JP4107305B2 - エンジンの空燃比制御装置 - Google Patents

Description

この発明はエンジンの空燃比制御装置、特に始動時の燃料噴射量を制御するものに関する。

エンジンの始動時（クランキング時）の燃料噴射量を始動時水温に応じて演算するもの（特開昭５８−２５５３３号公報参照）、エンジン始動時の燃料噴射量の初期値を始動時吸気温に応じて与えるとともに、エンジン始動時の燃料噴射量をその初期値から始動後時間とともに徐々に減少させるようにしたもの（特許文献１）、エンジン始動時の燃料噴射量を回転数により補正するもの（特許文献２）がある。
特開昭５９−１６８２３１号公報 特開平３−２２５０４６号公報

ところで、特に低温始動時においては、吸気ポートの壁温、吸気バルブ温度、シリンダ壁温等がエンジン暖機後の平衡温度まで十分に上昇しておらず（燃料の気化がしにくく）空気との混合状態が悪いため、始動時の燃料噴射量を多めに設定してあることが多い。燃料性状の違いすなわち重質燃料の気化の悪さや燃料噴射弁やエアフローメータの部品バラツキ等も考慮するときは、始動時の燃料噴射量をさらに多めで設定している。このように始動時の燃料噴射量をもともと多めで設定している事情は、始動時の燃料噴射量を始動時水温や始動時吸気温に応じて設定する上記の従来装置においても変わらない。

しかしながら、上記の従来装置では、シリンダに流入する空気量（以下、単にシリンダ空気量という）に影響を与える大気圧やコンプレッション圧力等の始動条件が異なっても同じ量の燃料噴射量しか設定されないため、始動時の空燃比が過剰にリッチとなることがある。たとえば、始動時水温や始動時吸気温に応じた始動時の燃料噴射量を平地（標高０ｍ）の大気圧状態でマッチングした場合に、高地（たとえば３０００ｍ）で始動を行うときは、もともと多めの燃料噴射量に対して大気圧の低下分だけシリンダ空気量が減少するので、始動時の空燃比が理論空燃比（始動時の目標値）を大きく外れて過剰にリッチとなってしまうのである。

一方、エンジンの過渡時（加減速時だけでなく始動時や燃料リカバー時を含む）における空燃比の目標値からのずれは、吸気マニホールドや吸気ポートに付着し、液状のまま壁面を伝ってシリンダーへと流れ込む、いわゆる壁流燃料の量的変化に起因するものであり、この壁流燃料による過不足分を過渡補正量ＫＡＴＨＯＳとして燃料補正を行うものが提案されている（特開平３−１３４２３７号公報参照）。

このものでは、付着倍率ＭＦＨＴＶＯと分量割合ＫＭＦとの２つの値を、エンジン負荷、エンジン回転数およびエンジン温度に基づいて予め定めており、そのときのエンジン負荷、エンジン回転数およびエンジン温度（あるいは燃料付着部の温度予測値）に基づいて付着倍率ＭＦＨＴＶＯと分量割合ＫＭＦを求め、これらから
ＭＦＨ＝ＴＰ×ＭＦＨＴＶＯ …（３１）
ただし、ＴＰ：シリンダ空気量相当の燃料噴射パルス幅
の式により平衡付着量ＭＦＨを計算し、このＭＦＨとＫＭＦおよび付着量ＭＦを用いて
ＶＭＦ＝（ＭＦＨ−ＭＦ）×ＫＭＦ …（３２）
の式で１サイクル当たり（一噴射当たり）の付着量（これを付着速度という）ＶＭＦを求め、最終的に
Ｔｉ＝（ＴＰ×ＫＢＬＲＣ＋ＫＡＴＨＯＳ）×α＋Ｔｓ …（３３）
ただし、α：空燃比フィードバック補正係数
ＫＢＬＲＣ：空燃比学習値
Ｔｓ：無効パルス幅
の式により同期燃料噴射パルス幅Ｔｉを計算している。

ここで、（３２）式のＭＦは１サイクル毎（１噴射毎）に
ＭＦ＝ＭＦ_-1Ref＋ＶＭＦ …（３４）
ただし、ＭＦ_-1Ref：１噴射前（１サイクル前）のＭＦ
の式によりＶＭＦの積算値としてサイクリックに求められる値（予測変数である）のことで、ＭＦＨがステップ的に変化するとき、このＭＦＨに対して一次遅れで応答する。また、分量割合ＫＭＦはＭＦＨとその時点での付着量ＭＦの差（ＭＦＨ−ＭＦ）の燃料を燃料噴射量の補正にどの程度反映させるのかを示す係数のことである。

さて、低温始動時には吸気ポートの壁面（以下、単にポート壁面という）だけでなくシリンダ内壁にも気化できない燃料が付着する。しかしながら、特開平３−１３４２３７号公報の装置では、このシリンダ内壁に付着する壁流燃料については全く考慮していないので、始動時の空燃比の理論空燃比への制御性に改善の余地が残っている。

そこで本発明は、シリンダ空気量に基づいて始動時の燃料噴射量を演算することにより、大気圧やコンプレッション圧力等の始動条件が異なっても始動時の燃料噴射量が過剰となることがないようにすることを第１の目的とし、ポート壁面だけでなくシリンダ内壁にも付着する壁流燃料を考慮して過渡補正量を演算することにより、空燃比の始動時の目標値への制御性を改善することを第２の目的とする。

第１の発明は、図２１に示すように、充填効率が１００％のときのシリンダ空気量Ｇａ０を演算する手段２１と、このシリンダ空気量を燃料噴射量単位に換算する手段２２と、この換算した値ＴＰ１００をシリンダ空気量相当の燃料噴射量ＴＰとして設定する手段２３と、始動時かつ回転数の読み込みが不可能であるかどうかを判定する手段２４と、この判定結果より始動時かつ回転数の読み込みが不可能であるときに前記設定した噴射量の燃料をシリンダまたはシリンダ近傍に供給する手段２５と、ポート壁面およびシリンダ壁面に付着する壁流燃料に関する過渡補正量ＫＡＴＨＯＳを演算する手段と、この過渡補正量ＫＡＴＨＯＳで前記シリンダ空気量相当の燃料噴射量ＴＰを補正する手段とを設け、シリンダ壁面に付着する壁流燃料が存在するときに前記過渡補正量を演算する手段が、少なくともエンジン温度に基づいてポート部平衡付着量ＭＦＨを演算する手段と、エンジン温度と始動後時間に基づいてポート部分量割合ＫＭＦを演算する手段と、前記ポート部平衡付着量ＭＦＨとその時点でのポート部付着量ＭＦとの差（ＭＦＨ−ＭＦ）を演算する手段と、少なくともエンジン温度に基づいてシリンダ内平衡付着量ＭＦＣＨを演算する手段と、エンジン温度と始動後時間に基づいてシリンダ内分量割合ＫＭＦＣを演算する手段と、前記シリンダ内平衡付着量ＭＦＣＨとその時点でのシリンダ内付着量ＭＦＣとの差（ＭＦＣＨ−ＭＦＣ）を演算する手段と、このシリンダ内付着量差（ＭＦＣＨ−ＭＦＣ）と前記シリンダ内分量割合ＫＭＦＣとに基づいてシリンダ内付着速度ＶＭＦＣ（たとえばＶＭＦＣ＝（ＭＦＣＨ−ＭＦＣ）×ＫＭＦＣ）を演算する手段と、燃料噴射に同期して今回噴射時の前記シリンダ内付着速度ＶＭＦＣを今回噴射前の前記シリンダ内付着量ＭＦＣに加算することによりシリンダ内付着量ＭＦＣを更新する手段と、前記ポート部付着量差（ＭＦＨ−ＭＦ）、前記ポート部分量割合ＫＭＦ、前記シリンダ内平衡付着量ＭＦＣＨおよび前記シリンダ内分量割合ＫＭＦＣに基づいてポート部付着速度ＶＭＦ（たとえばＶＭＦ＝（ＭＦＨ−ＭＦ）×ＫＭＦ−ＭＦＣ×ＫＭＦＣ×係数ＡＢＹＯＭＡ）を演算する手段と、燃料噴射に同期して今回噴射時の前記ポート部付着速度ＶＭＦを今回噴射前の前記ポート部付着量ＭＦに加算することによりポート部付着量ＭＦを更新する手段と、前記ポート部付着速度ＶＭＦ、前記シリンダ内付着量ＭＦＣおよび前記シリンダ内分量割合ＫＭＦＣに基づいて過渡補正量ＫＡＴＨＯＳ（たとえばＫＡＴＨＯＳ＝ＶＭＦ−ＭＦＣ×ＫＭＦＣ）を演算する手段とからなる。

第２の発明では、第１の発明において前記換算した値ＴＰ１００が始動時水温ＴＷＩＮＴに応じた値（始動時水温が低くなるほど換算した値ＴＰ１００が大きくなる）である。
第３の発明では、第１の発明において始動初回の燃料噴射時だけ始動初回の燃料噴射量と始動時水温に基づいて前記シリンダ内付着速度ＶＭＦＣおよび前記ポート部付着速度ＶＭＦを演算する。
第４の発明では、第１の発明において前回エンジン停止時の冷却水温に基づいて前記シリンダ内付着量ＭＦＣおよび前記ポート部付着量ＭＦの残存量を推定し、その推定値を前記シリンダ内付着量ＭＦＣおよび前記ポート部付着量ＭＦの初期値として設定する。
第５の発明では、第１、第３、第４のいずれか一つの発明において、シリンダ壁面に付着する壁流燃料が存在しなくなったときに前記過渡補正量を演算する手段が、エンジン負荷、エンジン回転数および温度に基づいてポート部平衡付着量ＭＦＨを演算する手段と、エンジン負荷、エンジン回転数および温度に基づいてポート部分量割合ＫＭＦを演算する手段と、前記ポート部平衡付着量ＭＦＨとその時点でのポート部付着量ＭＦとの差（ＭＦＨ−ＭＦ）を演算する手段と、このポート部付着量差（ＭＦＨ−ＭＦ）と前記ポート部分量割合ＫＭＦとに基づいてポート部付着速度ＶＭＦ（たとえばＶＭＦ＝（ＭＦＨ−ＭＦ）×ＫＭＦ）を演算する手段と、燃料噴射に同期して今回噴射時の前記ポート部付着速度ＶＭＦを今回噴射前の前記ポート部付着量ＭＦに加算することによりポート部付着量ＭＦを更新する手段と、前記ポート部付着速度ＶＭＦを前記過渡補正量ＫＡＴＨＯＳ（たとえばＫＡＴＨＯＳ＝ＶＭＦ）として演算する手段とからなる。

第６の発明は、図２２に示すように、始動時かつ回転数の読み込みが可能となったかどうかを判定する手段３１と、この判定結果より始動時かつ回転数の読み込みが可能となったときこの読み込み可能となった回転数と空気量検出手段により検出される吸入空気量Ｇａに基づいて基本噴射量ＴＰ０を演算する手段３２と、この基本噴射量ＴＰ０に対して平滑化を行う手段３３と、この平滑化した噴射量を第１のシリンダ空気量相当の燃料噴射量ＴＰとして設定する手段３４と、始動時かつ回転数の読み込みが可能となったとき前記設定した第１の燃料噴射量の燃料をシリンダまたはシリンダ近傍に供給する手段３５と、始動後になったかどうかを判定する手段と、この判定結果より始動後になったとき、このときの回転数と空気量検出手段により検出される吸入空気量Ｇａに基づいて基本噴射量ＴＰ０を演算する手段と、この基本噴射量ＴＰ０に対して加重平均を行う手段と、この加重平均した噴射量を第２のシリンダ空気量相当の燃料噴射量ＴＰとして設定する手段と、始動後になったとき前記設定した第２の燃料噴射量の燃料をシリンダまたはシリンダ近傍に供給する手段とを設け、前記加重平均係数ＦＬＯＡＤがエンジンの負荷と回転数に応じた値である。
第７の発明は、始動時かつ回転数の読み込みが可能となったかどうかを判定する手段と、この判定結果より始動時かつ回転数の読み込みが可能となったときこの読み込み可能となった回転数と空気量検出手段により検出される吸入空気量Ｇａに基づいて基本噴射量ＴＰ０を演算する手段と、この基本噴射量ＴＰ０に対して平滑化を行う手段と、この平滑化した噴射量をシリンダ空気量相当の燃料噴射量ＴＰとして設定する手段と、始動時かつ回転数の読み込みが可能となったとき前記設定した噴射量の燃料をシリンダまたはシリンダ近傍に供給する手段と、ポート壁面およびシリンダ壁面に付着する壁流燃料に関する過渡補正量ＫＡＴＨＯＳを演算する手段と、この過渡補正量ＫＡＴＨＯＳで前記シリンダ空気量相当の燃料噴射量ＴＰを補正する手段とを設け、図２４に示すように、シリンダ壁面に付着する壁流燃料が存在するときに前記過渡補正量を演算する手段が、少なくともエンジン温度に基づいてポート部平衡付着量ＭＦＨを演算する手段６１と、エンジン温度と始動後時間に基づいてポート部分量割合ＫＭＦを演算する手段６２と、前記ポート部平衡付着量ＭＦＨとその時点でのポート部付着量ＭＦとの差（ＭＦＨ−ＭＦ）を演算する手段６３と、少なくともエンジン温度に基づいてシリンダ内平衡付着量ＭＦＣＨを演算する手段６４と、エンジン温度と始動後時間に基づいてシリンダ内分量割合ＫＭＦＣを演算する手段６５と、前記シリンダ内平衡付着量ＭＦＣＨとその時点でのシリンダ内付着量ＭＦＣとの差（ＭＦＣＨ−ＭＦＣ）を演算する手段６６と、このシリンダ内付着量差（ＭＦＣＨ−ＭＦＣ）と前記シリンダ内分量割合ＫＭＦＣとに基づいてシリンダ内付着速度ＶＭＦＣ（たとえばＶＭＦＣ＝（ＭＦＣＨ−ＭＦＣ）×ＫＭＦＣ）を演算する手段６７と、燃料噴射に同期して今回噴射時の前記シリンダ内付着速度ＶＭＦＣを今回噴射前の前記シリンダ内付着量ＭＦＣに加算することによりシリンダ内付着量ＭＦＣを更新する手段６８と、前記ポート部付着量差（ＭＦＨ−ＭＦ）、前記ポート部分量割合ＫＭＦ、前記シリンダ内平衡付着量ＭＦＣＨおよび前記シリンダ内分量割合ＫＭＦＣに基づいてポート部付着速度ＶＭＦ（たとえばＶＭＦ＝（ＭＦＨ−ＭＦ）×ＫＭＦ−ＭＦＣ×ＫＭＦＣ×係数ＡＢＹＯＭＡ）を演算する手段６９と、燃料噴射に同期して今回噴射時の前記ポート部付着速度ＶＭＦを今回噴射前の前記ポート部付着量ＭＦに加算することによりポート部付着量ＭＦを更新する手段７０と、前記ポート部付着速度ＶＭＦ、前記シリンダ内付着量ＭＦＣおよび前記シリンダ内分量割合ＫＭＦＣに基づいて過渡補正量ＫＡＴＨＯＳ（たとえばＫＡＴＨＯＳ＝ＶＭＦ−ＭＦＣ×ＫＭＦＣ）を演算する手段７１とからなる。

第８の発明では、第６または第７の発明において前記平滑化係数ＤＵＭＰをエンジン安定性から決まるシリンダ空気量相当の燃料噴射量ＴＰの要求変動率から決定する。
第９の発明では、第７または第８の発明において、図２３に示すように始動後になったかどうかを判定する手段４１と、この判定結果より始動後になったとき、このときの回転数と空気量検出手段により検出される吸入空気量Ｇａに基づいて基本噴射量ＴＰ０を演算する手段４２と、この基本噴射量ＴＰ０に対して加重平均を行う手段４３と、この加重平均した噴射量をシリンダ空気量相当の燃料噴射量ＴＰとして設定する手段４４と、始動後になったとき前記設定した噴射量の燃料をシリンダまたはシリンダ近傍に供給する手段４５とを設けた。

第６の発明では、第５の発明において前記加重平均係数ＦＬＯＡＤがエンジンの負荷と回転数に応じた値である。

第７の発明では、第１から第６までのいずれか一つの発明においてポート壁面およびシリンダ壁面に付着する壁流燃料に関する過渡補正量ＫＡＴＨＯＳを演算する手段と、この過渡補正量ＫＡＴＨＯＳで前記シリンダ空気量相当の燃料噴射量ＴＰを補正する手段とを設けた。

第８の発明では、第７の発明において図２４に示すように、シリンダ壁面に付着する壁流燃料が存在するときに前記過渡補正量を演算する手段が、少なくともエンジン温度に基づいてポート部平衡付着量ＭＦＨを演算する手段６１と、エンジン温度と始動後時間に基づいてポート部分量割合ＫＭＦを演算する手段６２と、前記ポート部平衡付着量ＭＦＨとその時点でのポート部付着量ＭＦとの差（ＭＦＨ−ＭＦ）を演算する手段６３と、少なくともエンジン温度に基づいてシリンダ内平衡付着量ＭＦＣＨを演算する手段６４と、エンジン温度と始動後時間に基づいてシリンダ内分量割合ＫＭＦＣを演算する手段６５と、前記シリンダ内平衡付着量ＭＦＣＨとその時点でのシリンダ内付着量ＭＦＣとの差（ＭＦＣＨ−ＭＦＣ）を演算する手段６６と、このシリンダ内付着量差（ＭＦＣＨ−ＭＦＣ）と前記シリンダ内分量割合ＫＭＦＣとに基づいてシリンダ内付着速度ＶＭＦＣ（たとえばＶＭＦＣ＝（ＭＦＣＨ−ＭＦＣ）×ＫＭＦＣ）を演算する手段６７と、燃料噴射に同期して今回噴射時の前記シリンダ内付着速度ＶＭＦＣを今回噴射前の前記シリンダ内付着量ＭＦＣに加算することによりシリンダ内付着量ＭＦＣを更新する手段６８と、前記ポート部付着量差（ＭＦＨ−ＭＦ）、前記ポート部分量割合ＫＭＦ、前記シリンダ内平衡付着量ＭＦＣＨおよび前記シリンダ内分量割合ＫＭＦＣに基づいてポート部付着速度ＶＭＦ（たとえばＶＭＦ＝（ＭＦＨ−ＭＦ）×ＫＭＦ−ＭＦＣ×ＫＭＦＣ×係数ＡＢＹＯＭＡ）を演算する手段６９と、燃料噴射に同期して今回噴射時の前記ポート部付着速度ＶＭＦを今回噴射前の前記ポート部付着量ＭＦに加算することによりポート部付着量ＭＦを更新する手段７０と、前記ポート部付着速度ＶＭＦ、前記シリンダ内付着量ＭＦＣおよび前記シリンダ内分量割合ＫＭＦＣに基づいて過渡補正量ＫＡＴＨＯＳ（たとえばＫＡＴＨＯＳ＝ＶＭＦ−ＭＦＣ×ＫＭＦＣ）を演算する手段７１とからなる。

第１０の発明では、第７の発明において始動初回の燃料噴射時だけ始動初回の燃料噴射量と始動時水温に基づいて前記シリンダ内付着速度ＶＭＦＣおよび前記ポート部付着速度ＶＭＦを演算する。

第１１の発明では、第７の発明において前回エンジン停止時の冷却水温に基づいて前記シリンダ内付着量ＭＦＣおよび前記ポート部付着量ＭＦの残存量を推定し、その推定値を前記シリンダ内付着量ＭＦＣおよび前記ポート部付着量ＭＦの初期値として設定する。

第１２の発明では、第７から第１１までのいずれか一つの発明において図２５に示すように、シリンダ壁面に付着する壁流燃料が存在しなくなったときに前記過渡補正量を演算する手段が、エンジン負荷、エンジン回転数および温度に基づいてポート部平衡付着量ＭＦＨを演算する手段８１と、エンジン負荷、エンジン回転数および温度に基づいてポート部分量割合ＫＭＦを演算する手段８２と、前記ポート部平衡付着量ＭＦＨとその時点でのポート部付着量ＭＦとの差（ＭＦＨ−ＭＦ）を演算する手段８３と、このポート部付着量差（ＭＦＨ−ＭＦ）と前記ポート部分量割合ＫＭＦとに基づいてポート部付着速度ＶＭＦ（たとえばＶＭＦ＝（ＭＦＨ−ＭＦ）×ＫＭＦ）を演算する手段８４と、燃料噴射に同期して今回噴射時の前記ポート部付着速度ＶＭＦを今回噴射前の前記ポート部付着量ＭＦに加算することによりポート部付着量ＭＦを更新する手段８５と、前記ポート部付着速度ＶＭＦを前記過渡補正量ＫＡＴＨＯＳ（たとえばＫＡＴＨＯＳ＝ＶＭＦ）として演算する手段８６とからなる。

第１３の発明では、第１から第１２までのいずれか一つの発明において未燃分補正率Ｋｕｂで前記シリンダ空気量相当の燃料噴射量ＴＰを増量補正（たとえば（１＋Ｋｕｂ）をＴＰに乗算）する。

特に、クランク角に同期した基準信号を入力し、この基準信号間の時間を計測することによってエンジン回転数を演算する従来装置では、始動時に２回目の基準信号が入力するまでは回転数の読み込みができないため、不確かな回転数初期値を用いて燃料噴射量を演算させたり、第１回目の噴射量を２回目以降の噴射量よりも多めに設定せざるを得ないのであるが、第１の発明では、この回転数の読み込みが不可能のあいだ充填効率が１００％のときのシリンダ空気量を燃料噴射量単位に換算した値をシリンダ空気量相当の燃料噴射量として設定するので、従来装置の場合より、ＴＰエラー（真のシリンダ空気量から決まるシリンダ空気量相当の燃料噴射量からの誤差のこと）を小さくすることができる。

ただし、高地（たとえば３０００ｍ）では大気密度が平地（０ｍ）より約３０％小さくなるため、平地大気圧状態に対する充填効率が１００％のときのシリンダ空気量を高地始動時にも用いたのでは、４０％以上ものＴＰエラーが生じるのであるが（実験結果）、高地始動時にＴＰエラーがほぼ安定するまでの時間が約１秒であることを考えると、大気圧に関係なく、平地大気圧状態に対する充填効率が１００％のときのシリンダ空気量を用いても、始動時噴射量全体に対して殆ど影響することはない。
第１の発明では、ポート壁面に付着する壁流燃料だけなく、シリンダ内壁に付着する壁流燃料をも対象にして始動時燃料モデルを作り、これを理論的に解いて得られた過渡補正量ＫＡＴＨＯＳの式にしたがって、壁流燃料に関する補正量を求めているので、過渡補正量を精度良く求めることができる。

第２の発明では、始動時水温が相違しても、充填効率が１００％のときのシリンダ空気量を燃料噴射量単位に換算した値を精度良く与えることができる。
始動初回の燃料噴射時においてエンジンの状態検出に信憑性が乏しいときは、始動初回のシリンダ内とポート部の各付着速度が実際と大きく異なる場合が考えられるが、第３の発明では、始動初回の噴射時のみ燃料噴射量と水温に基づいて各付着速度を演算するので、始動初回にもシリンダ内とポート部の各付着速度を実際に近づけることができる。
シリンダ内付着量とポート部付着量の初期値を０としてよいのは、前回のエンジン運転時にエンジンの暖機が完了しており（このときシリンダ内壁に付着する壁流燃料が存在しない）、かつ前回のエンジン停止後の放置時間が充分なとき（このときポート壁面に付着する壁流燃料が存在しない）である。したがって、前回のエンジン運転時にエンジンの暖機が完了する前にエンジンを停止したときにもシリンダ内付着量に初期値の０を入れたり、ポート壁面に付着する壁流燃料が存在している状態で再始動するようなときにもポート部付着量に初期値の０を入れたのでは、シリンダ内壁やポート壁面に残存する壁流燃料の分だけ壁流燃料の量と変化の見積もりに誤差が生じてくるのであるが、第４の発明では、シリンダ内壁やポート壁面に壁流燃料が残存していても、今回の始動当初から壁流燃料の量と変化の見積もりに誤差が生じてくることがない。

始動完了の前に空気量検出手段により検出される空気量に基づいて燃料噴射量を演算することのない従来例に対して、第６または第７の発明では、始動時かつ回転数の読み込みが可能となったタイミングより始動完了までのあいだも、シリンダ空気量に見合った燃料噴射量を与えることができ、もともと多めの燃料を供給する低温始動時に大気圧やコンプレッション圧力等の始動条件が異なることがあっても、低温始動時の空燃比が過剰にリッチになることがない。

ただし、始動クランキング時はエンジン回転数が低くかつシリンダへの間欠的な吸気により脈動する空気量が若干の位相差を伴いつつ空気量検出手段で検出されるため、空気量検出手段により検出される空気量に基づいて通常時（始動後）と同じに基本噴射パルス幅ＴＰ０を演算したのでは、ＴＰ０が空気量検出値と同じように振動波形となり、好ましくないのであるが、第６または第７の発明では、脈動するＴＰ０に対して平滑化係数ＤＵＭＰにより平滑化を行った値をシリンダ空気量相当の燃料噴射量としているので、始動クランキング時の吸気脈動の影響を抑制することができる。
第７の発明では、ポート壁面に付着する壁流燃料だけなく、シリンダ内壁に付着する壁流燃料をも対象にして始動時燃料モデルを作り、これを理論的に解いて得られた過渡補正量ＫＡＴＨＯＳの式にしたがって、壁流燃料に関する補正量を求めているので、過渡補正量を精度良く求めることができる。

第８の発明では、エンジン安定性を許容範囲内に収めることができる。

始動初回の燃料噴射時においてエンジンの状態検出に信憑性が乏しいときは、始動初回のシリンダ内とポート部の各付着速度が実際と大きく異なる場合が考えられるが、第１０の発明では、始動初回の噴射時のみ燃料噴射量と水温に基づいて各付着速度を演算するので、始動初回にもシリンダ内とポート部の各付着速度を実際に近づけることができる。

シリンダ内付着量とポート部付着量の初期値を０としてよいのは、前回のエンジン運転時にエンジンの暖機が完了しており（このときシリンダ内壁に付着する壁流燃料が存在しない）、かつ前回のエンジン停止後の放置時間が充分なとき（このときポート壁面に付着する壁流燃料が存在しない）である。したがって、前回のエンジン運転時にエンジンの暖機が完了する前にエンジンを停止したときにもシリンダ内付着量に初期値の０を入れたり、ポート壁面に付着する壁流燃料が存在している状態で再始動するようなときにもポート部付着量に初期値の０を入れたのでは、シリンダ内壁やポート壁面に残存する壁流燃料の分だけ壁流燃料の量と変化の見積もりに誤差が生じてくるのであるが、第１１の発明では、シリンダ内壁やポート壁面に壁流燃料が残存していても、今回の始動当初から壁流燃料の量と変化の見積もりに誤差が生じてくることがない。

第１３の発明では、シリンダ内に吸入された燃料のうち気化が不十分で燃焼に寄与しない分（未燃分）があっても理論空燃比の混合気が得られる。

図１において、１はエンジン本体で、吸入空気はエアクリーナから吸気通路２を通ってシリンダ３に供給される。燃料は、運転条件に応じて所定の空燃比となるようにコントロールユニット１１よりの噴射信号に基づき燃料噴射弁４からエンジンの吸気ポート２ａに向けて噴射される。

コントロールユニット１１にはクランク角センサ５からのＲｅｆ信号（４気筒では１８０°ごと、６気筒では１２０°ごとに発生）と１°信号、エアフローメータ６からの吸入空気量信号、水温センサ７からの冷却水温信号等が入力され、これらに基づいて基本噴射パルス幅ＴＰ０を算出するとともに、排気通路８の三元触媒（図示しない）の上流側に設置したＯ₂センサ９からの空燃比（酸素濃度）信号に基づいて空燃比のフィードバック制御を行うほか、壁流燃料に関する補正を行う。

コントロールユニット１１ではまた、未燃分補正と安定性補正を行う。シリンダ３内に吸入された燃料のうち気化が不十分で燃焼に寄与しない燃料（未燃分）があり、この未燃分だけ増量補正するようにしたのが未燃分補正である。また、低温時の燃焼速度の低下により理論空燃比では安定した燃焼が得られない場合があるので、燃焼安定性から要求される空燃比（理論空燃比よりもリッチ側の値）となるように燃料増量するのが安定性補正である。なお、未燃分補正については特願平８−１７３８０３号に、また安定性補正については特願平７−５５８９０号に詳しい説明がある。

さて、特に燃焼の不安定な低温始動時には多めの燃料噴射量を設定しなければならないのであるが、始動時の燃料噴射量を始動時水温や始動時吸気温に応じて設定する従来装置では、シリンダ空気量に影響を与える大気圧やコンプレッション圧力等の始動条件が異なっても同じ量の燃料噴射量しか設定されないため、始動時の空燃比が理論空燃比を外れて過剰にリッチとなることがある。たとえば、始動時水温や始動時吸気温に応じた始動時の燃料噴射量を平地（標高０ｍ）の大気圧状態でマッチングした場合に、高地（たとえば標高３０００ｍ）で始動を行うときは、もともと多めの燃料噴射量に対して大気圧の低下分だけシリンダ空気量が減少するので、始動時の空燃比が理論空燃比を外れて過剰にリッチとなってしまうのである。

一方、低温始動時にはポート壁面に付着する壁流燃料だけでなくシリンダ内壁に付着する壁流燃料が存在する。しかしながら、従来装置（たとえば特開平３−１３４２３７号公報参照）では、このシリンダ内壁に付着する壁流燃料についてまでは考慮していないので、空燃比の始動時の目標値（理論空燃比）への制御性に改善の余地が残っている。

そこで本発明は、シリンダ空気量に基づいて始動時の燃料噴射量を演算するとともに、シリンダ内壁に付着する壁流燃料が存在すると推定されるあいだはポート壁面だけでなくシリンダ内壁にも付着する壁流燃料を考慮して過渡補正量を演算する。

コントロールユニット２で実行されるこの発明の制御の内容を、以下のフローチャートにしたがって説明する。

図２のフローチャートは、シリンダ空気量相当の燃料噴射パルス幅ＴＰを演算するためのもので、一定時間毎（たとえば４ｍｓ毎）に実行する。ただし、始動時の燃料噴射量に限って別のフローにより演算される従来装置と相違して、本発明ではクランキング時（始動時）から図２によりＴＰを演算する。

ステップ１では始動時であるかどうかをスタータースイッチ（図２、図１ではＳｔ／Ｓｗで略記）からの信号により判定する。スタータースイッチがＯＮのとき（始動時）はステップ２に進み、エンジン回転数の読み込みが可能かどうかを判断する。Ｒｅｆ信号間の時間を計測し、その計測時間よりエンジン回転数を演算しているので、始動時には２回目のＲｅｆ信号が入力するまで回転数の読み込みができないからである。したがって、始動時に２回目のＲｅｆ信号が入力するまでは回転数の読み込みが不可能であると判断し、ステップ３、４、５に進む。ステップ３〜５は始動時かつ２回目のＲｅｆ信号が入力するまでの操作である。 ステップ３では、始動時水温ＴＷＩＮＴより図３を内容とするテーブルを検索してシリンダ空気量相当の燃料噴射パルス幅の初期値ＴＰ１００を求め、これをステップ４においてＴＰに移す。ＴＰ１００は、充填効率ηｃを１００％としたときのシリンダ空気量相当の燃料噴射パルス幅である。

詳述すると、シリンダ空気量Ｇａ［ｋｇ／サイクル］は
Ｇａ＝ηｃ×Ｖｅ×ρａ …（１）
ただし、Ｖｅ：行程容積［ｍ³／サイクル］
ρａ：空気密度［ｋｇ／ｍ³］
の式により求めることができ、これは
ＴＰ＝Ｋ０×Ｇａ …（２）
Ｋ０：パルス幅換算のための定数［ｍｓ／ｋｇ］
の式よりシリンダ空気量相当の燃料噴射パルス幅ＴＰ［ｍｓ／サイクル］に換算することができる。なお、ＧａやＴＰの単位の１サイクル当たりは、１気筒の１回の吸気行程当たりのことである。

ここで、（１）式のηｃが１００％のときのシリンダ空気量相当の燃料噴射パルス幅をＴＰ１００［ｍｓ／サイクル］とおけば、（１）、（２）式より
ＴＰ１００＝Ｋ０×Ｖｅ×ρａ …（３）
の式が得られる。（３）式のＫ０、Ｖｅは一定値、ρａは温度の関数であるから、ＴＰ１００は始動時水温ＴＷＩＮＴの関数となる。そこで、図３に示したようにＴＷＩＮＴをパラメータとしてＴＰ１００のテーブルを予め作成してあるわけである。

ＴＰ１００をＴＰの初期値とするのは次の理由からである。エンジン回転数が低くかつシリンダ３への間欠的な吸気により脈動する空気量が若干の位相差を伴いつつエアフローメータ６で検出される始動クランキング時に回転数とエアフローメータ検出値から、通常時（始動後）と同じに基本噴射パルス幅ＴＰ０を演算すると、ＴＰ０がエアフローメータ検出値と同じように振動波形となり、さらに始動時に２回目のＲｅｆ信号が入力するまで回転数が不明であるので、始動時に２回目のＲｅｆ信号が入力する前にはなんらかの回転数初期値を用いてＴＰ０を演算せざるを得ない。つまり、始動時に２回目のＲｅｆ信号が入力する前は、不確かな回転数初期値を用いてＴＰ０を演算して用いるより、充填効率を１００％としてＴＰを演算したほうが後述するＴＰエラーが小さくなるため、本発明では回転数の検出が可能となる前は始動時水温で決まるＴＰ１００をＴＰの初期値として用いるようにしているのである。

ステップ５ではＴＰ１００の値をさらにメモリのＴＰ（ｏｌｄ）に移す。ＴＰ（ｏｌｄ）はＴＰの前回値を格納しておくためのものである。

これに対して、始動時に回転数の読み込みが可能となったときは、ステップ２よりステップ６、７、８、９に進む。つまり、ステップ６〜９はスタータースイッチＯＮかつ２回目のＲｅｆ信号の入力時よりスタータースイッチがＯＮよりＯＦＦに切換わる直前まで（始動時かつ回転数の読み込みが可能のとき）の操作である。ただし２回目のＲｅｆ信号の入力と同時にエンジン回転数が演算されるものとする。

ステップ６では、エンジン回転数Ｎｅとエアフローメータにより検出される吸入空気量Ｇａとから
ＴＰ０＝Ｋ×Ｇａ／Ｎｅ …（４）
ただし、Ｋ：定数
の式により基本噴射パルス幅ＴＰ０を計算する。

ここで、ＭＰＩ（マルチポイントインジェクション）かつシーケンシャル噴射方式の場合で考えると、ＴＰ０は
ＴＰ０［ｍｓ／サイクル］＝Ｋ０［ｍｓ／ｋｇ］×Ｇａ［ｋｇ／サイクル］ ／｛（Ｎｅ［回転／サイクル］／６０［ｓｅｃ／ｍｉｎ］）
×２［サイクル／回転］）｝ …（５）
であり、この（５）式においてＫ０×６０／２＝Ｋとおくことで（４）式が得られるのである。

ステップ７では始動クランキング中における基本噴射パルス幅ＴＰ０の平滑化係数ＤＵＭＰを演算し、このＤＵＭＰを用い、ステップ８において
ＴＰ＝ＤＵＭＰ×ＴＰ０＋（１−ＤＵＭＰ）×ＴＰ（ｏｌｄ） …（６）
ただし、ＴＰ（ｏｌｄ）：ＴＰの前回値
の式によりシリンダ空気量相当の燃料噴射パルス幅ＴＰを更新する。

（４）式により演算される基本噴射パルス幅ＴＰ０は振動波形であるためこのままでは燃料噴射パルス幅として用いることができないので、この吸気振動の影響を抑制するため、（６）式により平滑化処理を行うわけである。

この場合、（６）式のＤＵＭＰの値は、エンジン安定性から決まるＴＰの要求変動率に基づいて定める。たとえば、ＴＰ変動率とエンジン安定性との間にはおよそ図４の関係があり、エンジン安定性を許容範囲内に収めるためにはＴＰ変動率を図示の基準レベル以下にする必要があるので、ＴＰ変動率がこの基準レベル以下になるようにフィルターゲイン（つまり平滑化係数）を定めるのである。なお、後述する加重平均係数ＦＬＯＡＤとの関係では、ＦＬＯＡＤのうちＴＰ０を平滑化する機能だけを取り出したものがＤＵＭＰに相当する。

ステップ９では次回演算のためＴＰの値をメモリのＴＰ（ｏｌｄ）に移しておく。なお、ステップ５においてＴＰ１００をＴＰ（ｏｌｄ）に移していることより、上記（６）式におけるＴＰ（ｏｌｄ）の初期値はＴＰ１００である。

一方、スタータースイッチがＯＦＦのとき（始動完了後）はステップ１よりステップ１０、１１、１２、１３に進む。

ステップ１０〜１３は従来と同じである。ステップ１０ではエンジン回転数Ｎｅとエアフローメータで検出される吸入空気量Ｇａから
ＴＰ０＝Ｋ×Ｇａ／Ｎｅ …（７）
の式により基本パルス幅ＴＰ０を求め、ステップ１１では回転数と負荷（たとえばＴＰ）から図５を内容とするマップを検索して加重平均係数ＦＬＯＡＤを求める。ステップ１２では
ＴＰ＝ＦＬＯＡＤ×ＴＰ０＋（１−ＦＬＯＡＤ）×ＴＰ（ｏｌｄ）
…（８）
ただし、ＴＰ（ｏｌｄ）：ＴＰの前回値
の式によりシリンダ空気量相当の燃料噴射パルスＴＰを更新する。ステップ１３では次回演算のためＴＰの値をメモリのＴＰ（ｏｌｄ）に移しておく。

（８）式の加重平均係数ＦＬＯＡＤには定常時に基本噴射パルス幅ＴＰ０を平滑化する機能と、過渡時に吸気系容積による位相差（エアフローメータで検出される空気量よりもシリンダ空気量のほうが位相が遅れる）を補正するための機能がある。ステップ７のＤＵＭＰとの関係では、ＦＬＯＡＤのうちＴＰ０を平滑化する機能だけを取り出したものがＤＵＭＰになるわけである。

なお、（８）式のＴＰ（ｏｌｄ）の初期値は、スタータースイッチがＯＮに切換わる直前に上記（６）式で更新されたＴＰの値である。

図６は平地（標高０ｍ）の大気圧状態でのＴＰ１００を用いて図２のルーチンによりＴＰを演算した場合に、高地（たとえば標高３０００ｍ）での影響がＴＰエラーにどの程度出るのかを示した実験データである。ただし、ＴＰエラーは
ＴＰエラー［％］＝１００−（ＴＰ／ＴＰｒ）×１００ …（９）
ただし、ＴＰｒ：真のシリンダ空気量から決まるシリンダ空気量相当の燃 料噴射パルス幅
の式で与えられる値である。

図６より平地大気圧状態のとき初期エラーはほとんどない（ただし、そのごは基本噴射パルス幅ＴＰ０の変動に伴い加重平均処理だけでは消すことができない変動分が残っている）。ところが、高地での大気密度が平地より約３０％小さくなるため、平地大気圧状態でのＴＰ初期値（＝ＴＰ１００）を高地で用いたのでは、４０％以上ものＴＰエラーが生じ、そのごはエアフローメータで検出された真の空気量をもとにＴＰを演算するため、時間経過とともに徐々にＴＰエラーが小さくなっている。このように、平地大気圧状態でのＴＰ１００を始動時のＴＰ初期値として設定したとき、高地始動時での初期エラーが大きくなるのであるが、高地始動時にＴＰエラーがほぼ安定するまでの時間が約１秒であることを考えると、始動時噴射量全体に対して殆ど影響することはないと考えられる。

図７のフローチャートは目標燃空比相当量ＴＦＢＹＡを演算するためのもので、図２とは独立に１０ｍｓ毎に実行する。

ステップ２１では、冷却水温ＴＷと始動後時間ＴＡＳより図８を内容とするマップを検索して未燃分補正率Ｋｕｂを、またステップ２２では冷却水温ＴＷから図９を内容とするテーブルを検索して安定性補正率ＫＳＴＢをそれぞれ求め、ステップ２３において
ＴＦＢＹＡ＝（１＋Ｋｕｂ）×ＫＳＴＢ …（１０）
の式により目標燃空比相当量ＴＦＢＹＡを計算する。

ここで、シリンダ３内に吸入された燃料のうち気化が不十分で燃焼に寄与しない燃料パーセント（たとえばピストンリングからクランクケース内に流れこみオイルに溶けこむ燃料や燃焼されずにそのまま排出されるＨＣがある）を未燃分といい、この未燃分により理論空燃比よりもリーン側の空燃比となる。そこで、（１０）式のＫｕｂによりこの未燃分だけ燃料を増量補正するわけである。未燃分の量に影響する燃料と空気の混合状態は、一般に吸気ポート２ａ壁面や吸気バルブ表面の各温度、シリンダ３の壁温等により決まり、これらの温度は、冷却水温ＴＷと始動後時間ＴＡＳにより推定できるので、Ｋｕｂの特性を図８としたものである。また、低温時には燃焼速度の低下から理論空燃比では安定した燃焼が得られない場合があり、燃焼安定性から要求される空燃比（理論空燃比よりもリッチ側の値）に設定するための増量補正率が（１０）式のＫＳＴＢである。

たとえば、図２０は低温始動より空燃比フィードバック制御が開始される前の様子を示し、同図において、ＫｕｂとＫＳＴＢはずっと働いている（冷却水温の上昇とともに減少してゆく）。

図１０のフローチャートは過渡補正値ＫＡＴＨＯＳを演算するためのもので、図２、図７とは独立に１０ｍｓ毎に実行する。ただし、ＫＡＴＨＯＳの演算には目標燃空比相当量ＴＦＢＹＡが必要となるので、図７の後に図１０を実行する。また、ＴＰもＫＡＴＨＯＳの演算に必要となるが、図２の演算周期のほうが図１０の演算周期より短いので、図１０の演算タイミングではＴＰはすでに演算されている。

なお、燃料供給だけについていえば、エンジン始動時における理論空燃比からのずれは、ＭＰＩの場合、吸気ポート２ａ壁面（吸気バルブ表面を含む）に付着し、液状のまま壁面を伝ってシリンダ３へと流れ込む、いわゆる壁流燃料の量的変化に起因するものであり、この壁流燃料による過不足分を過渡補正量Ｋａｔｈｏｓとして燃料補正を行うものが公知である（たとえば特開平３−１３４２３７号公報参照）。

本発明では、この壁流燃料について、吸気ポート２ａ壁面に付着する壁流燃料に加えて、シリンダ３内壁に付着する壁流燃料についても新たに考慮するので、吸気ポート２ａ壁面に付着する壁流燃料についての値であるときは「ポート部」を、これに対してシリンダ３内壁に付着する壁流燃料についての値であるときは「シリンダ内」を名称の前に付けて両者を区別する。また、従来より壁流燃料を扱う際の変数として平衡付着量ＭＦＨ、付着倍率ＭＦＨＴＶＯ、分量割合ＫＭＦ、付着速度ＶＭＦ、付着量ＭＦなどが知られており、これらはもともと吸気ポート壁面に付着する壁流燃料についての値であるため、そのまま吸気ポート壁面に付着する壁流燃料についての変数として使用し、シリンダ内壁に付着する壁流燃料については、別の記号を用いる（シリンダ内平衡付着量をＭＦＣＨ、シリンダ内付着倍率をＭＦＣＨＴＶ、シリンダ内分量割合をＫＭＦＣ、シリンダ内付着速度をＶＭＦＣ、シリンダ内付着量をＭＦＣとする）。

なお、ＭＰＩ、シーケンシャル噴射で考えると、実際の現象としては、１気筒毎に独立に状態量（壁流量）が決まるので、１サイクル（エンジン２回転）毎の変化量を演算する必要がある。しかしながら、演算負荷やメモリの節約等の理由によりＳＰＩと同様に、各気筒を区別することなく全気筒分の状態量として扱う。したがって、Ｒｅｆ信号の入力毎（４気筒の場合、半回転毎）の変化量を演算している。全気筒分状態量として扱うことによる誤差はわずかであることは確認済みである。

ステップ３１では、シリンダ内付着量ＭＦＣ（後述する図１８により演算される）をみてシリンダ内壁に付着する壁流燃料が存在するかどうかを判定する。ここで、冷間始動直後はシリンダ内壁に付着する壁流燃料が存在し、始動後の時間が経過するとともに減少し、やがてなくなるため、このシリンダ内壁に付着する壁流燃料の予測値であるＭＦＣは低温始動直後に正の値をもち、始動よりの時間経過とともに減少し、やがて０になる。したがって、ＭＦＣ＞０のときはシリンダ内壁に付着する壁流燃料が存在すると判断してステップ３２、３３、３４、３５、３６、３７、３８に進む。つまり、ステップ３２〜３８はシリンダ内壁に付着する壁流燃料が存在するときにＫＡＴＨＯＳを演算するための操作である。

ステップ３２では、ＴＰ（図２によりすでに得ている）とＴＦＢＹＡ（図７によりすでに得ている）を用いて
ＭＦＣＨ＝ＭＦＣＨＴＶ×ＴＰ×ＴＦＢＹＡ …（１１）
ただし、ＦＣＨＴＶ：シリンダ内付着倍率
の式によりシリンダ内平衡付着量ＭＦＣＨを計算する。

ここで、ＭＦＣＨＴＶは、単位シリンダ空気量相当燃料噴射パルス幅当たりかつ全気筒分のシリンダ内平衡付着量のことで、冷却水温ＴＷから図１１を内容とするテーブルを検索して求める。ＭＦＣＨＴＶをＴＷに応じて求めるのは、後述するポート部付着倍率ＭＦＨＴＶＯと同様に、温度の影響が非常に大きいからである。

また、ＭＦＣＨＴＶは、後述するＭＦＨＴＶＯと同様に、目標燃空比相当量ＴＦＢＹＡ＝１．０に対するマッチングデータであり、シリンダ内平衡付着量ＭＦＣＨはＴＦＢＹＡにほぼ比例することから、（１１）式に示したように、ＴＦＢＹＡ＝１．０に対する値（ＭＦＣＨＴＶ×ＴＰ）をＴＦＢＹＡ倍することによって、そのときのＴＦＢＹＡに対応して過不足なくシリンダ内平衡付着量ＭＦＣＨを与えるのである。

ステップ３３では冷却水温ＴＷと始動後時間ＴＡＳから図１２を内容とするマップを検索してシリンダ内分量割合ＫＭＦＣを求める。ＫＭＦＣは、後述するポート部分量割合ＫＭＦと同様に、シリンダ内平衡付着量ＭＦＣＨに対して現時点でのシリンダ内付着量ＭＦＣが１サイクル当たり（４気筒でエンジン半回転毎）にどの程度の割合で接近するのかの割合を表す係数である。

このようにして求めたＭＦＣＨ、ＫＭＦＣと、後述する図１８により演算されるシリンダ内付着量ＭＦＣとを用い、ステップ３４において、
ＶＭＦＣ＝ＭＦＣＨ−（Ｃ×Ｋｕｂ＋１）×ＭＦＣ×ＫＭＦＣ…（１２）
ただし、Ｃ：未燃分のシリンダ内残存率
の式によりシリンダ内付着速度ＶＭＦＣを計算する。

ここで、Ｃはシリンダ内壁に付着する壁流燃料が排気行程で排出されずに、あるいはオイル溶解分として排出されずに次サイクルまで残存する率を表す。このＣはシリンダ内壁温の影響が大きいため、冷却水温ＴＷと始動後時間ＴＡＳから図１３を内容とするマップを検索して求める。

なお、（１２）式は、すぐ後で述べる（１４）、（１５）式とともに、始動時燃料モデルを用いて理論的に求めたもので、これらの式がどのようにして得られるかは、後で詳述する。

ステップ３２〜３４がシリンダ内壁に付着する壁流燃料に関する値を求めたのに対して、ステップ３５〜３７はポート部に付着する壁流燃料に関する値を求める部分である。まず、ステップ３５では、ステップ３２と同様にＴＰ（図２によりすでに得ている）とＴＦＢＹＡ（図７によりすでに得ている）を用いて
ＭＦＨ＝ＭＦＨＴＶＯ×ＴＰ×ＴＦＢＹＡ …（１３）
ただし、ＭＦＨＴＶＯ：ポート部付着倍率
の式によりポート部平衡付着量ＭＦＨを計算する。

ここで、（１３）式のポート部付着倍率ＭＦＨＴＶＯは、単位シリンダ空気量相当燃料噴射パルス幅当たり、かつ全気筒分のポート部平衡付着量のことであり、冷却水温ＴＷから図１４を内容とするテーブルを検索して求める。

また、ＭＦＨＴＶＯは、目標燃空比相当量ＴＦＢＹＡ＝１．０に対するマッチングデータであり、ポート部平衡付着量ＭＦＨはＴＦＢＹＡにほぼ比例することから、（１３）式に示したように、ＴＦＢＹＡ＝１．０に対する値（ＭＦＨＴＶＯ×ＴＰ）をＴＦＢＹＡ倍することによって、そのときのＴＦＢＹＡに対応して過不足なくポート部平衡付着量ＭＦＨを与えるのである。

ステップ３６では、ポート部平衡付着量ＭＦＨに対して、現時点でのポート部付着量（予測変数）ＭＦが１サイクル当たり（４気筒でエンジン半回転毎）にどの程度の割合で接近するかの割合を表す係数（つまり分量割合）ＫＭＦをステップ３６において負荷（ＴＰ）と始動後時間ＴＡＳから図１５を内容とするマップを検索して求める。

このようにして求めたＭＦＨ、ＫＭＦ、前述のＫＭＦＣ（ステップ３３ですでに得ている）と、後述する図１８により演算されるポート部付着量ＭＦ、シリンダ内付着量ＭＦＣとを用い、ステップ３７において、
ＶＭＦ＝（ＭＦＨ−ＭＦ）×ＫＭＦ
−（１＋Ｋｕｂ）×ＭＦＣ×ＫＭＦＣ×ＡＢＹＯＭＡ…（１４）
ただし、ＡＢＹＯＭＡ：係数
の式よりポート部付着速度（１サイクル当たりのポート部付着量のこと）ＶＭＦを計算する。

（１４）式のＡＢＹＯＭＡは低周波分の応答ゲインＡに基づく数値であり、ポート部壁温の影響が大きいため、冷却水温ＴＷから図１６を内容とするテーブルを検索して求める。

このＶＭＦ、前述のＫＭＦＣ（ステップ３３ですでに得ている）と、後述する図１８により演算されるシリンダ内付着量ＭＦＣとを用い、ステップ３８では
ＫＡＴＨＯＳ＝ＶＭＦ−（１＋Ｋｕｂ）×ＭＦＣ×ＫＭＦＣ
…（１５）
の式により過渡補正量ＫＡＴＨＯＳを計算する。

一方、シリンダ内付着量ＭＦＣが存在しなくなった（つまりＭＦＣ＝０）ときは、ステップ３１よりステップ３９、４０、４１、４２に進む。ステップ３９〜４２は従来と同様である。ステップ３９、４０ではステップ３５、３６と同じにポート部平衡付着量ＭＦＨとポート部分量割合ＫＭＦを求め、これらと後述する図１８により演算されるポート部付着量ＭＦとを用い、ステップ４１において
ＶＭＦ＝（ＭＦＨ−ＭＦ）×ＫＭＦ …（１６）
の式によりポート部付着速度ＶＭＦを計算し、この値をステップ４２でＫＡＴＨＯＳに入れる。

このようにして、図１０のルーチンによれば、冷間始動直後でシリンダ内壁に付着する壁流燃料の影響が大きい場合からその影響がなくなるときまで、シリンダ内とポート部に付着する各壁流燃料量を精度良く予測し、その各壁流燃料の変化と量に応じた過渡補正量ＫＡＴＨＯＳを設定するので、冷間始動直後のような壁流燃料の状態変化が激しい場合でも空燃比を理論空燃比へと最適に保つことができる。

図１７のフローチャートは同期燃料噴射パルス幅Ｔｉを演算するためのもので、図２、図７、図１０と独立に１０ｍｓ毎に実行する。ただし、Ｔｉの演算には目標燃空比相当量ＴＦＢＹＡ、過渡補正量ＫＡＴＨＯＳが必要となるので、図７、図１０の後に続けて実行する。ＴＰもＴｉの演算に必要となるが、図２の演算周期のほうが図１７の演算周期より短いので、図１７の演算タイミングではＴＰはすでに演算されている。

ステップ５１ではすでに得ているＴＰ、ＴＦＢＹＡ、ＫＡＴＨＯＳを用いて
Ｔｉ＝（ＴＰ×ＴＦＢＹＡ＋ＫＡＴＨＯＳ）
×（α＋ＫＢＬＲＣ−１）×２＋Ｔｓ …（１７）
ただし、α：空燃比フィードバック補正係数
ＫＢＬＲＣ：空燃比学習値
Ｔｓ：無効噴射パルス幅
の式により燃料噴射弁に与える同期燃料噴射パルス幅Ｔｉを計算する。

（１７）式の空燃比フィードバック補正係数αは制御空燃比が理論空燃比を中心とするいわゆるウィンドウに収まるようにＯ₂センサ出力に基づいて演算される値、ＫＢＬＲＣはαに基づいて演算される空燃比学習値、無効噴射パルス幅Ｔｓは噴射弁が噴射信号を受けてから実際に開弁するまでの作動遅れを補償するための値である。また、（１７）式はシーケンシャル噴射（１気筒当たりエンジン２回転に１回）の場合の式であるため、数字の２が入っている。なお、Ｏ₂センサが活性化するまではαがクランプされている（α＝１．０）。

ただし、従来と相違して、始動時も（１７）式でＴｉが演算されるのであり、従来装置のように始動時の噴射量を演算するフローが別にあるわけではない。

次に、図１８のフローチャートは噴射タイミングに同期（具体的にはＲｅｆ信号同期）したフローチャートである。

所定の各気筒の噴射タイミングになると、ステップ６１において噴射を実行したあと、ステップ６２でＭＦＣよりシリンダ内壁に付着する壁流燃料が存在するかどうかを判定する。ＭＦＣ＞０（シリンダ内壁に付着する壁流燃料が存在する）のときはステップ６３に進んで、後述するポート部付着量ＭＦと同様に、上記の（１２）式で得たシリンダ内付着速度ＶＭＦＣを用いて次回の処理時に用いるシリンダ内付着量ＭＦＣを、
ＭＦＣ＝ＭＦＣ_-1Ref＋ＶＭＦＣ …（１８）
ただし、ＭＦＣ_-1Ref：１噴射前（１サイクル前）のＭＦＣ
の式により更新し、このＭＦＣを次回噴射タイミングでの処理のため、ステップ６４においてメモリのＭＦＣ_-1Refに移しておく。

（１８）式中の右辺のＭＦＣ_-1Refは前回噴射終了時（４気筒でエンジン半回転前）の全気筒分のシリンダ内付着量であり、これに今回の噴射時に加えられるシリンダ内付着速度ＶＭＦＣを加算した値が今回の噴射終了時点での全気筒分のシリンダ内付着量ＭＦＣ（左辺のＭＦＣ）となる。この左辺の全気筒分のシリンダ内付着量ＭＦＣの値が次回のＶＭＦＣの演算時に用いられる。（１８）式で左辺と右辺にシリンダ内付着量が出てくるのは、全気筒分のシリンダ内付着量を各気筒を区別することなく噴射タイミング毎にサイクリックに更新していく構成であるからである。

ステップ６５では上記の（１４）式で得たポート部付着速度ＶＭＦを用いて次回の処理時に用いるポート部付着量ＭＦを、
ＭＦ＝ＭＦ_-1Ref＋ＶＭＦ …（１９）
ただし、ＭＦ_-1Ref：１噴射前（１サイクル前）のＭＦ
の式により更新し、このＭＦを次回噴射タイミングでの処理のため、ステップ６６においてメモリのＭＦ_-1Refに移しておく。

（１９）式中の右辺のＭＦ_-1Refは前回噴射終了時（４気筒でエンジン半回転前）の全気筒分のポート部付着量であり、これに今回の噴射時に加えられるポート部付着速度ＶＭＦを加算した値が今回の噴射終了時点での全気筒分のポート部付着量ＭＦ（左辺のＭＦ）となる。この左辺の全気筒分のポート部付着量ＭＦの値が次回のＶＭＦの演算時に用いられる。（１９）式で左辺と右辺にシリンダ内付着量が出てくるのも、全気筒分のポート部付着量を各気筒を区別することなく噴射タイミング毎にサイクリックに更新していく構成であるからである。

シリンダ内壁に付着する壁流燃料が存在しないときは、ステップ６２よりステップ６３、６４を飛ばして、ステップ６５、６６の操作を実行する。このときは従来と同じである。

図１９のフローチャートは、シリンダ内付着量ＭＦＣ、ポート部付着量ＭＦの初期設定を行うためのもので、イグニッションスイッチがＯＦＦよりＯＮへの切換時に１度だけ実行する。

ステップ７１、７２ではシリンダ内付着量ＭＦＣとポート部付着量ＭＦにそれぞれ初期値の０を入れる。ただし、ＭＦＣとＭＦの初期値を０としてよいのは、前回のエンジン運転時にエンジンの暖機が完了しており（このときシリンダ内壁に付着する壁流燃料が存在しない）、かつ前回のエンジン停止後の放置時間が充分なとき（このときポート壁面に付着する壁流燃料が存在しない）である。

したがって、前回のエンジン運転時にエンジンの暖機が完了する前にエンジンを停止したときにもシリンダ内付着量ＭＦＣに初期値の０を入れたり、ポート壁面に付着する壁流燃料が存在している状態で再始動するようなときにもポート部付着量ＭＦに初期値の０を入れたのでは、シリンダ内壁やポート壁面に残存する壁流燃料の分だけ壁流燃料の量と変化の見積もりに誤差が生じてくる。しかしながら、シリンダ壁面やポート壁面に残存する壁流燃料の量は前回停止時の冷却水温に基づいて推定することができるので、その推定した値をＭＦＣやＭＦの初期値として与えればよい。

上記の（１２）、（１４）、（１５）式は始動時燃料モデルを用いて理論的に求めたもので、これらの式をどのようにして得たのかを次に述べる。

燃料状態式を、
燃料噴射量：
Ｇｆｉ（ｋ）＝Ｇｆｓｔ（ｋ）×Ｔｆａ×（１＋Ｋｕｂ）＋Ｇｆｔｒ（ｋ） …１−補１
シリンダ内吸入燃料量：
Ｇｆｃ（ｋ）＝（１−Ａ）×Ｇｆｉ（ｋ）
＋Ｇｗｆ（ｋ−１）×Δｔ／τｐ …１−補２
燃焼寄与燃料量：
Ｇｆｂｎ（ｋ）＝Ｇｆｃ（ｋ）／（１＋Ｋｕｂ）
＋Ｇｗｆｃ（ｋ−１）×Δｔ／τｃ …１−補３
ポート部壁流変化量：
ΔＧｗｆ（ｋ）＝Ａ×Ｇｆｉ（ｋ）−Ｇｗｆ（ｋ−１）×Δｔ／τｐ
…１−補４
シリンダ内壁流変化量：
ΔＧｗｆｃ（ｋ）＝｛Ｃ×Ｋｕｂ／（１＋Ｋｕｂ）｝×Ｇｆｃ（ｋ）
−Ｇｗｆｃ（ｋ−１）×Δｔ／τｃ …１−補５
ただし、Ｇｆｓｔ（ｋ）：ｋサイクル目の定常噴射量（理論空燃比時） Ｇｆｔｒ（ｋ）：ｋサイクル目の過渡補正量
Ｇｗｆ（ｋ−１）：ｋ−１サイクル目のポート部壁流燃料量
Ｇｗｆｃ（ｋ−１）：ｋ−１サイクル目のシリンダ内壁流燃料 量
Ｔｆａ：定常時の空燃比補正率
Ｋｕｂ：未燃分補正率
Ａ：低周波分の１サイクル目の応答ゲイン
Ｃ：未燃分燃料の筒内残存率
τｐ：ポート部壁流燃料の時定数
τｃ：シリンダ内壁流燃料の時定数
Δｔ：制御周期
の各基本式で表す。

なお、１−補１〜１−補５式においてＧｆｉ（ｋ）、Ｇｆｓｔ（ｋ）、Ｇｆｔｒ（ｋ）、Ｇｆｃ（ｋ）、Ｇｗｆ（ｋ−１）、Ｇｆｂｎ（ｋ）、Ｇｗｆｃ（ｋ−１）、ΔＧｗｆ（ｋ）、ΔＧｗｆｃ（ｋ）の単位は１サイクル当たり（４気筒ではエンジン半回転毎）の燃料質量である。また、低周波分の１サイクル目の応答ゲインＡは特願平８−１７３８０２号で詳細に開示しているが、本発明とは直接関係しないのでその説明は省略する。

ここで、シリンダ内燃焼寄与燃料量を要求値通りとするための過渡補正量と壁流変化量を考える。

Ｇｆｂｎ（ｋ）＝Ｇｆｓｔ（ｋ）×Ｔｆａ …２−補１
２−補１式に１−補１式、１−補２式、１−補３式を代入して過渡補正量Ｇｆｔｒ（ｋ）について整理すると、
Ｇｆｔｒ（ｋ）
＝｛（Ａ×τＰ／Δｔ）×Ｇｆｓｔ（ｋ）×Ｔｆａ×（１＋Ｋｕｂ）
−Ｇｗｆ（ｋ−１）｝×｛１／（１−Ａ）｝×Δｔ／τｐ
−（１＋Ｋｕｂ）×Ｇｗｆｃ（ｋ−１）×｛１／（１−Ａ）｝
×Δｔ／τｃ …２−補２
の式が得られる。

１−補４式に１−補１式、２−補２式を代入してポート部壁流変化量ΔＧｗｆ（ｋ）について整理すると、
ΔＧｗｆ（ｋ）
＝｛Ａ／（１−Ａ）｝×Ｇｆｓｔ（ｋ−１）×Ｔｆａ×（１＋Ｋｕｂ）
−｛１／（１−Ａ）｝×Ｇｗｆ（ｋ−１）×Δｔ／τｐ
−（１＋Ｋｕｂ）×Ｇｗｆｃ（ｋ−１）×｛Ａ／（１−Ａ）｝
×Δｔ／τｃ …２−補３
の式が得られる。

１−補５式に１−補１式、１−補２式、２−補２式を代入してシリンダ内壁流変化量ΔＧｗｆｃ（ｋ）について整理すると、
ΔＧｗｆｃ（ｋ）
＝Ｃ×Ｋｕｂ×Ｇｆｓｔ（ｋ）×Ｔｆａ
−（Ｃ×Ｋｕｂ＋１）×Ｇｗｆｃ（ｋ）×Δｔ／τｃ …２−補４
の式が得られる。

２−補４式に対して、
Ｇｆｓｔ（ｋ）→ＴＰ（ｋ）、
Ｔｆａ×（１＋Ｋｕｂ）→ＴＦＢＹＡ、
Ｇｆｉ（ｎ）→Ｔｉ（ｋ）、
｛Ｃ×Ｋｕｂ／（１＋Ｋｕｂ）｝×（τｃ／Δｔ）→ＭＦＣＨＴＶ、
ＭＦＣＨＴＶ×ＴＰ（ｋ）×ＴＦＢＹＡ→ＭＦＣＨ（ｋ）、
Ｇｗｆｃ（ｋ）→ＭＦＣ（ｋ）、
ΔＧｗｆｃ（ｋ）→ＶＭＦＣ（ｋ）、
Δｔ／τｃ→ＫＭＦＣ
の置き換えを行うと、２−補４式は
ＶＭＦＣ（ｋ）
＝ＭＦＣＨ（ｋ）−（Ｃ×Ｋｕｂ＋１）×ＭＦＣ（ｋ−１）×ＫＭＦＣ
…３−補１
ＭＦＣ（ｋ）＝ＭＦＣ（ｋ−１）＋ＶＭＦＣ（ｋ） …３−補２
となる。

２−補３式に対して
Ａ×τＰ／Δｔ→ＭＦＨＴＶＯ、
ＭＦＨＴＶＯ×ＴＰ（ｋ）×ＴＦＢＹＡ→ＭＦＨ（ｋ）、
Ｇｗｆ（ｋ）→ＭＦ（ｋ）、
ΔＧｗｆ（ｋ）→ＶＭＦ（ｋ）、
（Δｔ／τＰ）／（１−Ａ）→ＫＭＦ
Ａ／（１−Ａ）→ＡＢＹＯＭＡ、
１／Ａ→ＯＮＥＢＹＡ、
の置き換えを行うと、２−補３式は、
ＶＭＦ（ｋ）
＝｛ＭＦＨ（ｋ）−ＭＦ（ｋ−１）｝×ＫＭＦ
−（１＋Ｋｕｂ）×ＭＦＣ（ｋ−１）×ＫＭＦＣ×ＡＢＹＯＭＡ
…３−補７
ＭＦ（ｋ）＝ＭＦ（ｋ−１）＋ＶＭＦ（ｋ） …３−補８
となる。

２−補２式に対して
Ｇｆｔｒ（ｋ）→ＫＡＴＨＯＳ（ｋ）
の置き換えを行うと、２−補２式は、
ＫＡＴＨＯＳ（ｋ）
＝｛ＭＦＨ（ｋ）−ＭＦ（ｋ−１）｝ＫＭＦ
−（１＋Ｋｕｂ）×ＭＦＣ（ｋ−１）×ＫＭＦＣ×ＡＢＹＯＭＡ
×ＯＮＥＢＹＡ
＝ＶＭＦ（ｋ）−（１＋Ｋｕｂ）×ＭＦＣ（ｋ−１）×ＫＭＦＣ
…３−補９
となる。

このようにして、（１２）、（１４）、（１５）式に対応する式とともに、（１８）、（１９）式が得られた。

なお、上記の（１２）、（１４）式から類推すれば、
ＶＭＦＣ（ｋ）
＝ＭＦＣＨ（ｋ）−（Ｃ×Ｋｕｂ＋１）×ＭＦＣ（ｋ）×ＫＭＦＣ
…（２０）
ＶＭＦ（ｋ）
＝｛ＭＦＨ（ｋ）−ＭＦ（ｋ）｝×ＫＭＦ
−（１＋Ｋｕｂ）×ＭＦＣ（ｋ）×ＫＭＦＣ×ＡＢＹＯＭＡ
…（２１）
となり、ＭＦＣのサイクル数が３−補１式、３−補７式と、またＭＦのサイクル数が３−補７式と異なり、１だけずれているようにも思えるが、上記の（１２）、（１４）式は演算ルーチン上における式、３−補１式、３−補７式は理論式であるため、両者が矛盾するものではない。

ここで、本発明の実施形態の作用を説明する。

始動完了の前にエアフローメータにより検出される空気量Ｇａに基づいて燃料噴射パルス幅を演算することのない従来例に対して、実施形態では、始動時かつ回転数の読み込みが可能となったタイミングより始動完了までのあいだも、エアフローメータにより検出される空気量Ｇａに基づいてシリンダ空気量相当の燃料噴射パルス幅ＴＰを求めている。

ここで、ホットワイヤー式（あるいはベーン式、カルマン渦式）のエアフローメータにより検出される空気量は質量流量であり、大気圧やコンプレッション圧力等の始動条件が異なっても、その異なる条件での質量流量が検出される。たとえば大気圧が低下する高地でのＧａは低地より小さくなる。そして、この小さくなるＧａに比例してＴＰを定めているので、高地ではＴＰも大気圧の低下分だけ低地より小さくなる。つまり、低地と高地とで空気量と燃料量の割合が変わることがないため、もともと多めの燃料を供給する低温始動時に、大気圧やコンプレッション圧力等の始動条件が異なることがあっても、低温始動時の空燃比が過剰にリッチになることがないのである。

ただし、始動クランキング時はエンジン回転数が低くかつシリンダ３への間欠的な吸気により脈動する空気量が若干の位相差を伴いつつエアフローメータ６で検出されるため、回転数とエアフローメータ検出値から、通常時（始動後）と同じに基本噴射パルス幅ＴＰ０を演算したのでは、ＴＰ０がエアフローメータ検出値と同じように振動波形となり、好ましくないのであるが、実施形態では、脈動するＴＰ０に対して平滑化係数ＤＵＭＰにより平滑化を行った値をシリンダ空気量相当の燃料噴射パルス幅ＴＰとしているので、始動クランキング時の吸気脈動の影響を抑制することができる。

実施形態ではまた、始動時かつ回転数の読み込みが不可能のあいだは充填効率が１００％のときのシリンダ空気量相当の燃料噴射パルス幅ＴＰ１００を用いるので、始動時に２回目のＲｅｆ信号が入力する前に不確かな回転数初期値を用いて燃料噴射量を演算して用いる従来装置の場合より、ＴＰエラーを小さくすることができる。

ただし、高地では大気密度が平地より約３０％小さくなるため、平地大気圧状態でのＴＰ初期値（＝ＴＰ１００）を高地始動時にも用いたのでは、４０％以上ものＴＰエラーが生じるのであるが（実験結果）、高地始動時にＴＰエラーがほぼ安定するまでの時間が約１秒であることを考えると、始動時噴射量全体に対して殆ど影響することはない。

実施形態ではまた、未燃分補正を行うので、シリンダ内に吸入された燃料のうち気化が不十分で燃焼に寄与しない分（つまり未燃分）があっても理論空燃比の混合気が得られる。さらに燃焼安定性から要求される空燃比（理論空燃比よりもリッチ側の値）となるようにＴＰを増量補正するので、低温始動時に燃焼速度が低下しても安定した燃焼が得られる。

実施形態ではその一方で、ポート壁面に付着する壁流燃料だけなく、シリンダ内壁に付着する壁流燃料をも対象にして始動時燃料モデルを作り、これを理論的に解いて得られた過渡補正量ＫＡＴＨＯＳの式にしたがって、壁流燃料に関する補正量を求めているので、低温始動時にシリンダ内壁に付着する壁流燃料が存在する場合でも、始動時の空燃比の理論空燃比への制御性が向上する。

このようにして、実施形態では、始動時にシリンダ空気量に見合ったＴＰと、混合状態や燃焼安定性から要求される空燃比に設定するための定常空燃比補正率である目標燃空比相当量ＴＦＢＹＡと、ポート壁面のほかシリンダ内壁に付着する壁流燃料をも考慮した過渡補正量ＫＡＴＨＯＳとで始動時の燃料噴射量が最適に設定されることから、図２０に示したように、エンジン要求値に対して過不足のない空燃比の実現が可能となっている。なお、図２０は、実施形態による始動時の各変数ＴＰ、ＴＦＢＹＡ、ＫＡＴＨＯＳ、Ｔｉ、Ｎｅおよび空燃比の変化を示している。

なお、図２０において現行固定パルス幅として示したもの（破線参照）は、
（１）クランキング時に
ＴＩＳＴ＝ＴＳＴ×ＫＮＳＴ×ＫＴＳＴ …（２２）
ただし、ＴＳＴ：始動時基本噴射パルス幅
ＫＮＳＴ：回転数補正係数
ＫＴＳＴ：時間補正係数
の式により始動時燃料噴射パルス幅ＴＩＳＴ計算し、
（２）イグニッションスイッチがスタート位置からＯＮ位置になったとき（始動完了後 ）
Ｔｉ＝（ＴＰ＋ＫＡＴＨＯＳ）×ＴＦＢＹＡ
×（α＋ＫＢＬＲＣ−１）×２＋Ｔｓ …（２３）
ただし、α：空燃比フィードバック補正係数
ＫＢＬＲＣ：空燃比学習値
Ｔｓ：無効噴射パルス幅
の式により同期燃料噴射パルス幅Ｔｉを計算するようにした場合のものである。

なお、（２２）式のＴＳＴは水温により定まり低水温側で大きくなる値、ＫＮＳＴは回転数により定まり高回転側で減少する値、ＫＴＳＴは始動後時間により定まり始動後時間とともに減少する値である。また、（２３）式のＫＡＴＨＯＳの演算に使用される平衡付着量ＭＦＨは
ＭＦＨ＝ＭＦＨＴＶＯ×ＴＰ …（２４）
の式により計算される値であり、実施形態のＭＦＨの計算式である上記の（１３）式と相違する（ＴＦＢＹＡをもパラメータとして演算するものでない）。

実施形態では、シリンダ内壁に付着する壁流燃料が存在するときの付着倍率（ＭＦＣＨＴＶ、ＭＦＨＴＶＯ）を冷却水温ＴＷから、またシリンダ内壁に付着する壁流燃料が存在するときの分量割合（ＫＭＦＣ、ＫＭＦ）を冷却水温と始動後時間ＴＡＳからそれぞれ演算しているが、さらにエンジン負荷や回転数をもパラメータとして演算するようにしてもかまわない。

第１実施形態の制御システム図である。 シリンダ空気量相当の燃料噴射パルス幅ＴＰの演算を説明するためのフローチャートである。 ＴＰ１００の内容を示す特性図である。 ＴＰ変動率とエンジン安定性の関係を示す図である。 加重平均係数ＦＬＯＡＤの内容を示す特性図である。 平地始動のときと高地始動のときの各ＴＰエラーの特性図である。 目標燃空比相当量ＴＦＢＹＡの演算を説明するためのフローチャートである。 未燃分補正率Ｋｕｂの内容を示す特性図である。 安定性補正率ＫＳＴＢの内容を示す特性図である。 過渡補正量ＫＡＴＨＯＳの演算を説明するためのフローチャートである。 シリンダ内付着倍率ＭＦＣＨＴＶの内容を示す特性図である。 シリンダ内分量割合ＫＭＦＣの内容を示す特性図である。 未燃分のシリンダ内残存率Ｃの内容を示す特性図である。 ポート部付着倍率ＭＦＨＴＶＯの内容を示す特性図である。 ポート部分量割合ＫＭＦの内容を示す特性図である。 係数ＡＢＹＯＭＡの内容を示す特性図である。 同期燃料噴射パルス幅Ｔｉの演算を説明するためのフローチャートである。 噴射タイミング毎に実行するフローチャートである。 付着量の初期設定を説明するためのフローチャートである。 第１実施形態の作用を説明するための波形図である。 第１の発明のクレーム対応図である。 第６の発明のクレーム対応図である。 第９の発明のクレーム対応図である。 第７の各発明のクレーム対応図である。 第１２の各発明のクレーム対応図である。

符号の説明

１ エンジン本体
２ａ 吸気ポート
３ シリンダ
４ 燃料噴射弁
５ クランク角センサ
６ エアフローメータ
１１ コントロールユニット

Claims (13)

1. 充填効率が１００％のときのシリンダ空気量を演算する手段と、
   このシリンダ空気量を燃料噴射量単位に換算する手段と、
   この換算した値をシリンダ空気量相当の燃料噴射量として設定する手段と、
   始動時かつ回転数の読み込みが不可能であるかどうかを判定する手段と、
   この判定結果より始動時かつ回転数の読み込みが不可能であるときに前記設定した噴射量の燃料をシリンダまたはシリンダ近傍に供給する手段と、
   ポート壁面およびシリンダ壁面に付着する壁流燃料に関する過渡補正量を演算する手段と、
   この過渡補正量で前記シリンダ空気量相当の燃料噴射量を補正する手段と
   を設け、
   シリンダ壁面に付着する壁流燃料が存在するときに前記過渡補正量を演算する手段は、少なくともエンジン温度に基づいてポート部平衡付着量を演算する手段と、エンジン温度と始動後時間に基づいてポート部分量割合を演算する手段と、前記ポート部平衡付着量とその時点でのポート部付着量との差を演算する手段と、少なくともエンジン温度に基づいてシリンダ内平衡付着量を演算する手段と、エンジン温度と始動後時間に基づいてシリンダ内分量割合を演算する手段と、前記シリンダ内平衡付着量とその時点でのシリンダ内付着量との差を演算する手段と、このシリンダ内付着量差と前記シリンダ内分量割合とに基づいてシリンダ内付着速度を演算する手段と、燃料噴射に同期して今回噴射時の前記シリンダ内付着速度を今回噴射前の前記シリンダ内付着量に加算することによりシリンダ内付着量を更新する手段と、前記ポート部付着量差、前記ポート部分量割合、前記シリンダ内平衡付着量および前記シリンダ内分量割合に基づいてポート部付着速度を演算する手段と、燃料噴射に同期して今回噴射時の前記ポート部付着速度を今回噴射前の前記ポート部付着量に加算することによりポート部付着量を更新する手段と、前記ポート部付着速度、前記シリンダ内付着量および前記シリンダ内分量割合に基づいて過渡補正量を演算する手段とからなることを特徴とするエンジンの空燃比制御装置。
2. 前記換算した値は始動時水温に応じた値であることを特徴とする請求項１に記載のエンジンの空燃比制御装置。
3. 始動初回の燃料噴射時だけ始動初回の燃料噴射量と始動時水温に基づいて前記シリンダ内付着速度および前記ポート部付着速度を演算することを特徴とする請求項１に記載のエンジンの空燃比制御装置。
4. 前回エンジン停止時の冷却水温に基づいて前記シリンダ内付着量および前記ポート部付着量の残存量を推定し、その推定値を前記シリンダ内付着量および前記ポート部付着量の初期値として設定することを特徴とする請求項１に記載のエンジンの空燃比制御装置。
5. シリンダ壁面に付着する壁流燃料が存在しなくなったときに前記過渡補正量を演算する手段は、エンジン負荷、エンジン回転数および温度に基づいてポート部平衡付着量を演算する手段と、エンジン負荷、エンジン回転数および温度に基づいてポート部分量割合を演算する手段と、前記ポート部平衡付着量とその時点でのポート部付着量との差を演算する手段と、このポート部付着量差と前記ポート部分量割合とに基づいてポート部付着速度を演算する手段と、燃料噴射に同期して今回噴射時の前記ポート部付着速度を今回噴射前の前記ポート部付着量に加算することによりポート部付着量を更新する手段と、前記ポート部付着速度を前記過渡補正量として演算する手段とからなることを特徴とする請求項１、３、４のいずれか一つに記載のエンジンの空燃比制御装置。
6. 始動時かつ回転数の読み込みが可能となったかどうかを判定する手段と、
   この判定結果より始動時かつ回転数の読み込みが可能となったときこの読み込み可能となった回転数と空気量検出手段により検出される吸入空気量に基づいて基本噴射量を演算する手段と、
   この基本噴射量に対して平滑化を行う手段と、
   この平滑化した噴射量を第１のシリンダ空気量相当の燃料噴射量として設定する手段と、
   始動時かつ回転数の読み込みが可能となったとき前記設定した第１の燃料噴射量の燃料をシリンダまたはシリンダ近傍に供給する手段と、
   始動後になったかどうかを判定する手段と、
   この判定結果より始動後になったとき、このときの回転数と空気量検出手段により検出される吸入空気量に基づいて基本噴射量を演算する手段と、
   この基本噴射量に対して加重平均を行う手段と、
   この加重平均した噴射量を第２のシリンダ空気量相当の燃料噴射量として設定する手段と、
   始動後になったとき前記設定した第２の燃料噴射量の燃料をシリンダまたはシリンダ近傍に供給する手段と
   を設け、
   前記加重平均係数はエンジンの負荷と回転数に応じた値である
   ことを特徴とするエンジンの空燃比制御装置。
7. 始動時かつ回転数の読み込みが可能となったかどうかを判定する手段と、
   この判定結果より始動時かつ回転数の読み込みが可能となったときこの読み込み可能となった回転数と空気量検出手段により検出される吸入空気量に基づいて基本噴射量を演算する手段と、
   この基本噴射量に対して平滑化を行う手段と、
   この平滑化した噴射量をシリンダ空気量相当の燃料噴射量として設定する手段と、
   始動時かつ回転数の読み込みが可能となったとき前記設定した噴射量の燃料をシリンダまたはシリンダ近傍に供給する手段と、
   ポート壁面およびシリンダ壁面に付着する壁流燃料に関する過渡補正量を演算する手段と、
   この過渡補正量で前記シリンダ空気量相当の燃料噴射量を補正する手段と
   を設け、
   シリンダ壁面に付着する壁流燃料が存在するときに前記過渡補正量を演算する手段は、少なくともエンジン温度に基づいてポート部平衡付着量を演算する手段と、エンジン温度と始動後時間に基づいてポート部分量割合を演算する手段と、前記ポート部平衡付着量とその時点でのポート部付着量との差を演算する手段と、少なくともエンジン温度に基づいてシリンダ内平衡付着量を演算する手段と、エンジン温度と始動後時間に基づいてシリンダ内分量割合を演算する手段と、前記シリンダ内平衡付着量とその時点でのシリンダ内付着量との差を演算する手段と、このシリンダ内付着量差と前記シリンダ内分量割合とに基づいてシリンダ内付着速度を演算する手段と、燃料噴射に同期して今回噴射時の前記シリンダ内付着速度を今回噴射前の前記シリンダ内付着量に加算することによりシリンダ内付着量を更新する手段と、前記ポート部付着量差、前記ポート部分量割合、前記シリンダ内平衡付着量および前記シリンダ内分量割合に基づいてポート部付着速度を演算する手段と、燃料噴射に同期して今回噴射時の前記ポート部付着速度を今回噴射前の前記ポート部付着量に加算することによりポート部付着量を更新する手段と、前記ポート部付着速度、前記シリンダ内付着量および前記シリンダ内分量割合に基づいて過渡補正量を演算する手段とからなることを特徴とするエンジンの空燃比制御装置。
8. 前記平滑化係数をエンジン安定性から決まるシリンダ空気量相当の燃料噴射量の要求変動率から決定することを特徴とする請求項６または７に記載のエンジンの空燃比制御装置。
9. 始動後になったかどうかを判定する手段と、
   この判定結果より始動後になったとき、このときの回転数と空気量検出手段により検出される吸入空気量に基づいて基本噴射量を演算する手段と、
   この基本噴射量に対して加重平均を行う手段と、
   この加重平均した噴射量をシリンダ空気量相当の燃料噴射量として設定する手段と、
   始動後になったとき前記設定した噴射量の燃料をシリンダまたはシリンダ近傍に供給する手段と
   を設けたことを特徴とする請求項６から８までのいずれか一つに記載のエンジンの空燃比制御装置。
10. 始動初回の燃料噴射時だけ始動初回の燃料噴射量と始動時水温に基づいて前記シリンダ内付着速度および前記ポート部付着速度を演算することを特徴とする請求項７に記載のエンジンの空燃比制御装置。
11. 前回エンジン停止時の冷却水温に基づいて前記シリンダ内付着量および前記ポート部付着量の残存量を推定し、その推定値を前記シリンダ内付着量および前記ポート部付着量の初期値として設定することを特徴とする請求項７に記載のエンジンの空燃比制御装置。
12. シリンダ壁面に付着する壁流燃料が存在しなくなったときに前記過渡補正量を演算する手段は、エンジン負荷、エンジン回転数および温度に基づいてポート部平衡付着量を演算する手段と、エンジン負荷、エンジン回転数および温度に基づいてポート部分量割合を演算する手段と、前記ポート部平衡付着量とその時点でのポート部付着量との差を演算する手段と、このポート部付着量差と前記ポート部分量割合とに基づいてポート部付着速度を演算する手段と、燃料噴射に同期して今回噴射時の前記ポート部付着速度を今回噴射前の前記ポート部付着量に加算することによりポート部付着量を更新する手段と、前記ポート部付着速度を前記過渡補正量として演算する手段とからなることを特徴とする請求項７から１１までのいずれか一つに記載のエンジンの空燃比制御装置。
13. 未燃分補正率で前記シリンダ空気量相当の燃料噴射量を増量補正することを特徴とする請求項１から１２までのいずれか一つに記載のエンジンの空燃比制御装置。

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