶＴＣ機構（可変動弁機構）の作動によりガス流速が変わる場合でも、吸気弁壁と吸気ポート壁に付着している各燃料より蒸発する分（Ｙ０、Ｚ０）を精度よく求めることができる。
【００１１】
【発明の実施の形態】
以下、図面に基づき本発明の実施形態について説明する。図１はＬ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンに適用した本発明の一実施形態のシステムを説明するための概略図である。
【００１２】
吸気絞り弁２３により調量される空気は、吸気コレクタ２に蓄えられた後、吸気マニホールド３を介して各気筒の燃焼室５に導入される。燃料は各気筒の吸気ポート４に配置された燃料噴射弁２１より、エアフローメータ３２により検出される吸入空気流量と、クランク角センサ（３３、３４）からの信号に基づいて演算されるエンジン回転速度とに応じ、所定のタイミングで吸気ポート内に、より具体的には吸気ポートに遮るように存在する吸気弁１５（傘裏部）に向けて、間欠的に噴射供給される。
【００１３】
吸気弁１５に向けて噴射された燃料は、吸気と混合して混合気を作り、この混合気は吸気弁１５を閉じることで燃焼室５内に閉じこめられ、ピストン６の上昇によって圧縮され、点火プラグ１４により着火されて燃焼する。この燃焼によるガス圧がピストン６を押し下げる仕事を行い、このピストン６の往復運動はクランクシャフト７の回転運動へと変換される。燃焼後のガス（排気）は排気弁１６が開いたとき排気通路８へと排出される。
【００１４】
排気通路８には三元触媒９を備える。三元触媒９は排気の空燃比が理論空燃比を中心とした狭い範囲にあるとき、排気に含まれるＨＣ、ＣＯ及びＮＯｘを同時に効率よく除去できる。このため、エンジンコントローラ３１では運転条件に応じて燃料噴射弁２１からの基本燃料噴射量を定めると共に、三元触媒９の上流に設けたＯ２センサ（図示しない）からの信号に基づいて空燃比をフィードバック制御する。
【００１５】
上記の吸気絞り弁２３はスロットルモータ２４により駆動される。運転者が要求するトルクはアクセルペダル４１の踏み込み量（アクセル開度）に現れるので、エンジンコントローラ３１ではアクセルセンサ４２からの信号に基づいて目標トルクを定め、この目標トルクを実現するための目標空気量を定め、この目標空気量が得られるようにスロットルモータ２４を介して吸気絞り弁２３の開度を制御する。
【００１６】
また、主に燃費向上のため、ＥＧＲ装置（ＥＧＲ通路２５、ＥＧＲ弁２６、アクチュエータ２７からなる）とＶＴＣ機構（バルブタイミングコントロール機構）２９を備えてもいる。
【００１７】
さて、Ｌ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンを前提として、本実施形態では、燃焼予測型制御を行う。具体的には温度を主なパラメータとして吸気ポート４、燃焼室５内の壁流燃料と未燃分燃料を推定し、その結果を燃料噴射制御に適用する。
【００１８】
まず、今回改めて噴射弁２１から噴射された燃料が燃焼するまでの燃料の挙動を見直した結果を図２、図３に示す。図２において破線は、噴射弁２１から噴射された燃料がガス状で移動することを、実線は噴霧の状態で移動することを示す。なお、噴霧のうち微細なもの（微粒噴霧）はガスと同じに扱えるので、ガスのほうに分類している。この場合、ガス、微粒噴霧は再び吸気ポートや燃焼室内に付着することはないと仮定する。
【００１９】
ここでは、燃焼室入口までの燃料挙動と燃焼室内での燃料挙動とに大きく分ける。
【００２０】
（１）燃焼室入口までの燃料挙動：
噴射弁２１から吸気ポート４に噴射された燃料は、気化してガス（気体）となる分と、噴霧のまま漂う分とに大きく分岐される。ガス、微粒噴霧となった燃料はポート壁４ａや吸気弁傘裏部１５ａに付着することなく燃焼室５に吸入される。噴霧のまま漂う燃料は、その一部が気流に運ばれて燃焼室５に直接吸入され、残りは吸気弁傘裏部１５ａと吸気ポート壁４ａとに付着する。
【００２１】
ここで、吸気弁１５に付着して形成される壁流は、傘裏部１５ａだけでなく吸気弁１５の燃焼室５に臨む表面１５ｂにも形成される。この燃焼室側表面１５ｂに形成される壁流は燃焼室５内に形成される壁流のほうで扱うので、以下では吸気弁１５の傘裏部１５ａの壁面のみを「吸気弁壁」と定義する。
【００２２】
ポート壁４ａ、吸気弁壁１５ａに付着した燃料は壁流を形成する。この場合、各壁では主に壁温度が大きく異なり（冷間始動後は同じであるが、エンジンの暖機が進むほど吸気弁壁の温度のほうがポート壁の温度より高くなってゆく）、各壁流から異なる特性で燃料が蒸発するので、壁流も別々に扱う。
【００２３】
これら各壁流は、一部はそれぞれの壁温度など蒸発し易さの物理量の結果を受けてガスとなり燃焼室５に吸入され、残りは吸気の流れや重力により壁流から剥がされて噴霧となりまたは壁流としておのおの壁部を伝って燃焼室５内に流入する。
【００２４】
（２）燃焼室内での燃料挙動：
このようにしていろいろな経緯を経て燃焼室５に吸入された燃料群は、一部はガス、微粒噴霧として直接燃焼に寄与し、一部は燃焼室５内の壁流を形成する。燃焼室５内の壁流は、現実には吸気弁１５の燃焼室側表面１５ｂ、排気弁１６の燃焼室側表面（図２、図３には図示していない）、吸気ポート４ａにつながっているシリンダヘッド壁５１、ピストン冠面６ａ、点火プラグ表面（図示しない）、さらにはシリンダ面壁５２とどこにでも存在する。燃焼室５内の壁流は、一部は点火による燃焼までの間に圧縮熱や壁熱などで蒸発、気化してガス、微粒噴霧となり燃焼に寄与し、一部は燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに排気行程で排気通路８へと排出される。特に、シリンダ面壁５２の壁流を形成する燃料はその一部がオイルに希釈されたままクランクケースに逃げてブローバイガスに含まれる。
【００２５】
ここでは、燃焼室５内に壁流が形成される部位をシリンダ面壁５２とそれ以外の燃焼室壁とに分ける。
【００２６】
ここで、シリンダ面壁５２以外の燃焼室壁を「燃焼室壁」と定義する。一般的に「燃焼室壁」といった場合、シリンダ面壁を含むので紛らわしいのであるが、他に適切な表現が見あたらないので本実施形態ではシリンダ面壁５２を除いた概念として「燃焼室壁」を使う。この燃焼室壁には吸気弁の燃焼室側表面１５ｂが含まれる。
【００２７】
燃焼室壁とシリンダ面壁５２との２つに分けたのも両壁に主に壁温度差が大きくあり（シリンダブロックに形成されるシリンダはシリンダブロック内のウォータジャケットを流れる冷却水により冷却されるため、シリンダ面壁５２の温度はほぼ水温に等しい温度で推移するため、燃焼室壁の温度のほうがシリンダ面壁５２の温度より高い）、各壁流からの燃料蒸発特性が大きく異なるためと、演算ロジックを簡素化して適合を容易にするためである。
【００２８】
ただし、分ける数は２つに限定されるものでない。詳しくいうと、燃焼室壁は、上述したように吸気弁１５の燃焼室側表面１５ｂ、排気弁１６の燃焼室側表面、シリンダヘッド壁５１、ピストン冠面６ａ、点火プラグ表面などからなり、これらの間でも大きな壁温度差がある。すなわち、排気弁１６の燃焼室側表面の温度が最も高く、吸気弁の燃焼室側表面１５ｂとピストン冠面６ａとはほぼ同じ温度、またこれら吸気弁の燃焼室側表面１５ｂ、ピストン冠面６ａの温度のほうがシリンダヘッド壁５１の温度より高い。従って、燃焼室壁を壁温度毎にさらに２以上に分割することが考えられる（例えば高温部燃焼室壁と低温部燃焼室壁とに分割する）。
【００２９】
このように、壁温度の違いにより燃焼室５内に形成される壁流を２つに分割し（燃焼室壁流とシリンダ面壁流）、さらに燃焼室５内の燃料を燃焼に寄与する分と、未燃のまま排出される分と、オイルに希釈される分との３つに分けると、これらは次のように整理できる。
【００３０】
〔１〕燃焼に寄与する燃料：
これは▲１▼噴射弁２１より噴射された直後にガス、微粒噴霧となった燃料、▲２▼燃焼室５に吸入された噴霧から蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、▲３▼ポート壁流より蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、▲４▼吸気弁壁流より蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、▲５▼燃焼室壁流より点火による燃焼までの間に蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、▲６▼シリンダ面壁流より点火による燃焼までの間に蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料の合計である。
【００３１】
〔２〕未燃のまま排出される燃料：
これは、▲７▼燃焼室壁流より燃焼が完了してから蒸発してガス、微粒噴霧となり、排気行程で排気通路８へと排出される燃料と、▲８▼シリンダ面壁流より燃焼が完了してから蒸発してガス、微粒噴霧となり、排気行程で排気通路８へと排出される燃料との合計である。
【００３２】
〔３〕オイル落ち燃料：
これは、▲９▼シリンダ面壁流よりオイルに希釈されたままクランクケースに逃げてブローバイガスに含まれる燃料である。
【００３３】
図２、図３に示したこうした燃料挙動の解析結果に基づいて４つの各壁流（ポート壁流、吸気弁壁流、燃焼室壁流、シリンダ面壁流）を図４に示したようにモデル化して１気筒当たりのポート、燃焼室の混合気モデルを構築する。すなわち、図４のように当該混合気モデルを、燃料噴射量算出手段５１、各部燃料分岐割合算出手段５２、４つの燃料付着量算出手段（吸気弁壁付着量算出手段５３、ポート壁付着量算出手段５４、燃焼室壁付着量算出手段５５、シリンダ面壁付着量算出手段５６）、燃焼分燃料算出手段５７、未燃分燃料算出手段５８、オイル落ち量算出手段５９、排気燃料算出手段６０から構成する。
【００３４】
まず吸気弁壁付着量算出手段５３とポート壁付着量算出手段５４では、１噴射毎（＝吸入行程毎）つまり１燃焼サイクル毎に各壁流量（燃料付着量）が変化するものとして、１燃焼サイクル当たり一回、次の漸化式を用いて吸気弁壁付着量Ｍｆｖとポート壁付着量Ｍｆｐを算出する。
【００３５】
Ｍｆｖ＝Ｍｆｖn-1＋Ｆｉｎ・Ｘ１−Ｍｆｖn-1（Ｙ０＋Ｙ１＋Ｙ２）…（１）
Ｍｆｐ＝Ｍｆｐn-1＋Ｆｉｎ・Ｘ２−Ｍｆｐn-1（Ｚ０＋Ｚ１＋Ｚ２）…（２）
ただし、Ｍｆｖ ：吸気弁壁付着量、
Ｍｆｖn-1 ：Ｍｆｖの１燃焼サイクル前の値、
Ｍｆｐ ：ポート壁付着量、
Ｍｆｐn-1 ：Ｍｆｐの１燃焼サイクル前の値、
Ｆｉｎ ：燃料噴射量、
Ｘｎ、Ｙｎ、Ｚｎ：各部燃料分岐割合、
ここで、上記（１）式は、１燃焼サイクル前の吸気弁壁付着量であるＭｆｖn-1に対して今回の噴射により壁流となって増える燃料分（右辺第２項）を加算し、今回の噴射までに減っている燃料分（右辺第３項、第４項、第５項）を減算するものである。すなわち、右辺第２項のＦｉｎ・Ｘ１は、今回の燃料噴射量Ｆｉｎのうち吸気弁壁流に変化する燃料分である。右辺第３項のＭｆｖn-1・Ｙ０はＭｆｖn-1のうち今回の噴射までに蒸発してガス、微粒噴霧となりそのまま燃焼室５に吸入されて燃焼する燃料分である。右辺第４項のＭｆｖn-1・Ｙ１はＭｆｖn-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れて燃焼室壁流となる燃料分、Ｍｆｖn-1・Ｙ２はＭｆｖn-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れてシリンダ面壁流となる燃料分である。
【００３６】
上記（２）式は上記（１）式と同様である。すなわち、右辺第２項のＦｉｎ・Ｘ２は、今回の燃料噴射量のうちポート壁流に変化する燃料分である。右辺第３項のＭｆｐn-1・Ｚ０はＭｆｐn-1のうち今回の噴射までに蒸発してガス、微粒噴霧となりそのまま燃焼室５に吸入されて燃焼する燃料分である。右辺第４項のＭｆｐn-1・Ｚ１はＭｆｐn-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れて燃焼室壁流となる燃料分、右辺第５項のＭｆｐn-1・Ｚ２はＭｆｐn-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れてシリンダ面壁流となる燃料分である。
【００３７】
燃焼室壁付着量算出手段５５とシリンダ面壁算出手段５６でも、１噴射毎つまり１燃焼サイクル毎に各燃料付着量が変化するものとして、１燃焼サイクル当たり一回、次の漸化式を用いて燃焼室壁付着量Ｃｆｈとシリンダ壁付着量Ｃｆｃを算出する。
【００３８】
Ｃｆｈ＝Ｃｆｈn-1＋Ｆｉｎ・Ｘ３＋Ｍｆｖ・Ｙ１＋Ｍｆｐ・Ｚ１−Ｃｆｈn-1（Ｖ０＋Ｖ１）…（３）
Ｃｆｃ＝Ｃｆｃn-1＋Ｆｉｎ・Ｘ４＋Ｍｆｖ・Ｙ２＋Ｍｆｐ・Ｚ２−Ｃｆｃn-1（Ｗ０＋Ｗ１＋Ｗ２）…（４）
ただし、Ｃｆｈ ：燃焼室壁付着量、
Ｃｆｈn-1 ：Ｃｆｈの１燃焼サイクル前の値、
Ｃｆｃ ：シリンダ面壁付着量、
Ｃｆｃn-1 ：Ｃｆｃの１燃焼サイクル前の値、
Ｆｉｎ ：燃料噴射量、
Ｘｎ、Ｙｎ、Ｚｎ、Ｖｎ、Ｗｎ：各部燃料分岐割合、
上記（３）式において、右辺第２項のＦｉｎ・Ｘ３は、今回の燃料噴射量Ｆｉｎのうち燃焼室壁流に変化する燃料分である。右辺第３項、第４項のＭｆｖ・Ｙ１、Ｍｆｐ・Ｚ１はそれぞれＭｆｖ、Ｍｆｐから引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れて燃焼室壁流に変化する燃料分である。右辺第５項のＣｆｈn-1・Ｖ０はＣｆｈn-1のうち点火による燃焼までの間に圧縮熱や壁熱等で蒸発、気化して燃焼に寄与した燃料分、右辺第６項のＣｆｈn-1・Ｖ１はＣｆｈn-1のうち燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに排気行程で排出された燃料分である。
【００３９】
上記（４）式は、右辺第７項のＣｆｃn-1・Ｗ２を除いて上記（３）式と同様である。すなわち、右辺第２項のＦｉｎ・Ｘ４は、今回の燃料噴射量のうちシリンダ面壁流に変化する燃料分である。右辺第３項、第４項のＭｆｖ・Ｙ２、Ｍｆｐ・Ｚ２はそれぞれＭｆｖ、Ｍｆｐから引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れてシリンダ面壁流に変化する燃料分である。右辺第５項のＣｆｃn-1・Ｗ０はＣｆｃn-1のうち点火による燃焼までの間に圧縮熱や壁熱等で蒸発、気化して燃焼に寄与した燃料分、右辺第６項のＣｆｃn-1・Ｗ１はＣｆｃn-1のうち燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに排気行程で排出された燃料分である。右辺第７項のＣｆｃn-1・Ｗ２はＣｆｃn-1のうちオイルに希釈されたままクランクケースに逃げてブローバイガスに含まれてしまった燃料分である。
なお、図４は全体でもモデルであるが、部分でもモデルである。すなわち、上記（１）式が吸気弁壁流モデル、上記（２）式がポート壁流のモデル、上記（３）式が燃焼室壁流のモデル、上記（４）式がシリンダ面壁流のモデルである。また、燃料噴射量ＦｉｎがＸ０〜Ｘ４に分かれるとするのもモデルである。
【００４０】
なお、図４は全体でもモデルであるが、部分でもモデルである。すなわち、上記（１）式が吸気弁壁流モデル、上記（２）式がポート壁流のモデル、上記（３）式が燃焼室壁流のモデル、上記（４）式がシリンダ面壁流のモデルである。また、燃料噴射量ＦｉｎがＸ０〜Ｘ４に分かれるとするのもモデルである。
【００４１】
燃焼分燃料算出手段５７、未燃分燃料算出手段５８、オイル落ち量算出手段５９では次式により燃焼分燃料Ｆｃｏｍ、未燃分燃料Ｆａｃ、オイル落ち量Ｆｏｉｌをそれぞれ算出する。
【００４２】
Ｆｃｏｍ＝Ｆｉｎ・（１−Ｘ１−Ｘ２−Ｘ３−Ｘ４）＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０…（５）
Ｆａｃ ＝Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１…（６）
Ｆｏｉｌ＝Ｃｆｃ・Ｗ２ …（７）
ここで、（５）式は上記▲１▼〜▲６▼の燃料の合計を燃焼分燃料Ｆｃｏｍと、（６）式は上記▲７▼、▲８▼の燃料の合計を未燃分燃料Ｆａｃと、（７）式は上記▲９▼の燃料をオイル落ち量Ｆｏｉｌとして数式化したもの（モデル）である。
【００４３】
排気燃料算出手段６０では、次式のようにこれら燃焼分燃料Ｆｃｏｍと未燃分燃料Ｆａｃを合計した値を、排気に影響する排気燃料Ｆｏｕｔとして算出する。
【００４４】
Ｆｏｕｔ＝Ｆｃｏｍ＋Ｆａｃ…（８）
（８）式は燃焼分も未燃分も燃焼室５内のすべてのガスが排気通路８へ排出されることを表している。実際には一部のガスは排気通路８へ排出されることなく燃焼室５内に残留するのであるが、この残留ガスは図４に示した混合気モデルでは考えていない。
【００４５】
これら４つの算出手段５７〜６０での算出タイミングは、燃料付着量算出手段５３〜５６と同じである。
【００４６】
このようにして、上記（１）〜（８）式が得られたが、これら式中の値のうち代表的なものを図３に図示している。
【００４７】
次に、図５は図４に示した混合気モデルを用いて気筒別の燃料噴射量をＴｉを算出するためのデータフローを示した図である。
【００４８】
まず性能要求判定手段７１では、運転条件より三元触媒９からの排気要求と、出力要求（または安定度要求）のいずれがあるのか否かを判定する。例えば低温始動直後の燃焼が安定しにくい領域は安定度要求があるとき、全負荷領域は出力要求があるときである。また、触媒の活性化後は三元触媒９からの排気要求があるときである。
【００４９】
目標当量比決定手段７２では、こうした判定結果より排気要求があるときには排気要求当量比Ｔｆｂｙｅ（＝１．０）を、また出力要求（または安定度要求）があるときには出力要求当量比Ｔｆｂｙｐ（１．１〜１．２の値で固定値）を目標当量比Ｔｆｂｙａとして決定する。
【００５０】
ここで、当量比は理論空燃比（≒１４．７）を空燃比で除した値である。このため、当量比＝１．０のとき空燃比は理論空燃比となり、当量比＝１．１〜１．２のとき空燃比は理論空燃比よりもリッチ側の値となる。
【００５１】
要求噴射量算出手段７５では、このようにして決定した目標当量比Ｔｆｂｙａ及び性能要求判定手段７１の判定結果と、各部付着量算出手段７３、各部燃料分岐割合算出手段７４（それぞれ図４の一部）の算出結果とに基づいて次式により要求噴射量Ｆｉｎを算出する。
【００５２】
（１）出力要求（または安定度要求）があるとき；
Ｆｉｎ＝｛Ｋ＃・Ｔｆｂｙａ・Ｔｐ−（Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０
＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）｝／Ｘ０…（９）
（２）排気要求があるとき；
Ｆｉｎ＝｛Ｋ＃・Ｔｆｂｙａ・Ｔｐ−（Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０
＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０＋Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１）｝
／Ｘ０…（１０）
ここで、（９）式は出力要求または安定度要求があるときにシリンダ吸入空気量（Ｑｃｙｌ）と、前記３つの燃焼分（Ｘ０、Ｙ０＋Ｚ０、Ｖ０＋Ｗ０）の燃料（Ｆｉｎ・Ｘ０＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）との比が理論空燃比よりリッチ側の値となるように要求噴射量Ｆｉｎを算出する式である。これに対して（１０）式は三元触媒９からの排気要求があるときにシリンダ吸入空気量（Ｑｃｙｌ）と、３つの燃焼分（Ｘ０、Ｙ０＋Ｚ０、Ｖ０＋Ｗ０）の燃料（Ｆｉｎ・Ｘ０＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）及び未燃分（Ｖ１＋Ｗ１）の燃料（Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１）の合計との比が理論空燃比となるように燃料噴射弁２１からの燃料噴射量を算出する式である。
【００５３】
（１０）式は（９）式に対して未燃分燃料Ｆａｃ（＝Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１）を加えている点のみが相違する。排気中の空燃比を考えるときには未燃分燃料をも考慮する必要があるためである。この逆に、未燃分燃料は出力には寄与しないので除く必要がある。
【００５４】
（９）式で代表して述べると、（９）式は次式より導出したものである。
【００５５】
Ｋ＃・Ｔｆｂｙａ・Ｔｐ＝Ｆｉｎ・Ｘ０＋（Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）…（１１）
ただし、Ｋ＃：定数、
Ｔｐ：エアフローメータ３２よりから求めた基本噴射量、
（１１）式は、ガス、微粒噴霧となる燃料分（右辺第１項）及び燃料壁流に奪われる燃料分（右辺第２項〜第５項）の合計とが左辺の噴射燃料量に等しいことを表している。この式をＦｉｎについて整理すれば、上記（９）式が得られる。
【００５６】
ここで、（１１）式左辺の基本燃料噴射量Ｔｐは１気筒当たりの値であるので、右辺のＦｉｎ、Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃの各値も１気筒当たりの値である。基本燃料噴射量Ｔｐの実際の単位は質量の単位である［ｍｇ］でなく時間の単位である［ｍｓ］であるため、右辺のＦｉｎ、Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃの各値について、その単位を［ｍｓ］で定義すれば、定数Ｋ＃は１．０でよい。Ｆｉｎ、Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃの単位を［ｍｇ］で定義してもかまわない。ただし、このときには定数Ｋ＃を、［ｍｓ］より［ｍｇ］への変換係数として導入する。
【００５７】
最終噴射量算出手段７６では、このようにして算出した要求噴射量Ｆｉｎ［ｍｓ］を用いて次式のいずれかによりシーケンシャル噴射時の最終噴射量Ｔｉ［ｍｓ］を算出する。
【００５８】
Ｔｉ＝Ｆｉｎ×α×αｍ×２＋Ｔｓ…（１２ａ）
Ｔｉ＝Ｆｉｎ×（α＋αｍ−１）×２＋Ｔｓ…（１２ｂ）
ただし、α：空燃比フィードバック補正係数、
αｍ：空燃比学習補正係数、
Ｔｓ：無効パルス幅、
これら最終噴射量Ｔｉの式はＬ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンにおける従来の燃料噴射量Ｔｉ［ｍｓ］の演算式とは趣が異なる。ちなみに、当該演算式（シーケンシャル噴射時）は次のようなものである。
【００５９】
Ｔｉ＝（Ｔｐ＋Ｋａｔｈｏｓ）×ＴＦＢＹＡ×（α＋αｍ−１）×２
＋ＣＨＯＳｎ＋Ｔｓ…（１３）
ＴＦＢＹＡ＝１＋ＫＴＷ＋ＫＡＳ＋ＫＵＢ＋ＫＭＲ…（１４）
ただし、ＴＦＢＹＡ：従来装置の目標当量比、
Ｋａｔｈｏｓ：壁流補正量（応答の遅いもの）、
ＣＨＯＳｎ：壁流補正量（応答の速いもの）、
ＫＴＷ：水温増量補正係数、
ＫＡＳ：始動後増量補正係数、
ＫＵＢ：未燃分補正係数、
ＫＭＲ：混合気補正係数、
（１３）、（１４）式に示す従来の演算式では、増量補正係数がたくさんあることからもわかるように、低水温時、低温始動直後で燃焼不安定な状態、未燃分、全負荷時、加減速時などに対してそれぞれに別個の増量補正係数（ＫＴＷ、ＫＡＳ、ＫＵＢ、ＫＭＲ、Ｋａｔｈｏｓ、ＣＨＯＳｎ）を導入し、個別に対応していた。しかしながら、こうした方法だと増量補正係数の数に応じて適合工数が飛躍的に増大せざるを得ない。また、ＫＴＷ、ＫＡＳ、ＫＵＢの適合については燃料挙動までは解析されていない。
【００６０】
一方、すべての燃料増量をトータルで考えてみると、すべて壁流燃料に関係する。従って、上記図２、図３のように今回改めて噴射弁２１から噴射された燃料が燃焼するまでの燃料の挙動を見直し、その結果を用いて図４、図５のように混合気モデルと燃料噴射量算出モデルとを構築するようにした本実施形態によれば、ＫＴＷ、ＫＡＳ、ＫＵＢ、ＫＭＲの各補正係数は不要となる。また、Ｋａｔｈｏｓ、ＣＨＯＳｎに代えて、４つの付着量Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃが置き換わる。すなわち、上記（１）〜（１０）式及び（１２ａ）、（１２ｂ）式のいずれかを用いる本実施形態によれば、（１３）、（１４）式の従来の演算式を用いるガソリン噴射エンジンに対して次の効果が得られる。
【００６１】
効果１；特に低温始動、暖機途中の空燃比制御精度がよくなり、この制御精度の向上により排気性能が向上しかつ始動性、運転性（トルク精度）が向上する。
【００６２】
効果２；吸気ポート、燃焼室内の壁流挙動（噴射してから燃焼するまでのすべての燃料挙動）を解析しているので、机上適合が容易になり適合工数を低減できる。
【００６３】
効果３；このように精密に壁流挙動を解析して燃料噴射を行わせた結果、それでも空燃比が目標より外れていれば、それは噴射弁やエアフローメータなど部品の精度に関係するものと判断できるので、制御結果を空燃比制御にフィードバックすることで、エンジンそのものの素質を改善できる。
【００６４】
ところで、性能要求判定手段７１による判定方法はこれに限らない。出力要求時（または安定度要求時）から排気要求時への切換時またはその逆への切換時に前記（９）式の要求噴射量より（１０）式の要求噴射量へとステップ的に切換えまたはその逆への切換時に（１０）式の要求噴射量より（９）式の要求噴射量へとステップ的に切換えたのではトルク段差が生じ、これによりトルクショックによる不快感や音質変化などが感じられる。
【００６５】
そこで、低温始動からの時間、アクセル開度、三元触媒９の温度の少なくとも一つに応じて出力要求と排気要求の要求比を設定し、この要求比で前記（９）、（１０）式の２つの要求噴射量を補間計算した値を、改めて要求噴射量として算出することにより、２つの要求噴射量の間を要求比に応じて滑らかに繋ぎ、２つの要求噴射量の間をステップ的に切換える際に生じるトルクショックによる不快感や音質変化などを防止する。
【００６６】
これについて説明すると、排気要求と出力要求の比を要求度数（要求比）で定義する。ここでは出力要求のみに応ずるときの要求度数を１００％とし、排気要求のみに応ずるときの要求度数を０％として、そのときの運転条件に応じた要求度数を設定する。具体的には、低温始動直後は燃焼室内での燃焼が安定しにくいので、出力要求である。全負荷領域でも出力要求に応じる必要がある。また、排気通路８に設けている触媒９が活性化した後には排気要求に応じる必要がある。これらの要求のため、要求度数を図１６、図１７、図１８に示したように設定している。すなわち、図１６のように初期値を１００％として低温始動直後の出力要求に応じると共に、始動後時間（あるいは壁温度）が経過するほど要求度数を小さくしていくことにより出力要求から排気要求へとゆるやかに切換える。図１７のようにアクセルペダル４１を最大まで踏み込む付近で要求度数を大きくすることにより全負荷領域での出力要求に応える。図１８のように初期値を１００％として触媒温度が上昇するほど要求度数を小さくしていくことにより出力要求から排気要求へと緩やかに切換える。
【００６７】
このようにして、始動後時間、アクセル開度、触媒温度より図１６、図１７、図１８を内容とするテーブルを参照して３つの要求度数を得た後は、これら３つの要求度数のうち最も大きい値を選択する。
【００６８】
そして、上記（１０）式の要求噴射量ＦｉｎをＦｉｎ１（第１の燃料噴射量）、上記（９）式の要求噴射量ＦｉｎをＦｉｎ２（第２の燃料噴射量）として区別し、この選択した要求度数でこれら２つの要求噴射量Ｆｉｎ１、Ｆｉｎ２を補間計算した値を要求噴射量Ｆｉｎとして算出する。
【００６９】
Ｆｉｎ＝Ｆｉｎ２×要求度数＋Ｆｉｎ１×（１−要求度数）…（１５）
（１５）式によれば要求度数＝１００％のときＦｉｎ＝Ｆｉｎ２、要求度数＝０％のときＦｉｎ＝Ｆｉｎ１となる。
【００７０】
ここで、始動後時間はエンジン始動タイミングで起動するタイマにより計測する。アクセル開度はアクセルセンサ４２により検出する。触媒温度は触媒温度センサ４３により検出する。
【００７１】
次に、図４の各部燃料分岐割合算出手段５２では、各部燃料（Ｆｉｎ、Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃ）の分岐割合を算出するが、この各部燃料の分岐割合の算出について以下に項分け説明する。上記（１）〜（７）、（１０）、（１１）式をみればわかるように本実施形態では各部燃料分岐割合Ｘｎ、Ｙｎ、Ｚｎ、Ｖｎ、Ｗｎが適合値になる。そして、これらを精度よく適合することで空燃比制御精度を高めることができる。
【００７２】
ここでは、Ｌ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンのうち、標準システム（後述する）を有するあらゆるエンジンを対象として検討しているため、吸気行程噴射を行うものやアシストエアー方式の燃料噴射弁を備えるもの、成層燃焼を行うもの、スワールコントロールバルブを備えるものなどを含めているが、適用するエンジンに該当しないものはカットすればよい。
【００７３】
〈１〉噴射弁噴霧の分岐割合Ｘｎ（ｎ＝０〜４）
１）Ｘ０；噴霧が気化する分と微粒噴霧のまま燃焼室に漂い燃焼する分
Ｘ０はシミュレーションしてみると、吸気行程噴射やアシストエアー方式、成層燃焼を除き数％と非常に少ない。Ｘ０に影響するパラメータとしては噴射タイミング、噴霧粒径、燃料の揮発性、ガス温度、相対流速（回転速度、吸気弁１５のバルブタイミング、ポート流路径）がある。ここで、相対流速とは燃料の流速を基準とした吸気の流速のことである。Ｘ０が増えると後述するＸ１、Ｘ２、Ｘ３、Ｘ４は減少する。
【００７４】
２）Ｘ１；吸気弁壁１５ａに付着する分
吸気弁壁１５ａ（吸気弁傘裏部）は一般に噴霧狙い個所であり、噴霧の大半が一旦ここに付着する。ポート壁４ａに跳ね返る燃料もあると思われる。
【００７５】
Ｘ１に影響するパラメータとしては吸気弁直撃率［％］がある。ここで、吸気弁直撃率とは、噴霧が吸気弁１５に当たる割合のことで、これは設計図より幾何学的に計算可能である。
【００７６】
３）Ｘ２；ポート壁４ａに付着する分
吸気弁１５の傘裏狙いでも噴霧がポート壁４ａに付着する。噴霧の跳ね返り、吸気弁１５開時の吸気の逆流で吸気弁１５から飛ばされポート壁４ａに付着する分もあると思われる。アシストエアー方式では噴霧広がりでポート壁４ａへ、またアシスト空気により吸気通路の上流側へと運ばれポート壁４ａに付着する。
【００７７】
Ｘ２に影響するパラメータとしてはＸ１と同じく吸気弁直撃率（１００％−吸気弁直撃率）がある。
【００７８】
４）Ｘ３；吸気ポート４をすり抜け直接に燃焼室壁に付着する分
これは吸気行程噴射やアシストエアー方式を除き非常に少なく、吸気弁壁１５ａやポート壁４ａを介して壁流のまま、または再度液滴となって燃焼室５に流入する量が多い。その理由は吸気弁１５閉時に噴射されると噴霧は燃焼室壁に届かないかあるいは漂わないためである。
【００７９】
Ｘ３に影響するパラメータとしては噴霧粒径、噴射タイミング、噴霧狙いの方向と場所がある。
【００８０】
５）Ｘ４；吸気ポート４をすり抜け直接にシリンダ面壁５２に付着する分
吸気行程噴射であって噴霧は開弁隙間狙いであるとき、Ｘ４は増大（燃焼不安定、ＨＣ激増、オイル希釈増）する。超微粒化ならＸ４は小さい。Ｘ４に影響するパラメータはＸ３と同じでよい。
【００８１】
ＭＰＩ（マルチポイントインジェクション）の標準的な噴射弁２１かつ噴霧方向は吸気弁傘裏狙い（吸気弁１５は２弁または４弁。４弁のときは噴射弁２１は２ホール噴射弁。）の仕様に対して机上検討を行った結果、噴射弁噴霧の分岐割合Ｘｎの傾向を図６〜図８に示す。図６に示したようにガス温度の上昇、吸入圧力（この絞り弁下流で大気圧より低くなる吸気通路内の吸入圧力を「吸入負圧」という。）の低下（負圧大）で気化率が向上しＸ０が増加する（破線参照）。また、負圧大で噴霧が広がりポート壁付着分Ｘ２が増加する（破線参照）。図７に示したようにガス流速（この代表値として回転速度）の上昇で待ち時間が短くなり、噴霧気化量と噴霧吸入量が増加しＸ０が増大する。同じく、噴霧吸入量が増加し、Ｘ３、Ｘ４が増大する。図８に示したように吸気行程噴射で噴霧と残留ガスの吹き返しとが重なり、残留ガス温度と残留ガスの流速とで気化促進されＸ０が増加する。吸気行程噴射で噴霧が吸気気流に運ばれてＸ０、Ｘ３、Ｘ４とも増大する。
【００８２】
結論；これら図６〜図８より標準システムのガソリン噴射エンジンの場合、ガス温度、負荷、ガス流速（回転速度）でＸｎを割りつける。
【００８３】
ここで、「標準システム」のガソリン噴射エンジンとは次の２つの条件を満足するものをいう。
【００８４】
（ａ）吸気通路に吸気弁を備えること。
【００８５】
（ｂ）可変動弁機構を備えていないか、備えていても可変動弁の可変代が小さいこと。
【００８６】
本実施形態は（ａ）、（ｂ）の条件を共に満足するので、標準システムのガソリン噴射エンジンである。一方、吸気絞り弁を備えておらず吸気弁のみで吸入空気流量を調整するエンジン、電磁駆動の吸気弁を備えるエンジン、圧縮比可変のエンジンは標準システムのガソリン噴射エンジンでない。従って、これらエンジンは対象外である。
【００８７】
上記の結論にいう「ガス温度」は噴霧を取り巻く空気と残留ガスのミックス温度で、吸気温度や水温から推定する。簡単には吸気温度と水温の単純平均値や加重平均値をガス温度の推定値とすればよい。吸気温度は吸気温度センサ４４により、水温は水温センサ４５により検出する。
【００８８】
ただし、図６〜図８の特性は実際のエンジン制御に用いる制御マップでは無く机上検討した特性データであるので、実際のエンジンへの適用に際しては適用するエンジン仕様に応じた修正を行う。例えば、噴射タイミングＩＴの影響は噴射タイミングＩＴを大きく変えない場合は無視し、図６の特性を基準としてガス流速と圧力で簡単な補正を行ってＸ０〜Ｘ４を求めればよい。
【００８９】
これについて説明すると、分岐割合Ｘ０［％］を次式により構成する。
【００９０】
Ｘ０＝Ｘ０Ｐ・Ｘ０Ｎ…（１６）
ただし、Ｘ０Ｐ：温度と圧力に応じた基本分岐割合［％］、
Ｘ０Ｎ：回転速度補正係数［無名数］、
このうち、基本分岐割合Ｘ０Ｐはガス温度と吸入負圧Ｐｍとから図１３を内容とするテーブルを検索することによって求める。図１３において横軸はガス温度＋Ｐｍ・ＫＰＴ＃（ＫＰＴ＃は揮発性圧力を温度に変換するための係数）である。基本分岐割合Ｘ０Ｐはガス温度が高くなるほど、また吸入負圧Ｐｍが大きくなるほど大きくなる（吸入負圧Ｐｍは低負荷で大となる特性）。吸入負圧は吸気コレクタ２に設ける圧力センサ４６により検出する。吸入負圧に代えエンジン負荷相当値（例えばＴｐ）を用いることができる。
【００９１】
また、回転速度補正係数Ｘ０Ｎは回転速度から図１４を内容とするテーブルを検索することによって求める。Ｘ０Ｎは回転速度が大きくなるほど大きくなる。
【００９２】
次に、Ｘ３、Ｘ４は回転速度から図１５を内容とするテーブルを検索することによって求める。Ｘ３、Ｘ４［％］も回転速度が大きくなるほど大きくなる。
【００９３】
このようにして求めたＸ０、Ｘ３、Ｘ４から次式によりＸ１、Ｘ２［％］を計算する。
【００９４】
Ｘ１＝｛１００−（Ｘ０＋Ｘ３＋Ｘ４）｝×ＢＴ＃…（１７）
Ｘ２＝｛１００−（Ｘ０＋Ｘ３＋Ｘ４）｝×（１−ＢＴ＃）…（１８）
ただし、ＢＴ＃；吸気弁直撃率、
〈２〉吸気弁壁付着燃料の分岐割合；Ｙｎ
１）Ｙ０；壁流が気化して燃焼する分
Ｙ０に影響するパラメータとしては燃料揮発性、吸気弁壁の温度、ガス温度と壁流面ガス流速（吸気弁径、回転速度、スワールコントロールバルブの開閉、吸気弁のバルブタイミング、弁リフトにより変化する）、圧力、弁端形状がある。
【００９５】
２）Ｙ１；燃焼室壁へ移動する分
これは、壁流から再度液滴となった後に燃焼室壁に付着する分Ｙ１Ａと、シリンダヘッド面５１、吸気弁の燃焼室側表面１５ｂへと壁流のまま移動する分Ｙ１Ｂとがある。Ｙ１Ａに影響するパラメータとしてはガス流速、吸気弁壁１５ａの温度、ガス温度（燃料粘性）、圧力、弁端形状、噴霧とガス流入方向がある。Ｙ１Ｂに影響するパラメータは、Ｙ１Ａに影響するパラメータと同じであり、加えて燃焼室ガス流れがある。
【００９６】
３）Ｙ２；シリンダ面壁へ移動する分
これも、壁流から再度液滴となった後にシリンダ面壁５２に付着する分Ｙ２Ａと、シリンダヘッド面５１、吸気弁の燃焼室側表面１５ｂに壁流がそのまま移動する分Ｙ２Ｂとがある。Ｙ２Ａに影響するパラメータとしてはガス流速、吸気弁壁１５ａの温度、ガス温度（燃料粘性）、圧力、弁端形状、噴霧とガス流入方向がある。Ｙ２Ｂに影響するパラメータは、Ｙ２Ａに影響するパラメータと同じであり、加えて燃焼室ガス流れがある。
【００９７】
４）そのまま次サイクルに持ち越される分
これは１−Ｙ０−Ｙ１−Ｙ２である。
【００９８】
〈３〉ポート壁付着燃料の分岐割合；Ｚｎ
１）Ｚ０；壁流が気化して燃焼する分
Ｚ０に影響するパラメータとしては燃料揮発性、ポート壁４ａの温度、ガス温度、壁流面ガス流速（弁径、回転速度、スワールコントロールバルブの開閉、吸気弁１５のバルブタイミング、弁リフトにより変化する）、圧力、弁シート端形状が考えられる。
【００９９】
２）Ｚ１；燃焼室壁へ移動する分
これは、壁流から再度液滴となった後に燃焼室壁に付着する分Ｚ１Ａと、シリンダヘッド面５２、吸気弁の燃焼室側表面１５ｂを介して壁流が移動してくる分Ｚ１Ｂとがある。Ｚ１Ａに影響するパラメータとしてはガス流速、吸気弁壁１５ａの温度、ガス温度（燃料粘性）、圧力、弁端形状、噴霧とガス流入方向がある。Ｚ１Ｂに影響するパラメータはＺ０に影響するパラメータと同じであり、加えて燃焼室ガス流れがある。
【０１００】
３）Ｚ２；シリンダ面壁へ移動する分
これは、壁流から再度液滴となった後にシリンダ面壁５２に付着する分Ｚ２Ａと、シリンダヘッド面５１、吸気弁の燃焼室側表面１５ｂを介して壁流が移動してくる分Ｚ２Ｂとがある。Ｚ２Ａに影響するパラメータとしてはガス流速、吸気弁壁１５ａの温度、ガス温度（燃料粘性）、圧力、弁シート端形状、噴霧とガス流入方向がある。Ｚ２Ｂに影響するパラメータはＺ０に影響するパラメータと同じであり、加えて燃焼室ガス流れがある。
【０１０１】
４）そのまま次サイクルに持ち越される分
これは１−Ｚ０−Ｚ１−Ｚ２である。
【０１０２】
以上の机上検討を行った結果、吸気弁壁１５ａ、ポート壁４ａの各付着燃料の分岐割合Ｙｎ、Ｚｎの傾向を図９、図１０に示す。図９に示したように壁温度とガス流速の上昇で気化量が増加し、また壁流移動速度も増加する。吸入負圧が大きいとき（図では高負圧）気化量が増加する（破線参照）。吸気弁壁１５ａの温度範囲は非常に広い（例えば水温Ｔｗ〜約３００℃）。
【０１０３】
図１０に示したように傾向は図９に示す吸気弁壁流と同じだが、ポート壁４ａは温度が低く壁温度範囲も狭い（例えば水温Ｔｗ〜Ｔｗ−１５℃程度）。燃焼室壁とシリンダ面壁５２ヘの分岐が、吸気弁壁流とは異なる。濡れ面が広く壁流移動距離が長いので、Ｚ１、Ｚ２は小さい。
【０１０４】
結論；これら図９、図１０より標準システムのガソリン噴射エンジンでは吸気弁壁、ポート壁のそれぞれの温度と圧力、ガス流速（回転速度）とでＹｎ、Ｚｎを算出する。
【０１０５】
ここで、吸気弁壁１５ａの温度としては、水温Ｔｗと運転条件から公知の方法（特開平３−１３４２３７号参照）により演算したものを用いればよい。ポート壁４ａの温度としては、水温Ｔｗまたは水温Ｔｗより所定値（例えば１５℃程度）低い温度を用いればよい。
【０１０６】
圧力（吸入負圧）は圧力センサ４６により検出する。吸入負圧と密接に関連するエンジン負荷（例えばＴｐ）で代用してもかまわない。
【０１０７】
〈４〉燃焼室壁付着燃料の分岐割合；Ｖｎ
１）Ｖ０；壁流が気化して燃焼する分
Ｖ０に影響するパラメータとしては燃料揮発性、吸気弁の燃焼室側表面１５ｂの温度、排気弁の燃焼室側表面温度、シリンダヘッド壁５１の温度、ピストン冠面６ａの温度、圧縮燃焼温度、壁流面ガス流速（弁径、回転速度、スワールコントロールバルブの開閉、吸気弁のバルブタイミング、弁リフトにより変化する）、圧力が考えられる。
【０１０８】
２）Ｖ１；膨張行程後に気化して排出される分
これは、壁流から火炎消炎後に燃焼ガス温度、ガス流速により蒸発または引きちぎられて排気される分である。Ｖ１に影響するパラメータはＶ０に影響するパラメータと同じである。
【０１０９】
３）そのまま壁流として次サイクルに持ち越される分
これは、燃焼室壁の温度、ガス流速が低いと蒸発しきれず、残りは次サイクルに持ち越される分、つまり１−Ｖ０−Ｖ１である。
【０１１０】
〈５〉シリンダ面壁付着燃料の分岐割合；Ｗｎ
１）Ｗ０；壁流が気化して燃焼する分
Ｗ０に影響するパラメータとしては燃料揮発性、シリンダ面壁５２の温度、圧縮燃焼温度、壁流面ガス流速（弁径、回転速度、スワールコントロールバルブの開閉、吸気弁のバルブタイミング、弁リフトにより変化する）、圧力、オイル揮発性、オイル付着量がある。
【０１１１】
２）Ｗ１；膨張行程後に気化して排出される分
これは、壁流から火炎消去後に燃焼ガスの温度、流速により蒸発または引きちぎられて排気される分である。Ｗ１に影響するパラメータはＷ０に影響するパラメータと同じである。
【０１１２】
３）Ｗ２；オイル希釈のままクランクケースへ逃げる分
これは、壁流からピストンリングで掻き落とされたオイル中の燃料分と、ピストンリングとシリンダ面との隙間から漏れた燃料分との合計である。Ｗ２に影響するパラメータとしては回転速度、シリンダ面壁５２の温度、油膜厚さ（油量、温度、油粘度）、ピストンリングの形状、張力、筒内圧、リング隙間、リング溝隙間がある。
【０１１３】
４）そのまま壁流として次サイクルに持ち越される分
これは、シリンダ面壁の温度、ガス流速が低いと蒸発しきれず、残りは次サイクルに持ち越される分、つまり１−Ｗ０−Ｗ１−Ｗ２である。
【０１１４】
以上の机上検討を行った結果、燃焼室壁、シリンダ面壁５２の各付着燃料の分岐割合Ｖｎ、Ｗｎの傾向を図１１、図１２に示す。図１１に示したように、壁温度とガス流速の上昇で気化量が増加する。壁温度は圧縮燃焼温度の影響も受け、低壁温でも気化があると思われる。壁温度範囲が場所で大きく異なり非常に広いが比較的高い。そこで適合上は一つの温度で扱う。吸入負圧が小さいとき（高負圧）気化量が増加する（破線参照）。
【０１１５】
図１２に示したようにシリンダ面壁流は一部オイルに混入する。壁温度は水温の影響、ガス接触時間の関係で比較的低い。また、圧縮燃焼温度の影響も受け、低壁温でも気化があると思われる。吸入負圧が大きいとき（高負圧）気化量が増加する（破線参照）。
【０１１６】
結論；これら図１１、図１２より標準システムのガソリン噴射エンジンではそれぞれの壁温度と圧力、ガス流速（回転速度）でＶｎ、Ｗｎを算出する。機種差はガス流速に依存させる。
【０１１７】
ここで、本実施形態の作用を説明する。
【０１１８】
本実施形態（請求項１に記載の発明）では燃料噴射弁２１から噴射された燃料が、少なくとも吸気弁壁１５ａと吸気ポート壁４ａの２つに分岐して付着し、付着したそれぞれの燃料の一部が、異なる特性で蒸発するモデルを用いるので（図４参照）、吸気ポート壁４ａと吸気弁壁１５ａとで温度が大きく相違する場合においても、吸気ポート壁４ａ、吸気弁壁１５ａに付着した燃料からの蒸発分（Ｙ０、Ｚ０）を精度よく求めることができる。
【０１１９】
このようにして各付着した燃料からの蒸発分（Ｙ０、Ｚ０）を精度よく求めることができると、低温始動からの暖機途中や過渡時の空燃比の精度を高めることができ、排気性能や運転性能を向上させることができる。
さらに、本実施形態（請求項１に記載の発明）によれば、吸気弁壁１５ａと吸気ポート壁４ａに付着している各燃料（Ｍｆｖ、Ｍｆｐ）より蒸発する分（Ｙ０、Ｚ０）を求めるのに、少なくとも壁温度やガス流速の代表値、圧力（吸入負圧）のいずれかに基づくので（図９、１０参照）、吸気ポート４径、吸気弁１５の仕様等が大きく変わったような場合、エンジン回転速度や過渡時等で吸気ポート４内のガス流速が変わった場合、ＶＴＣ機構２９（可変動弁機構）の作動によりガス流速が変わる場合でも、吸気弁壁１５ａと吸気ポート壁４ａに付着している各燃料より蒸発する分（Ｙ０、Ｚ０）を精度よく求めることができる。
【０１２０】
本実施形態（請求項２に記載の発明）では、燃料噴射弁２１から噴射された燃料には吸気弁壁１５ａと吸気ポート壁４ａの２つに付着することなく燃焼室５内に直接吸入される分（Ｘ０＋Ｘ３＋Ｘ４）をも有する。すなわち、気体または噴霧のまま吸入される分（Ｘ０＋Ｘ３＋Ｘ４）をも図４に示したようにモデルで扱うので、温度が高く噴射弁２１からの噴霧が蒸発しやすい条件や、吸気行程噴射など大きなガス流速で気化促進しやすくかつ噴霧が気流に運ばれやすい条件にあっても、空燃比の精度を高めることができる。
【０１２１】
本実施形態（請求項３に記載の発明）によれば、燃焼室５内に直接吸入される分（Ｘ０＋Ｘ３＋Ｘ４）を、気化して燃焼に寄与する分（Ｘ０）と、燃焼室内に付着する分（Ｘ３＋Ｘ４）とに分離して扱うので（図４参照）、燃焼室５内に付着している燃料のモデル（上記（３）式の燃焼室壁流モデル、上記（４）式のシリンダ面壁流モデル）や実燃焼混合気の予測推定に繋げることができ、燃焼室５内の燃料挙動に基づく燃料噴射量の制御が実現できることから、さらに排気性能を向上できる。
【０１２２】
本実施形態（請求項５に記載の発明）によれば、燃焼室５に直接吸入される分（Ｘ０＋Ｘ３＋Ｘ４）を求めるのに、少なくともガス温度やガス流速の代表値、燃料噴射タイミングＩＴのいずれかに基づくので（図６、７、８参照）、吸気ポート４、吸気弁１５や噴射弁２１の仕様、燃料噴射タイミングＩＴ等が大きく変わったような場合でも、燃焼室５に直接吸入される分（Ｘ０＋Ｘ３＋Ｘ４）を精度よく求めることができる。
【０１２４】
本実施形態（請求項６に記載の発明）によれば、吸気弁壁１５ａと吸気ポート壁４ａに付着している各燃料（Ｍｆｖ、Ｍｆｐ）より剥離して噴霧になった後に付着し、または吸気弁壁１５ａと吸気ポート壁４ａより付着したまま移動してくる分（Ｙ１＋Ｙ２とＺ１＋Ｚ２）を算出し、この分を燃焼室５内に付着している燃料（Ｃｆｈ、Ｃｆｃ）に反映させるので、燃焼室５内に付着する燃料のモデル（上記（３）式の燃焼室壁流モデル、上記（４）式のシリンダ面壁流モデル）や実燃焼混合気の予測推定に繋げることができ、燃焼室５内の燃料挙動に基づく過渡補正や未燃排出燃料分の増量補正の制御が実現できることから、さらに排気性能を向上できる。
【０１２５】
シリンダ面壁５２と燃焼室壁とでは、壁面の温度やオイル希釈、オイル落ちの有無等、付着燃料の挙動が大きく変わる。これに対応して本実施形態（請求項７に記載の発明）によれば、燃焼室５内に付着している燃料（Ｃｆｈ、Ｃｆｃ）を、少なくともシリンダ面壁５２と燃焼室壁とに分離して扱うと共に、吸気弁壁１５ａと吸気ポート壁４ａに付着している各燃料（Ｍｆｖ、Ｍｆｐ）より剥離して噴霧になった後に付着し、または吸気弁壁１５ａと吸気ポート壁４ａより付着したまま移動してくる分（Ｙ１＋Ｙ２とＺ１＋Ｚ２）をこれらシリンダ面壁５２と燃焼室壁とに分離して扱うようにしたので、燃焼室５内の燃料挙動に基づく未燃燃料分の増量補正、過渡補正等の燃料噴射量の制御が実現できることから、さらに排気性能を向上できる。
【０１２６】
本実施形態（請求項８に記載の発明）によれば、部品変更などにより燃料噴射弁２１の噴射方向が変化して吸気ポート壁４ａ、吸気弁壁１５ａへの燃料噴霧の分岐割合が変わっても、吸気ポート壁４ａ、吸気弁壁１５ａに付着している各燃料（Ｍｆｖ、Ｍｆｐ）をそれぞれ別の壁流モデル（上記（１）式が吸気弁壁流モデル、上記（２）式がポート壁流モデル）で表しているため適合工数を低減できる。
【０１２７】
実施形態では噴射弁２１が吸気ポート４に臨んで設けられている場合で説明したが、これに限られるものでない。例えば噴射弁が燃焼室内に直接臨んで設けられている場合にも本発明を適用できる。この場合には吸気弁壁流とポート壁流とを削除して考えればよい。
【０１２８】
実施形態では、Ｌ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンで説明したが、Ｄ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンにも適用できる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の一実施形態を示す自動車用エンジンのシステム図。
【図２】吸気ポート及び燃焼室内の混合気の挙動を示す概念図。
【図３】吸気ポート及び燃焼室内にの混合気の挙動を示す概念図。
【図４】吸気ポート、燃焼室の混合気モデルのデータフロー図。
【図５】燃料噴射量算出モデルのデータフロー図。
【図６】温度、圧力に対する噴射弁噴霧の分岐割合の特性図。
【図７】流速に対する噴射弁噴霧の分岐割合の示す特性図。
【図８】噴射タイミングに対する噴射弁噴霧の分岐割合の特性図。
【図９】吸気弁壁流の分岐割合の特性図。
【図１０】ポート壁流の分岐割合の特性図。
【図１１】燃焼室壁流の分岐割合の特性図。
【図１２】シリンダ面壁流の分岐割合の特性図。
【図１３】温度と圧力に応じた基本分岐割合の特性図。
【図１４】回転速度補正係数の特性図。
【図１５】ポートをすり抜け直接的に燃焼室壁とシリンダ面壁にそれぞれ付着する分の特性図。
【図１６】始動後時間に対する要求度数の特性図。
【図１７】アクセル開度に対する要求度数の特性図。
【図１８】触媒温度に対する要求度数の特性図。
【符号の説明】
４ 吸気ポート
４ａ ポート壁
５ 燃焼室
１５ 吸気弁
１５ａ 吸気弁壁
２１ 燃料噴射弁
３１ エンジンコントローラ
４２ アクセルセンサ
４３ 触媒温度センサ
４４ 吸気温度センサ
４５ 水温センサ
４６ 圧力センサ
５２ シリンダ面壁
【発明の属する技術分野】
本発明は、エンジンの燃料噴射量制御装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
燃料噴射弁から噴射された燃料の一部が、吸気ポート壁に付着し、付着した燃料の一部が蒸発する、とする壁流モデルを用いて燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出するようにしたものがある（特許文献１参照）。
【０００３】
【特許文献１】
特開平９-３０３１７３号公報
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、上記従来装置では、吸気ポート壁に形成される壁流の中に、吸気弁に形成される壁流を含ませて扱っているため、燃焼室入口での壁流の実際の挙動を適切に表すことができていない。すなわち、燃焼室入口に吸気ポートを開閉する吸気弁が存在する場合には、噴射弁から吸気弁傘裏部に向けて噴かれた噴霧は吸気ポートだけでなくこの吸気弁傘裏部にも付着して壁流が形成され、この壁流より一部は再び気化し、また引き剥がされて噴霧となって気中に戻る。
【０００５】
壁流の蒸発特性は主に壁温度、吸気流速に依存する。壁温度が高いほど盛んに燃料が蒸発し、吸気流速が速いほど引き剥がされる分が増し壁流量が減少する。エンジンを低温で始動する当初は吸気ポート壁、吸気弁とも同じ温度であるが、エンジンの暖機が進むと共に、両壁に温度差が生じる。シリンダヘッドに形成される吸気ポートはシリンダヘッド内のウォータジャケットを流れる冷却水により冷却されるため、吸気ポート壁の温度はほぼ水温に等しい温度で推移するのに対して、吸気弁のほうは燃焼熱を直接に浴びること、駆動部品のため弁座を介してしかシリンダヘッドと接触していないために冷却されずらいこととにより、温度上昇して３００℃にもなる。
【０００６】
このように吸気弁と吸気ポート壁とで特に壁温度が大きく異なるときには、各壁流の蒸発特性が大きく違ったものとなり、従って従来装置を適用して吸気弁壁流と吸気ポート壁流とを合わせた１つの壁流モデルで表すことができない。この結果として、低温始動からの暖機途中や過渡時の空燃比が目標値から外れるエラーが生じ、排気性能や運転性能が悪くなる。
【０００７】
そこで本発明は、燃料噴射弁からの噴霧が吸気ポート内で少なくとも２つの部位に付着し、その２つの部位にそれぞれ付着した燃料の蒸発特性が大きく相違する場合においても、各部位からの蒸発量を精度よく求めることを目的とする。
【０００８】
【課題を解決するための手段】
本発明は、燃焼室入口の吸気ポートを開閉する吸気弁と、吸気ポート内に燃料を噴射する燃料噴射弁とを備え、この燃料噴射弁から噴射された燃料が、少なくとも吸気弁と吸気ポート壁の２つに分岐して付着し、その付着したそれぞれの燃料の一部が、異なる特性で蒸発するモデルを用いて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出すると共に、前記吸気弁に付着している燃料より蒸発する分を、少なくとも吸気弁の温度代表値、吸気ポート内のガス流速の代表値、吸気ポート内の圧力のいずれかに基づいて、また前記吸気ポート壁に付着している燃料より蒸発する分を、少なくとも吸気ポート壁の温度代表値、吸気ポート内のガス流速の代表値、吸気ポート内圧力のいずれかに基づいてそれぞれ求めると共に、この求めた各燃料より蒸発する分に基づいて燃焼分燃料を算出し、この燃焼分燃料に基づいて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出するように構成する。
【０００９】
【発明の効果】
本発明によれば、燃料噴射弁から噴射された燃料が、少なくとも吸気弁と吸気ポート壁の２つに分岐して付着し、付着したそれぞれの燃料の一部が、異なる特性で蒸発するモデルを用いるので、吸気ポート壁と吸気弁とで温度が大きく相違する場合においても、吸気ポート壁、吸気弁にそれぞれ付着した燃料からの蒸発分（図４のＹ０、Ｚ０参照）を精度よく求めることができる。
【００１０】
このようにして各付着した燃料からの蒸発分を精度よく求めることができると、低温始動からの暖機途中や過渡時の空燃比の精度を高めることができ、排気性能や運転性能を向上させることができる。
さらに、本発明によれば、吸気弁壁と吸気ポート壁に付着している各燃料（Ｍｆｖ、Ｍｆｐ）より蒸発する分（Ｙ０、Ｚ０）を求めるのに、少なくとも壁温度やガス流速の代表値、圧力（吸入負圧）のいずれかに基づくので（図９、１０参照）、吸気ポート径、吸気弁の仕様等が大きく変わったような場合、エンジン回転速度や過渡時等で吸気ポート内のガス流速が変わった場合、ＶＴＣ機構（可変動弁機構）の作動によりガス流速が変わる場合でも、吸気弁壁と吸気ポート壁に付着している各燃料より蒸発する分（Ｙ０、Ｚ０）を精度よく求めることができる。
【００１１】
【発明の実施の形態】
以下、図面に基づき本発明の実施形態について説明する。図１はＬ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンに適用した本発明の一実施形態のシステムを説明するための概略図である。
【００１２】
吸気絞り弁２３により調量される空気は、吸気コレクタ２に蓄えられた後、吸気マニホールド３を介して各気筒の燃焼室５に導入される。燃料は各気筒の吸気ポート４に配置された燃料噴射弁２１より、エアフローメータ３２により検出される吸入空気流量と、クランク角センサ（３３、３４）からの信号に基づいて演算されるエンジン回転速度とに応じ、所定のタイミングで吸気ポート内に、より具体的には吸気ポートに遮るように存在する吸気弁１５（傘裏部）に向けて、間欠的に噴射供給される。
【００１３】
吸気弁１５に向けて噴射された燃料は、吸気と混合して混合気を作り、この混合気は吸気弁１５を閉じることで燃焼室５内に閉じこめられ、ピストン６の上昇によって圧縮され、点火プラグ１４により着火されて燃焼する。この燃焼によるガス圧がピストン６を押し下げる仕事を行い、このピストン６の往復運動はクランクシャフト７の回転運動へと変換される。燃焼後のガス（排気）は排気弁１６が開いたとき排気通路８へと排出される。
【００１４】
排気通路８には三元触媒９を備える。三元触媒９は排気の空燃比が理論空燃比を中心とした狭い範囲にあるとき、排気に含まれるＨＣ、ＣＯ及びＮＯｘを同時に効率よく除去できる。このため、エンジンコントローラ３１では運転条件に応じて燃料噴射弁２１からの基本燃料噴射量を定めると共に、三元触媒９の上流に設けたＯ２センサ（図示しない）からの信号に基づいて空燃比をフィードバック制御する。
【００１５】
上記の吸気絞り弁２３はスロットルモータ２４により駆動される。運転者が要求するトルクはアクセルペダル４１の踏み込み量（アクセル開度）に現れるので、エンジンコントローラ３１ではアクセルセンサ４２からの信号に基づいて目標トルクを定め、この目標トルクを実現するための目標空気量を定め、この目標空気量が得られるようにスロットルモータ２４を介して吸気絞り弁２３の開度を制御する。
【００１６】
また、主に燃費向上のため、ＥＧＲ装置（ＥＧＲ通路２５、ＥＧＲ弁２６、アクチュエータ２７からなる）とＶＴＣ機構（バルブタイミングコントロール機構）２９を備えてもいる。
【００１７】
さて、Ｌ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンを前提として、本実施形態では、燃焼予測型制御を行う。具体的には温度を主なパラメータとして吸気ポート４、燃焼室５内の壁流燃料と未燃分燃料を推定し、その結果を燃料噴射制御に適用する。
【００１８】
まず、今回改めて噴射弁２１から噴射された燃料が燃焼するまでの燃料の挙動を見直した結果を図２、図３に示す。図２において破線は、噴射弁２１から噴射された燃料がガス状で移動することを、実線は噴霧の状態で移動することを示す。なお、噴霧のうち微細なもの（微粒噴霧）はガスと同じに扱えるので、ガスのほうに分類している。この場合、ガス、微粒噴霧は再び吸気ポートや燃焼室内に付着することはないと仮定する。
【００１９】
ここでは、燃焼室入口までの燃料挙動と燃焼室内での燃料挙動とに大きく分ける。
【００２０】
（１）燃焼室入口までの燃料挙動：
噴射弁２１から吸気ポート４に噴射された燃料は、気化してガス（気体）となる分と、噴霧のまま漂う分とに大きく分岐される。ガス、微粒噴霧となった燃料はポート壁４ａや吸気弁傘裏部１５ａに付着することなく燃焼室５に吸入される。噴霧のまま漂う燃料は、その一部が気流に運ばれて燃焼室５に直接吸入され、残りは吸気弁傘裏部１５ａと吸気ポート壁４ａとに付着する。
【００２１】
ここで、吸気弁１５に付着して形成される壁流は、傘裏部１５ａだけでなく吸気弁１５の燃焼室５に臨む表面１５ｂにも形成される。この燃焼室側表面１５ｂに形成される壁流は燃焼室５内に形成される壁流のほうで扱うので、以下では吸気弁１５の傘裏部１５ａの壁面のみを「吸気弁壁」と定義する。
【００２２】
ポート壁４ａ、吸気弁壁１５ａに付着した燃料は壁流を形成する。この場合、各壁では主に壁温度が大きく異なり（冷間始動後は同じであるが、エンジンの暖機が進むほど吸気弁壁の温度のほうがポート壁の温度より高くなってゆく）、各壁流から異なる特性で燃料が蒸発するので、壁流も別々に扱う。
【００２３】
これら各壁流は、一部はそれぞれの壁温度など蒸発し易さの物理量の結果を受けてガスとなり燃焼室５に吸入され、残りは吸気の流れや重力により壁流から剥がされて噴霧となりまたは壁流としておのおの壁部を伝って燃焼室５内に流入する。
【００２４】
（２）燃焼室内での燃料挙動：
このようにしていろいろな経緯を経て燃焼室５に吸入された燃料群は、一部はガス、微粒噴霧として直接燃焼に寄与し、一部は燃焼室５内の壁流を形成する。燃焼室５内の壁流は、現実には吸気弁１５の燃焼室側表面１５ｂ、排気弁１６の燃焼室側表面（図２、図３には図示していない）、吸気ポート４ａにつながっているシリンダヘッド壁５１、ピストン冠面６ａ、点火プラグ表面（図示しない）、さらにはシリンダ面壁５２とどこにでも存在する。燃焼室５内の壁流は、一部は点火による燃焼までの間に圧縮熱や壁熱などで蒸発、気化してガス、微粒噴霧となり燃焼に寄与し、一部は燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに排気行程で排気通路８へと排出される。特に、シリンダ面壁５２の壁流を形成する燃料はその一部がオイルに希釈されたままクランクケースに逃げてブローバイガスに含まれる。
【００２５】
ここでは、燃焼室５内に壁流が形成される部位をシリンダ面壁５２とそれ以外の燃焼室壁とに分ける。
【００２６】
ここで、シリンダ面壁５２以外の燃焼室壁を「燃焼室壁」と定義する。一般的に「燃焼室壁」といった場合、シリンダ面壁を含むので紛らわしいのであるが、他に適切な表現が見あたらないので本実施形態ではシリンダ面壁５２を除いた概念として「燃焼室壁」を使う。この燃焼室壁には吸気弁の燃焼室側表面１５ｂが含まれる。
【００２７】
燃焼室壁とシリンダ面壁５２との２つに分けたのも両壁に主に壁温度差が大きくあり（シリンダブロックに形成されるシリンダはシリンダブロック内のウォータジャケットを流れる冷却水により冷却されるため、シリンダ面壁５２の温度はほぼ水温に等しい温度で推移するため、燃焼室壁の温度のほうがシリンダ面壁５２の温度より高い）、各壁流からの燃料蒸発特性が大きく異なるためと、演算ロジックを簡素化して適合を容易にするためである。
【００２８】
ただし、分ける数は２つに限定されるものでない。詳しくいうと、燃焼室壁は、上述したように吸気弁１５の燃焼室側表面１５ｂ、排気弁１６の燃焼室側表面、シリンダヘッド壁５１、ピストン冠面６ａ、点火プラグ表面などからなり、これらの間でも大きな壁温度差がある。すなわち、排気弁１６の燃焼室側表面の温度が最も高く、吸気弁の燃焼室側表面１５ｂとピストン冠面６ａとはほぼ同じ温度、またこれら吸気弁の燃焼室側表面１５ｂ、ピストン冠面６ａの温度のほうがシリンダヘッド壁５１の温度より高い。従って、燃焼室壁を壁温度毎にさらに２以上に分割することが考えられる（例えば高温部燃焼室壁と低温部燃焼室壁とに分割する）。
【００２９】
このように、壁温度の違いにより燃焼室５内に形成される壁流を２つに分割し（燃焼室壁流とシリンダ面壁流）、さらに燃焼室５内の燃料を燃焼に寄与する分と、未燃のまま排出される分と、オイルに希釈される分との３つに分けると、これらは次のように整理できる。
【００３０】
〔１〕燃焼に寄与する燃料：
これは▲１▼噴射弁２１より噴射された直後にガス、微粒噴霧となった燃料、▲２▼燃焼室５に吸入された噴霧から蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、▲３▼ポート壁流より蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、▲４▼吸気弁壁流より蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、▲５▼燃焼室壁流より点火による燃焼までの間に蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、▲６▼シリンダ面壁流より点火による燃焼までの間に蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料の合計である。
【００３１】
〔２〕未燃のまま排出される燃料：
これは、▲７▼燃焼室壁流より燃焼が完了してから蒸発してガス、微粒噴霧となり、排気行程で排気通路８へと排出される燃料と、▲８▼シリンダ面壁流より燃焼が完了してから蒸発してガス、微粒噴霧となり、排気行程で排気通路８へと排出される燃料との合計である。
【００３２】
〔３〕オイル落ち燃料：
これは、▲９▼シリンダ面壁流よりオイルに希釈されたままクランクケースに逃げてブローバイガスに含まれる燃料である。
【００３３】
図２、図３に示したこうした燃料挙動の解析結果に基づいて４つの各壁流（ポート壁流、吸気弁壁流、燃焼室壁流、シリンダ面壁流）を図４に示したようにモデル化して１気筒当たりのポート、燃焼室の混合気モデルを構築する。すなわち、図４のように当該混合気モデルを、燃料噴射量算出手段５１、各部燃料分岐割合算出手段５２、４つの燃料付着量算出手段（吸気弁壁付着量算出手段５３、ポート壁付着量算出手段５４、燃焼室壁付着量算出手段５５、シリンダ面壁付着量算出手段５６）、燃焼分燃料算出手段５７、未燃分燃料算出手段５８、オイル落ち量算出手段５９、排気燃料算出手段６０から構成する。
【００３４】
まず吸気弁壁付着量算出手段５３とポート壁付着量算出手段５４では、１噴射毎（＝吸入行程毎）つまり１燃焼サイクル毎に各壁流量（燃料付着量）が変化するものとして、１燃焼サイクル当たり一回、次の漸化式を用いて吸気弁壁付着量Ｍｆｖとポート壁付着量Ｍｆｐを算出する。
【００３５】
Ｍｆｖ＝Ｍｆｖn-1＋Ｆｉｎ・Ｘ１−Ｍｆｖn-1（Ｙ０＋Ｙ１＋Ｙ２）…（１）
Ｍｆｐ＝Ｍｆｐn-1＋Ｆｉｎ・Ｘ２−Ｍｆｐn-1（Ｚ０＋Ｚ１＋Ｚ２）…（２）
ただし、Ｍｆｖ ：吸気弁壁付着量、
Ｍｆｖn-1 ：Ｍｆｖの１燃焼サイクル前の値、
Ｍｆｐ ：ポート壁付着量、
Ｍｆｐn-1 ：Ｍｆｐの１燃焼サイクル前の値、
Ｆｉｎ ：燃料噴射量、
Ｘｎ、Ｙｎ、Ｚｎ：各部燃料分岐割合、
ここで、上記（１）式は、１燃焼サイクル前の吸気弁壁付着量であるＭｆｖn-1に対して今回の噴射により壁流となって増える燃料分（右辺第２項）を加算し、今回の噴射までに減っている燃料分（右辺第３項、第４項、第５項）を減算するものである。すなわち、右辺第２項のＦｉｎ・Ｘ１は、今回の燃料噴射量Ｆｉｎのうち吸気弁壁流に変化する燃料分である。右辺第３項のＭｆｖn-1・Ｙ０はＭｆｖn-1のうち今回の噴射までに蒸発してガス、微粒噴霧となりそのまま燃焼室５に吸入されて燃焼する燃料分である。右辺第４項のＭｆｖn-1・Ｙ１はＭｆｖn-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れて燃焼室壁流となる燃料分、Ｍｆｖn-1・Ｙ２はＭｆｖn-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れてシリンダ面壁流となる燃料分である。
【００３６】
上記（２）式は上記（１）式と同様である。すなわち、右辺第２項のＦｉｎ・Ｘ２は、今回の燃料噴射量のうちポート壁流に変化する燃料分である。右辺第３項のＭｆｐn-1・Ｚ０はＭｆｐn-1のうち今回の噴射までに蒸発してガス、微粒噴霧となりそのまま燃焼室５に吸入されて燃焼する燃料分である。右辺第４項のＭｆｐn-1・Ｚ１はＭｆｐn-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れて燃焼室壁流となる燃料分、右辺第５項のＭｆｐn-1・Ｚ２はＭｆｐn-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れてシリンダ面壁流となる燃料分である。
【００３７】
燃焼室壁付着量算出手段５５とシリンダ面壁算出手段５６でも、１噴射毎つまり１燃焼サイクル毎に各燃料付着量が変化するものとして、１燃焼サイクル当たり一回、次の漸化式を用いて燃焼室壁付着量Ｃｆｈとシリンダ壁付着量Ｃｆｃを算出する。
【００３８】
Ｃｆｈ＝Ｃｆｈn-1＋Ｆｉｎ・Ｘ３＋Ｍｆｖ・Ｙ１＋Ｍｆｐ・Ｚ１−Ｃｆｈn-1（Ｖ０＋Ｖ１）…（３）
Ｃｆｃ＝Ｃｆｃn-1＋Ｆｉｎ・Ｘ４＋Ｍｆｖ・Ｙ２＋Ｍｆｐ・Ｚ２−Ｃｆｃn-1（Ｗ０＋Ｗ１＋Ｗ２）…（４）
ただし、Ｃｆｈ ：燃焼室壁付着量、
Ｃｆｈn-1 ：Ｃｆｈの１燃焼サイクル前の値、
Ｃｆｃ ：シリンダ面壁付着量、
Ｃｆｃn-1 ：Ｃｆｃの１燃焼サイクル前の値、
Ｆｉｎ ：燃料噴射量、
Ｘｎ、Ｙｎ、Ｚｎ、Ｖｎ、Ｗｎ：各部燃料分岐割合、
上記（３）式において、右辺第２項のＦｉｎ・Ｘ３は、今回の燃料噴射量Ｆｉｎのうち燃焼室壁流に変化する燃料分である。右辺第３項、第４項のＭｆｖ・Ｙ１、Ｍｆｐ・Ｚ１はそれぞれＭｆｖ、Ｍｆｐから引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れて燃焼室壁流に変化する燃料分である。右辺第５項のＣｆｈn-1・Ｖ０はＣｆｈn-1のうち点火による燃焼までの間に圧縮熱や壁熱等で蒸発、気化して燃焼に寄与した燃料分、右辺第６項のＣｆｈn-1・Ｖ１はＣｆｈn-1のうち燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに排気行程で排出された燃料分である。
【００３９】
上記（４）式は、右辺第７項のＣｆｃn-1・Ｗ２を除いて上記（３）式と同様である。すなわち、右辺第２項のＦｉｎ・Ｘ４は、今回の燃料噴射量のうちシリンダ面壁流に変化する燃料分である。右辺第３項、第４項のＭｆｖ・Ｙ２、Ｍｆｐ・Ｚ２はそれぞれＭｆｖ、Ｍｆｐから引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れてシリンダ面壁流に変化する燃料分である。右辺第５項のＣｆｃn-1・Ｗ０はＣｆｃn-1のうち点火による燃焼までの間に圧縮熱や壁熱等で蒸発、気化して燃焼に寄与した燃料分、右辺第６項のＣｆｃn-1・Ｗ１はＣｆｃn-1のうち燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに排気行程で排出された燃料分である。右辺第７項のＣｆｃn-1・Ｗ２はＣｆｃn-1のうちオイルに希釈されたままクランクケースに逃げてブローバイガスに含まれてしまった燃料分である。
なお、図４は全体でもモデルであるが、部分でもモデルである。すなわち、上記（１）式が吸気弁壁流モデル、上記（２）式がポート壁流のモデル、上記（３）式が燃焼室壁流のモデル、上記（４）式がシリンダ面壁流のモデルである。また、燃料噴射量ＦｉｎがＸ０〜Ｘ４に分かれるとするのもモデルである。
【００４０】
なお、図４は全体でもモデルであるが、部分でもモデルである。すなわち、上記（１）式が吸気弁壁流モデル、上記（２）式がポート壁流のモデル、上記（３）式が燃焼室壁流のモデル、上記（４）式がシリンダ面壁流のモデルである。また、燃料噴射量ＦｉｎがＸ０〜Ｘ４に分かれるとするのもモデルである。
【００４１】
燃焼分燃料算出手段５７、未燃分燃料算出手段５８、オイル落ち量算出手段５９では次式により燃焼分燃料Ｆｃｏｍ、未燃分燃料Ｆａｃ、オイル落ち量Ｆｏｉｌをそれぞれ算出する。
【００４２】
Ｆｃｏｍ＝Ｆｉｎ・（１−Ｘ１−Ｘ２−Ｘ３−Ｘ４）＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０…（５）
Ｆａｃ ＝Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１…（６）
Ｆｏｉｌ＝Ｃｆｃ・Ｗ２ …（７）
ここで、（５）式は上記▲１▼〜▲６▼の燃料の合計を燃焼分燃料Ｆｃｏｍと、（６）式は上記▲７▼、▲８▼の燃料の合計を未燃分燃料Ｆａｃと、（７）式は上記▲９▼の燃料をオイル落ち量Ｆｏｉｌとして数式化したもの（モデル）である。
【００４３】
排気燃料算出手段６０では、次式のようにこれら燃焼分燃料Ｆｃｏｍと未燃分燃料Ｆａｃを合計した値を、排気に影響する排気燃料Ｆｏｕｔとして算出する。
【００４４】
Ｆｏｕｔ＝Ｆｃｏｍ＋Ｆａｃ…（８）
（８）式は燃焼分も未燃分も燃焼室５内のすべてのガスが排気通路８へ排出されることを表している。実際には一部のガスは排気通路８へ排出されることなく燃焼室５内に残留するのであるが、この残留ガスは図４に示した混合気モデルでは考えていない。
【００４５】
これら４つの算出手段５７〜６０での算出タイミングは、燃料付着量算出手段５３〜５６と同じである。
【００４６】
このようにして、上記（１）〜（８）式が得られたが、これら式中の値のうち代表的なものを図３に図示している。
【００４７】
次に、図５は図４に示した混合気モデルを用いて気筒別の燃料噴射量をＴｉを算出するためのデータフローを示した図である。
【００４８】
まず性能要求判定手段７１では、運転条件より三元触媒９からの排気要求と、出力要求（または安定度要求）のいずれがあるのか否かを判定する。例えば低温始動直後の燃焼が安定しにくい領域は安定度要求があるとき、全負荷領域は出力要求があるときである。また、触媒の活性化後は三元触媒９からの排気要求があるときである。
【００４９】
目標当量比決定手段７２では、こうした判定結果より排気要求があるときには排気要求当量比Ｔｆｂｙｅ（＝１．０）を、また出力要求（または安定度要求）があるときには出力要求当量比Ｔｆｂｙｐ（１．１〜１．２の値で固定値）を目標当量比Ｔｆｂｙａとして決定する。
【００５０】
ここで、当量比は理論空燃比（≒１４．７）を空燃比で除した値である。このため、当量比＝１．０のとき空燃比は理論空燃比となり、当量比＝１．１〜１．２のとき空燃比は理論空燃比よりもリッチ側の値となる。
【００５１】
要求噴射量算出手段７５では、このようにして決定した目標当量比Ｔｆｂｙａ及び性能要求判定手段７１の判定結果と、各部付着量算出手段７３、各部燃料分岐割合算出手段７４（それぞれ図４の一部）の算出結果とに基づいて次式により要求噴射量Ｆｉｎを算出する。
【００５２】
（１）出力要求（または安定度要求）があるとき；
Ｆｉｎ＝｛Ｋ＃・Ｔｆｂｙａ・Ｔｐ−（Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０
＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）｝／Ｘ０…（９）
（２）排気要求があるとき；
Ｆｉｎ＝｛Ｋ＃・Ｔｆｂｙａ・Ｔｐ−（Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０
＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０＋Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１）｝
／Ｘ０…（１０）
ここで、（９）式は出力要求または安定度要求があるときにシリンダ吸入空気量（Ｑｃｙｌ）と、前記３つの燃焼分（Ｘ０、Ｙ０＋Ｚ０、Ｖ０＋Ｗ０）の燃料（Ｆｉｎ・Ｘ０＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）との比が理論空燃比よりリッチ側の値となるように要求噴射量Ｆｉｎを算出する式である。これに対して（１０）式は三元触媒９からの排気要求があるときにシリンダ吸入空気量（Ｑｃｙｌ）と、３つの燃焼分（Ｘ０、Ｙ０＋Ｚ０、Ｖ０＋Ｗ０）の燃料（Ｆｉｎ・Ｘ０＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）及び未燃分（Ｖ１＋Ｗ１）の燃料（Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１）の合計との比が理論空燃比となるように燃料噴射弁２１からの燃料噴射量を算出する式である。
【００５３】
（１０）式は（９）式に対して未燃分燃料Ｆａｃ（＝Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１）を加えている点のみが相違する。排気中の空燃比を考えるときには未燃分燃料をも考慮する必要があるためである。この逆に、未燃分燃料は出力には寄与しないので除く必要がある。
【００５４】
（９）式で代表して述べると、（９）式は次式より導出したものである。
【００５５】
Ｋ＃・Ｔｆｂｙａ・Ｔｐ＝Ｆｉｎ・Ｘ０＋（Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）…（１１）
ただし、Ｋ＃：定数、
Ｔｐ：エアフローメータ３２よりから求めた基本噴射量、
（１１）式は、ガス、微粒噴霧となる燃料分（右辺第１項）及び燃料壁流に奪われる燃料分（右辺第２項〜第５項）の合計とが左辺の噴射燃料量に等しいことを表している。この式をＦｉｎについて整理すれば、上記（９）式が得られる。
【００５６】
ここで、（１１）式左辺の基本燃料噴射量Ｔｐは１気筒当たりの値であるので、右辺のＦｉｎ、Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃの各値も１気筒当たりの値である。基本燃料噴射量Ｔｐの実際の単位は質量の単位である［ｍｇ］でなく時間の単位である［ｍｓ］であるため、右辺のＦｉｎ、Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃの各値について、その単位を［ｍｓ］で定義すれば、定数Ｋ＃は１．０でよい。Ｆｉｎ、Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃの単位を［ｍｇ］で定義してもかまわない。ただし、このときには定数Ｋ＃を、［ｍｓ］より［ｍｇ］への変換係数として導入する。
【００５７】
最終噴射量算出手段７６では、このようにして算出した要求噴射量Ｆｉｎ［ｍｓ］を用いて次式のいずれかによりシーケンシャル噴射時の最終噴射量Ｔｉ［ｍｓ］を算出する。
【００５８】
Ｔｉ＝Ｆｉｎ×α×αｍ×２＋Ｔｓ…（１２ａ）
Ｔｉ＝Ｆｉｎ×（α＋αｍ−１）×２＋Ｔｓ…（１２ｂ）
ただし、α：空燃比フィードバック補正係数、
αｍ：空燃比学習補正係数、
Ｔｓ：無効パルス幅、
これら最終噴射量Ｔｉの式はＬ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンにおける従来の燃料噴射量Ｔｉ［ｍｓ］の演算式とは趣が異なる。ちなみに、当該演算式（シーケンシャル噴射時）は次のようなものである。
【００５９】
Ｔｉ＝（Ｔｐ＋Ｋａｔｈｏｓ）×ＴＦＢＹＡ×（α＋αｍ−１）×２
＋ＣＨＯＳｎ＋Ｔｓ…（１３）
ＴＦＢＹＡ＝１＋ＫＴＷ＋ＫＡＳ＋ＫＵＢ＋ＫＭＲ…（１４）
ただし、ＴＦＢＹＡ：従来装置の目標当量比、
Ｋａｔｈｏｓ：壁流補正量（応答の遅いもの）、
ＣＨＯＳｎ：壁流補正量（応答の速いもの）、
ＫＴＷ：水温増量補正係数、
ＫＡＳ：始動後増量補正係数、
ＫＵＢ：未燃分補正係数、
ＫＭＲ：混合気補正係数、
（１３）、（１４）式に示す従来の演算式では、増量補正係数がたくさんあることからもわかるように、低水温時、低温始動直後で燃焼不安定な状態、未燃分、全負荷時、加減速時などに対してそれぞれに別個の増量補正係数（ＫＴＷ、ＫＡＳ、ＫＵＢ、ＫＭＲ、Ｋａｔｈｏｓ、ＣＨＯＳｎ）を導入し、個別に対応していた。しかしながら、こうした方法だと増量補正係数の数に応じて適合工数が飛躍的に増大せざるを得ない。また、ＫＴＷ、ＫＡＳ、ＫＵＢの適合については燃料挙動までは解析されていない。
【００６０】
一方、すべての燃料増量をトータルで考えてみると、すべて壁流燃料に関係する。従って、上記図２、図３のように今回改めて噴射弁２１から噴射された燃料が燃焼するまでの燃料の挙動を見直し、その結果を用いて図４、図５のように混合気モデルと燃料噴射量算出モデルとを構築するようにした本実施形態によれば、ＫＴＷ、ＫＡＳ、ＫＵＢ、ＫＭＲの各補正係数は不要となる。また、Ｋａｔｈｏｓ、ＣＨＯＳｎに代えて、４つの付着量Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃが置き換わる。すなわち、上記（１）〜（１０）式及び（１２ａ）、（１２ｂ）式のいずれかを用いる本実施形態によれば、（１３）、（１４）式の従来の演算式を用いるガソリン噴射エンジンに対して次の効果が得られる。
【００６１】
効果１；特に低温始動、暖機途中の空燃比制御精度がよくなり、この制御精度の向上により排気性能が向上しかつ始動性、運転性（トルク精度）が向上する。
【００６２】
効果２；吸気ポート、燃焼室内の壁流挙動（噴射してから燃焼するまでのすべての燃料挙動）を解析しているので、机上適合が容易になり適合工数を低減できる。
【００６３】
効果３；このように精密に壁流挙動を解析して燃料噴射を行わせた結果、それでも空燃比が目標より外れていれば、それは噴射弁やエアフローメータなど部品の精度に関係するものと判断できるので、制御結果を空燃比制御にフィードバックすることで、エンジンそのものの素質を改善できる。
【００６４】
ところで、性能要求判定手段７１による判定方法はこれに限らない。出力要求時（または安定度要求時）から排気要求時への切換時またはその逆への切換時に前記（９）式の要求噴射量より（１０）式の要求噴射量へとステップ的に切換えまたはその逆への切換時に（１０）式の要求噴射量より（９）式の要求噴射量へとステップ的に切換えたのではトルク段差が生じ、これによりトルクショックによる不快感や音質変化などが感じられる。
【００６５】
そこで、低温始動からの時間、アクセル開度、三元触媒９の温度の少なくとも一つに応じて出力要求と排気要求の要求比を設定し、この要求比で前記（９）、（１０）式の２つの要求噴射量を補間計算した値を、改めて要求噴射量として算出することにより、２つの要求噴射量の間を要求比に応じて滑らかに繋ぎ、２つの要求噴射量の間をステップ的に切換える際に生じるトルクショックによる不快感や音質変化などを防止する。
【００６６】
これについて説明すると、排気要求と出力要求の比を要求度数（要求比）で定義する。ここでは出力要求のみに応ずるときの要求度数を１００％とし、排気要求のみに応ずるときの要求度数を０％として、そのときの運転条件に応じた要求度数を設定する。具体的には、低温始動直後は燃焼室内での燃焼が安定しにくいので、出力要求である。全負荷領域でも出力要求に応じる必要がある。また、排気通路８に設けている触媒９が活性化した後には排気要求に応じる必要がある。これらの要求のため、要求度数を図１６、図１７、図１８に示したように設定している。すなわち、図１６のように初期値を１００％として低温始動直後の出力要求に応じると共に、始動後時間（あるいは壁温度）が経過するほど要求度数を小さくしていくことにより出力要求から排気要求へとゆるやかに切換える。図１７のようにアクセルペダル４１を最大まで踏み込む付近で要求度数を大きくすることにより全負荷領域での出力要求に応える。図１８のように初期値を１００％として触媒温度が上昇するほど要求度数を小さくしていくことにより出力要求から排気要求へと緩やかに切換える。
【００６７】
このようにして、始動後時間、アクセル開度、触媒温度より図１６、図１７、図１８を内容とするテーブルを参照して３つの要求度数を得た後は、これら３つの要求度数のうち最も大きい値を選択する。
【００６８】
そして、上記（１０）式の要求噴射量ＦｉｎをＦｉｎ１（第１の燃料噴射量）、上記（９）式の要求噴射量ＦｉｎをＦｉｎ２（第２の燃料噴射量）として区別し、この選択した要求度数でこれら２つの要求噴射量Ｆｉｎ１、Ｆｉｎ２を補間計算した値を要求噴射量Ｆｉｎとして算出する。
【００６９】
Ｆｉｎ＝Ｆｉｎ２×要求度数＋Ｆｉｎ１×（１−要求度数）…（１５）
（１５）式によれば要求度数＝１００％のときＦｉｎ＝Ｆｉｎ２、要求度数＝０％のときＦｉｎ＝Ｆｉｎ１となる。
【００７０】
ここで、始動後時間はエンジン始動タイミングで起動するタイマにより計測する。アクセル開度はアクセルセンサ４２により検出する。触媒温度は触媒温度センサ４３により検出する。
【００７１】
次に、図４の各部燃料分岐割合算出手段５２では、各部燃料（Ｆｉｎ、Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃ）の分岐割合を算出するが、この各部燃料の分岐割合の算出について以下に項分け説明する。上記（１）〜（７）、（１０）、（１１）式をみればわかるように本実施形態では各部燃料分岐割合Ｘｎ、Ｙｎ、Ｚｎ、Ｖｎ、Ｗｎが適合値になる。そして、これらを精度よく適合することで空燃比制御精度を高めることができる。
【００７２】
ここでは、Ｌ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンのうち、標準システム（後述する）を有するあらゆるエンジンを対象として検討しているため、吸気行程噴射を行うものやアシストエアー方式の燃料噴射弁を備えるもの、成層燃焼を行うもの、スワールコントロールバルブを備えるものなどを含めているが、適用するエンジンに該当しないものはカットすればよい。
【００７３】
〈１〉噴射弁噴霧の分岐割合Ｘｎ（ｎ＝０〜４）
１）Ｘ０；噴霧が気化する分と微粒噴霧のまま燃焼室に漂い燃焼する分
Ｘ０はシミュレーションしてみると、吸気行程噴射やアシストエアー方式、成層燃焼を除き数％と非常に少ない。Ｘ０に影響するパラメータとしては噴射タイミング、噴霧粒径、燃料の揮発性、ガス温度、相対流速（回転速度、吸気弁１５のバルブタイミング、ポート流路径）がある。ここで、相対流速とは燃料の流速を基準とした吸気の流速のことである。Ｘ０が増えると後述するＸ１、Ｘ２、Ｘ３、Ｘ４は減少する。
【００７４】
２）Ｘ１；吸気弁壁１５ａに付着する分
吸気弁壁１５ａ（吸気弁傘裏部）は一般に噴霧狙い個所であり、噴霧の大半が一旦ここに付着する。ポート壁４ａに跳ね返る燃料もあると思われる。
【００７５】
Ｘ１に影響するパラメータとしては吸気弁直撃率［％］がある。ここで、吸気弁直撃率とは、噴霧が吸気弁１５に当たる割合のことで、これは設計図より幾何学的に計算可能である。
【００７６】
３）Ｘ２；ポート壁４ａに付着する分
吸気弁１５の傘裏狙いでも噴霧がポート壁４ａに付着する。噴霧の跳ね返り、吸気弁１５開時の吸気の逆流で吸気弁１５から飛ばされポート壁４ａに付着する分もあると思われる。アシストエアー方式では噴霧広がりでポート壁４ａへ、またアシスト空気により吸気通路の上流側へと運ばれポート壁４ａに付着する。
【００７７】
Ｘ２に影響するパラメータとしてはＸ１と同じく吸気弁直撃率（１００％−吸気弁直撃率）がある。
【００７８】
４）Ｘ３；吸気ポート４をすり抜け直接に燃焼室壁に付着する分
これは吸気行程噴射やアシストエアー方式を除き非常に少なく、吸気弁壁１５ａやポート壁４ａを介して壁流のまま、または再度液滴となって燃焼室５に流入する量が多い。その理由は吸気弁１５閉時に噴射されると噴霧は燃焼室壁に届かないかあるいは漂わないためである。
【００７９】
Ｘ３に影響するパラメータとしては噴霧粒径、噴射タイミング、噴霧狙いの方向と場所がある。
【００８０】
５）Ｘ４；吸気ポート４をすり抜け直接にシリンダ面壁５２に付着する分
吸気行程噴射であって噴霧は開弁隙間狙いであるとき、Ｘ４は増大（燃焼不安定、ＨＣ激増、オイル希釈増）する。超微粒化ならＸ４は小さい。Ｘ４に影響するパラメータはＸ３と同じでよい。
【００８１】
ＭＰＩ（マルチポイントインジェクション）の標準的な噴射弁２１かつ噴霧方向は吸気弁傘裏狙い（吸気弁１５は２弁または４弁。４弁のときは噴射弁２１は２ホール噴射弁。）の仕様に対して机上検討を行った結果、噴射弁噴霧の分岐割合Ｘｎの傾向を図６〜図８に示す。図６に示したようにガス温度の上昇、吸入圧力（この絞り弁下流で大気圧より低くなる吸気通路内の吸入圧力を「吸入負圧」という。）の低下（負圧大）で気化率が向上しＸ０が増加する（破線参照）。また、負圧大で噴霧が広がりポート壁付着分Ｘ２が増加する（破線参照）。図７に示したようにガス流速（この代表値として回転速度）の上昇で待ち時間が短くなり、噴霧気化量と噴霧吸入量が増加しＸ０が増大する。同じく、噴霧吸入量が増加し、Ｘ３、Ｘ４が増大する。図８に示したように吸気行程噴射で噴霧と残留ガスの吹き返しとが重なり、残留ガス温度と残留ガスの流速とで気化促進されＸ０が増加する。吸気行程噴射で噴霧が吸気気流に運ばれてＸ０、Ｘ３、Ｘ４とも増大する。
【００８２】
結論；これら図６〜図８より標準システムのガソリン噴射エンジンの場合、ガス温度、負荷、ガス流速（回転速度）でＸｎを割りつける。
【００８３】
ここで、「標準システム」のガソリン噴射エンジンとは次の２つの条件を満足するものをいう。
【００８４】
（ａ）吸気通路に吸気弁を備えること。
【００８５】
（ｂ）可変動弁機構を備えていないか、備えていても可変動弁の可変代が小さいこと。
【００８６】
本実施形態は（ａ）、（ｂ）の条件を共に満足するので、標準システムのガソリン噴射エンジンである。一方、吸気絞り弁を備えておらず吸気弁のみで吸入空気流量を調整するエンジン、電磁駆動の吸気弁を備えるエンジン、圧縮比可変のエンジンは標準システムのガソリン噴射エンジンでない。従って、これらエンジンは対象外である。
【００８７】
上記の結論にいう「ガス温度」は噴霧を取り巻く空気と残留ガスのミックス温度で、吸気温度や水温から推定する。簡単には吸気温度と水温の単純平均値や加重平均値をガス温度の推定値とすればよい。吸気温度は吸気温度センサ４４により、水温は水温センサ４５により検出する。
【００８８】
ただし、図６〜図８の特性は実際のエンジン制御に用いる制御マップでは無く机上検討した特性データであるので、実際のエンジンへの適用に際しては適用するエンジン仕様に応じた修正を行う。例えば、噴射タイミングＩＴの影響は噴射タイミングＩＴを大きく変えない場合は無視し、図６の特性を基準としてガス流速と圧力で簡単な補正を行ってＸ０〜Ｘ４を求めればよい。
【００８９】
これについて説明すると、分岐割合Ｘ０［％］を次式により構成する。
【００９０】
Ｘ０＝Ｘ０Ｐ・Ｘ０Ｎ…（１６）
ただし、Ｘ０Ｐ：温度と圧力に応じた基本分岐割合［％］、
Ｘ０Ｎ：回転速度補正係数［無名数］、
このうち、基本分岐割合Ｘ０Ｐはガス温度と吸入負圧Ｐｍとから図１３を内容とするテーブルを検索することによって求める。図１３において横軸はガス温度＋Ｐｍ・ＫＰＴ＃（ＫＰＴ＃は揮発性圧力を温度に変換するための係数）である。基本分岐割合Ｘ０Ｐはガス温度が高くなるほど、また吸入負圧Ｐｍが大きくなるほど大きくなる（吸入負圧Ｐｍは低負荷で大となる特性）。吸入負圧は吸気コレクタ２に設ける圧力センサ４６により検出する。吸入負圧に代えエンジン負荷相当値（例えばＴｐ）を用いることができる。
【００９１】
また、回転速度補正係数Ｘ０Ｎは回転速度から図１４を内容とするテーブルを検索することによって求める。Ｘ０Ｎは回転速度が大きくなるほど大きくなる。
【００９２】
次に、Ｘ３、Ｘ４は回転速度から図１５を内容とするテーブルを検索することによって求める。Ｘ３、Ｘ４［％］も回転速度が大きくなるほど大きくなる。
【００９３】
このようにして求めたＸ０、Ｘ３、Ｘ４から次式によりＸ１、Ｘ２［％］を計算する。
【００９４】
Ｘ１＝｛１００−（Ｘ０＋Ｘ３＋Ｘ４）｝×ＢＴ＃…（１７）
Ｘ２＝｛１００−（Ｘ０＋Ｘ３＋Ｘ４）｝×（１−ＢＴ＃）…（１８）
ただし、ＢＴ＃；吸気弁直撃率、
〈２〉吸気弁壁付着燃料の分岐割合；Ｙｎ
１）Ｙ０；壁流が気化して燃焼する分
Ｙ０に影響するパラメータとしては燃料揮発性、吸気弁壁の温度、ガス温度と壁流面ガス流速（吸気弁径、回転速度、スワールコントロールバルブの開閉、吸気弁のバルブタイミング、弁リフトにより変化する）、圧力、弁端形状がある。
【００９５】
２）Ｙ１；燃焼室壁へ移動する分
これは、壁流から再度液滴となった後に燃焼室壁に付着する分Ｙ１Ａと、シリンダヘッド面５１、吸気弁の燃焼室側表面１５ｂへと壁流のまま移動する分Ｙ１Ｂとがある。Ｙ１Ａに影響するパラメータとしてはガス流速、吸気弁壁１５ａの温度、ガス温度（燃料粘性）、圧力、弁端形状、噴霧とガス流入方向がある。Ｙ１Ｂに影響するパラメータは、Ｙ１Ａに影響するパラメータと同じであり、加えて燃焼室ガス流れがある。
【００９６】
３）Ｙ２；シリンダ面壁へ移動する分
これも、壁流から再度液滴となった後にシリンダ面壁５２に付着する分Ｙ２Ａと、シリンダヘッド面５１、吸気弁の燃焼室側表面１５ｂに壁流がそのまま移動する分Ｙ２Ｂとがある。Ｙ２Ａに影響するパラメータとしてはガス流速、吸気弁壁１５ａの温度、ガス温度（燃料粘性）、圧力、弁端形状、噴霧とガス流入方向がある。Ｙ２Ｂに影響するパラメータは、Ｙ２Ａに影響するパラメータと同じであり、加えて燃焼室ガス流れがある。
【００９７】
４）そのまま次サイクルに持ち越される分
これは１−Ｙ０−Ｙ１−Ｙ２である。
【００９８】
〈３〉ポート壁付着燃料の分岐割合；Ｚｎ
１）Ｚ０；壁流が気化して燃焼する分
Ｚ０に影響するパラメータとしては燃料揮発性、ポート壁４ａの温度、ガス温度、壁流面ガス流速（弁径、回転速度、スワールコントロールバルブの開閉、吸気弁１５のバルブタイミング、弁リフトにより変化する）、圧力、弁シート端形状が考えられる。
【００９９】
２）Ｚ１；燃焼室壁へ移動する分
これは、壁流から再度液滴となった後に燃焼室壁に付着する分Ｚ１Ａと、シリンダヘッド面５２、吸気弁の燃焼室側表面１５ｂを介して壁流が移動してくる分Ｚ１Ｂとがある。Ｚ１Ａに影響するパラメータとしてはガス流速、吸気弁壁１５ａの温度、ガス温度（燃料粘性）、圧力、弁端形状、噴霧とガス流入方向がある。Ｚ１Ｂに影響するパラメータはＺ０に影響するパラメータと同じであり、加えて燃焼室ガス流れがある。
【０１００】
３）Ｚ２；シリンダ面壁へ移動する分
これは、壁流から再度液滴となった後にシリンダ面壁５２に付着する分Ｚ２Ａと、シリンダヘッド面５１、吸気弁の燃焼室側表面１５ｂを介して壁流が移動してくる分Ｚ２Ｂとがある。Ｚ２Ａに影響するパラメータとしてはガス流速、吸気弁壁１５ａの温度、ガス温度（燃料粘性）、圧力、弁シート端形状、噴霧とガス流入方向がある。Ｚ２Ｂに影響するパラメータはＺ０に影響するパラメータと同じであり、加えて燃焼室ガス流れがある。
【０１０１】
４）そのまま次サイクルに持ち越される分
これは１−Ｚ０−Ｚ１−Ｚ２である。
【０１０２】
以上の机上検討を行った結果、吸気弁壁１５ａ、ポート壁４ａの各付着燃料の分岐割合Ｙｎ、Ｚｎの傾向を図９、図１０に示す。図９に示したように壁温度とガス流速の上昇で気化量が増加し、また壁流移動速度も増加する。吸入負圧が大きいとき（図では高負圧）気化量が増加する（破線参照）。吸気弁壁１５ａの温度範囲は非常に広い（例えば水温Ｔｗ〜約３００℃）。
【０１０３】
図１０に示したように傾向は図９に示す吸気弁壁流と同じだが、ポート壁４ａは温度が低く壁温度範囲も狭い（例えば水温Ｔｗ〜Ｔｗ−１５℃程度）。燃焼室壁とシリンダ面壁５２ヘの分岐が、吸気弁壁流とは異なる。濡れ面が広く壁流移動距離が長いので、Ｚ１、Ｚ２は小さい。
【０１０４】
結論；これら図９、図１０より標準システムのガソリン噴射エンジンでは吸気弁壁、ポート壁のそれぞれの温度と圧力、ガス流速（回転速度）とでＹｎ、Ｚｎを算出する。
【０１０５】
ここで、吸気弁壁１５ａの温度としては、水温Ｔｗと運転条件から公知の方法（特開平３−１３４２３７号参照）により演算したものを用いればよい。ポート壁４ａの温度としては、水温Ｔｗまたは水温Ｔｗより所定値（例えば１５℃程度）低い温度を用いればよい。
【０１０６】
圧力（吸入負圧）は圧力センサ４６により検出する。吸入負圧と密接に関連するエンジン負荷（例えばＴｐ）で代用してもかまわない。
【０１０７】
〈４〉燃焼室壁付着燃料の分岐割合；Ｖｎ
１）Ｖ０；壁流が気化して燃焼する分
Ｖ０に影響するパラメータとしては燃料揮発性、吸気弁の燃焼室側表面１５ｂの温度、排気弁の燃焼室側表面温度、シリンダヘッド壁５１の温度、ピストン冠面６ａの温度、圧縮燃焼温度、壁流面ガス流速（弁径、回転速度、スワールコントロールバルブの開閉、吸気弁のバルブタイミング、弁リフトにより変化する）、圧力が考えられる。
【０１０８】
２）Ｖ１；膨張行程後に気化して排出される分
これは、壁流から火炎消炎後に燃焼ガス温度、ガス流速により蒸発または引きちぎられて排気される分である。Ｖ１に影響するパラメータはＶ０に影響するパラメータと同じである。
【０１０９】
３）そのまま壁流として次サイクルに持ち越される分
これは、燃焼室壁の温度、ガス流速が低いと蒸発しきれず、残りは次サイクルに持ち越される分、つまり１−Ｖ０−Ｖ１である。
【０１１０】
〈５〉シリンダ面壁付着燃料の分岐割合；Ｗｎ
１）Ｗ０；壁流が気化して燃焼する分
Ｗ０に影響するパラメータとしては燃料揮発性、シリンダ面壁５２の温度、圧縮燃焼温度、壁流面ガス流速（弁径、回転速度、スワールコントロールバルブの開閉、吸気弁のバルブタイミング、弁リフトにより変化する）、圧力、オイル揮発性、オイル付着量がある。
【０１１１】
２）Ｗ１；膨張行程後に気化して排出される分
これは、壁流から火炎消去後に燃焼ガスの温度、流速により蒸発または引きちぎられて排気される分である。Ｗ１に影響するパラメータはＷ０に影響するパラメータと同じである。
【０１１２】
３）Ｗ２；オイル希釈のままクランクケースへ逃げる分
これは、壁流からピストンリングで掻き落とされたオイル中の燃料分と、ピストンリングとシリンダ面との隙間から漏れた燃料分との合計である。Ｗ２に影響するパラメータとしては回転速度、シリンダ面壁５２の温度、油膜厚さ（油量、温度、油粘度）、ピストンリングの形状、張力、筒内圧、リング隙間、リング溝隙間がある。
【０１１３】
４）そのまま壁流として次サイクルに持ち越される分
これは、シリンダ面壁の温度、ガス流速が低いと蒸発しきれず、残りは次サイクルに持ち越される分、つまり１−Ｗ０−Ｗ１−Ｗ２である。
【０１１４】
以上の机上検討を行った結果、燃焼室壁、シリンダ面壁５２の各付着燃料の分岐割合Ｖｎ、Ｗｎの傾向を図１１、図１２に示す。図１１に示したように、壁温度とガス流速の上昇で気化量が増加する。壁温度は圧縮燃焼温度の影響も受け、低壁温でも気化があると思われる。壁温度範囲が場所で大きく異なり非常に広いが比較的高い。そこで適合上は一つの温度で扱う。吸入負圧が小さいとき（高負圧）気化量が増加する（破線参照）。
【０１１５】
図１２に示したようにシリンダ面壁流は一部オイルに混入する。壁温度は水温の影響、ガス接触時間の関係で比較的低い。また、圧縮燃焼温度の影響も受け、低壁温でも気化があると思われる。吸入負圧が大きいとき（高負圧）気化量が増加する（破線参照）。
【０１１６】
結論；これら図１１、図１２より標準システムのガソリン噴射エンジンではそれぞれの壁温度と圧力、ガス流速（回転速度）でＶｎ、Ｗｎを算出する。機種差はガス流速に依存させる。
【０１１７】
ここで、本実施形態の作用を説明する。
【０１１８】
本実施形態（請求項１に記載の発明）では燃料噴射弁２１から噴射された燃料が、少なくとも吸気弁壁１５ａと吸気ポート壁４ａの２つに分岐して付着し、付着したそれぞれの燃料の一部が、異なる特性で蒸発するモデルを用いるので（図４参照）、吸気ポート壁４ａと吸気弁壁１５ａとで温度が大きく相違する場合においても、吸気ポート壁４ａ、吸気弁壁１５ａに付着した燃料からの蒸発分（Ｙ０、Ｚ０）を精度よく求めることができる。
【０１１９】
このようにして各付着した燃料からの蒸発分（Ｙ０、Ｚ０）を精度よく求めることができると、低温始動からの暖機途中や過渡時の空燃比の精度を高めることができ、排気性能や運転性能を向上させることができる。
さらに、本実施形態（請求項１に記載の発明）によれば、吸気弁壁１５ａと吸気ポート壁４ａに付着している各燃料（Ｍｆｖ、Ｍｆｐ）より蒸発する分（Ｙ０、Ｚ０）を求めるのに、少なくとも壁温度やガス流速の代表値、圧力（吸入負圧）のいずれかに基づくので（図９、１０参照）、吸気ポート４径、吸気弁１５の仕様等が大きく変わったような場合、エンジン回転速度や過渡時等で吸気ポート４内のガス流速が変わった場合、ＶＴＣ機構２９（可変動弁機構）の作動によりガス流速が変わる場合でも、吸気弁壁１５ａと吸気ポート壁４ａに付着している各燃料より蒸発する分（Ｙ０、Ｚ０）を精度よく求めることができる。
【０１２０】
本実施形態（請求項２に記載の発明）では、燃料噴射弁２１から噴射された燃料には吸気弁壁１５ａと吸気ポート壁４ａの２つに付着することなく燃焼室５内に直接吸入される分（Ｘ０＋Ｘ３＋Ｘ４）をも有する。すなわち、気体または噴霧のまま吸入される分（Ｘ０＋Ｘ３＋Ｘ４）をも図４に示したようにモデルで扱うので、温度が高く噴射弁２１からの噴霧が蒸発しやすい条件や、吸気行程噴射など大きなガス流速で気化促進しやすくかつ噴霧が気流に運ばれやすい条件にあっても、空燃比の精度を高めることができる。
【０１２１】
本実施形態（請求項３に記載の発明）によれば、燃焼室５内に直接吸入される分（Ｘ０＋Ｘ３＋Ｘ４）を、気化して燃焼に寄与する分（Ｘ０）と、燃焼室内に付着する分（Ｘ３＋Ｘ４）とに分離して扱うので（図４参照）、燃焼室５内に付着している燃料のモデル（上記（３）式の燃焼室壁流モデル、上記（４）式のシリンダ面壁流モデル）や実燃焼混合気の予測推定に繋げることができ、燃焼室５内の燃料挙動に基づく燃料噴射量の制御が実現できることから、さらに排気性能を向上できる。
【０１２２】
本実施形態（請求項５に記載の発明）によれば、燃焼室５に直接吸入される分（Ｘ０＋Ｘ３＋Ｘ４）を求めるのに、少なくともガス温度やガス流速の代表値、燃料噴射タイミングＩＴのいずれかに基づくので（図６、７、８参照）、吸気ポート４、吸気弁１５や噴射弁２１の仕様、燃料噴射タイミングＩＴ等が大きく変わったような場合でも、燃焼室５に直接吸入される分（Ｘ０＋Ｘ３＋Ｘ４）を精度よく求めることができる。
【０１２４】
本実施形態（請求項６に記載の発明）によれば、吸気弁壁１５ａと吸気ポート壁４ａに付着している各燃料（Ｍｆｖ、Ｍｆｐ）より剥離して噴霧になった後に付着し、または吸気弁壁１５ａと吸気ポート壁４ａより付着したまま移動してくる分（Ｙ１＋Ｙ２とＺ１＋Ｚ２）を算出し、この分を燃焼室５内に付着している燃料（Ｃｆｈ、Ｃｆｃ）に反映させるので、燃焼室５内に付着する燃料のモデル（上記（３）式の燃焼室壁流モデル、上記（４）式のシリンダ面壁流モデル）や実燃焼混合気の予測推定に繋げることができ、燃焼室５内の燃料挙動に基づく過渡補正や未燃排出燃料分の増量補正の制御が実現できることから、さらに排気性能を向上できる。
【０１２５】
シリンダ面壁５２と燃焼室壁とでは、壁面の温度やオイル希釈、オイル落ちの有無等、付着燃料の挙動が大きく変わる。これに対応して本実施形態（請求項７に記載の発明）によれば、燃焼室５内に付着している燃料（Ｃｆｈ、Ｃｆｃ）を、少なくともシリンダ面壁５２と燃焼室壁とに分離して扱うと共に、吸気弁壁１５ａと吸気ポート壁４ａに付着している各燃料（Ｍｆｖ、Ｍｆｐ）より剥離して噴霧になった後に付着し、または吸気弁壁１５ａと吸気ポート壁４ａより付着したまま移動してくる分（Ｙ１＋Ｙ２とＺ１＋Ｚ２）をこれらシリンダ面壁５２と燃焼室壁とに分離して扱うようにしたので、燃焼室５内の燃料挙動に基づく未燃燃料分の増量補正、過渡補正等の燃料噴射量の制御が実現できることから、さらに排気性能を向上できる。
【０１２６】
本実施形態（請求項８に記載の発明）によれば、部品変更などにより燃料噴射弁２１の噴射方向が変化して吸気ポート壁４ａ、吸気弁壁１５ａへの燃料噴霧の分岐割合が変わっても、吸気ポート壁４ａ、吸気弁壁１５ａに付着している各燃料（Ｍｆｖ、Ｍｆｐ）をそれぞれ別の壁流モデル（上記（１）式が吸気弁壁流モデル、上記（２）式がポート壁流モデル）で表しているため適合工数を低減できる。
【０１２７】
実施形態では噴射弁２１が吸気ポート４に臨んで設けられている場合で説明したが、これに限られるものでない。例えば噴射弁が燃焼室内に直接臨んで設けられている場合にも本発明を適用できる。この場合には吸気弁壁流とポート壁流とを削除して考えればよい。
【０１２８】
実施形態では、Ｌ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンで説明したが、Ｄ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンにも適用できる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の一実施形態を示す自動車用エンジンのシステム図。
【図２】吸気ポート及び燃焼室内の混合気の挙動を示す概念図。
【図３】吸気ポート及び燃焼室内にの混合気の挙動を示す概念図。
【図４】吸気ポート、燃焼室の混合気モデルのデータフロー図。
【図５】燃料噴射量算出モデルのデータフロー図。
【図６】温度、圧力に対する噴射弁噴霧の分岐割合の特性図。
【図７】流速に対する噴射弁噴霧の分岐割合の示す特性図。
【図８】噴射タイミングに対する噴射弁噴霧の分岐割合の特性図。
【図９】吸気弁壁流の分岐割合の特性図。
【図１０】ポート壁流の分岐割合の特性図。
【図１１】燃焼室壁流の分岐割合の特性図。
【図１２】シリンダ面壁流の分岐割合の特性図。
【図１３】温度と圧力に応じた基本分岐割合の特性図。
【図１４】回転速度補正係数の特性図。
【図１５】ポートをすり抜け直接的に燃焼室壁とシリンダ面壁にそれぞれ付着する分の特性図。
【図１６】始動後時間に対する要求度数の特性図。
【図１７】アクセル開度に対する要求度数の特性図。
【図１８】触媒温度に対する要求度数の特性図。
【符号の説明】
４ 吸気ポート
４ａ ポート壁
５ 燃焼室
１５ 吸気弁
１５ａ 吸気弁壁
２１ 燃料噴射弁
３１ エンジンコントローラ
４２ アクセルセンサ
４３ 触媒温度センサ
４４ 吸気温度センサ
４５ 水温センサ
４６ 圧力センサ
５２ シリンダ面壁
Claims (8)
- 燃焼室入口の吸気ポートを開閉する吸気弁と、
吸気ポート内に燃料を噴射する燃料噴射弁と、
この燃料噴射弁から噴射された燃料が、少なくとも吸気弁と吸気ポート壁の２つに分岐して付着し、その付着したそれぞれの燃料の一部が、異なる特性で蒸発するモデルを用いて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出する燃料噴射量算出手段と
を備え、
前記吸気弁に付着している燃料より蒸発する分を、少なくとも吸気弁の温度代表値、吸気ポート内のガス流速の代表値、吸気ポート内の圧力のいずれかに基づいて、また前記吸気ポート壁に付着している燃料より蒸発する分を、少なくとも吸気ポート壁の温度代表値、吸気ポート内のガス流速の代表値、吸気ポート内圧力のいずれかに基づいてそれぞれ求めると共に、
この求めた各燃料より蒸発する分に基づいて燃焼分燃料を算出し、この燃焼分燃料に基づいて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出することを特徴とするエンジンの燃料噴射量制御装置。 - 前記燃料噴射弁から噴射された燃料には吸気弁と吸気ポート壁の２つに付着することなく燃焼室内に直接吸入される分をも有することを特徴とする請求項１に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
- 前記燃焼室内に直接吸入される分を、気化して燃焼に寄与する分と、燃焼室内に付着する分とに分離して扱うことを特徴とする請求項２に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
- 前記燃焼室内に付着する分を、さらにシリンダ壁と、このシリンダ壁を除く残りの燃焼室壁とに分離して扱うことを特徴とする請求項３に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
- 前記燃焼室に直接吸入される分を、少なくとも温度の代表値、吸気ポート内のガス流速の代表値、燃料噴射タイミングのいずれかに基づいて求めることを特徴とする請求項２に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
- 前記吸気弁と吸気ポート壁に付着している各燃料より剥離して噴霧になった後に付着しまたは前記吸気弁と吸気ポート壁より付着したまま移動してくる分を算出し、この分を燃焼室内に付着している燃料に反映させることを特徴とする請求項１に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
- 前記燃焼室内に付着している燃料を、少なくともシリンダ面壁とこのシリンダ面壁を除く残りの燃焼室壁とに分離して扱うと共に、前記剥離して噴霧になった後に付着しまたは前記吸気弁と吸気ポート壁より付着したまま移動してくる分をこれらシリンダ面壁とこのシリンダ面壁を除く残りの燃焼室壁とに分離して扱うことを特徴とする請求項６に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
- 前記吸気弁に付着している燃料と、前記吸気ポート壁に付着している燃料とを別々の壁流モデルで表すことを特徴とする請求項１に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
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