JPH01138338A - 内燃機関の燃料噴射量制御方式 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 技術分野 本発明は、内燃機関の燃料噴射量を制御するための方式
に関する。

前景技術 内燃機関のいわゆる電子制御式燃料噴射装置では、燃料
噴射、ＩＴＡＵを決定するために吸入空気流量を検出す
る必要がある。この吸入空気流量の検出方法として、た
とえば典型的な先行技術である吸気圧Ｐｍと内燃機関の
回転数Ｎｅとから求める方法が知られている。

この先行技術では、たとえばサージタンクに設けられる
圧力検出器によって検出される吸気圧には実際の吸気圧
Ｐｍから応答遅れが生じており、したがって空燃比の安
定を図ることは難しく、その補正には複雑な演算処理を
要した。

この問題を解決するために、本件出願人が先に提案した
方法では、スロットル弁開度θと内燃機関の回転数Ｎｅ
とから予め定めた大気圧下における吸気圧ＰｍＪを予想
し、この予想吸気圧Ｐｍｊと前記回転数Ｎｅとを用いて
燃料噴射量ＴＡＵが求められる。

この方法では、スロットル弁開度θの変化に対応した吸
気圧Ｐ　ｒｎ　ｊを予想することができる。しかしなが
ら、スロットル弁開度θが急激に変化した過渡時には、
スロットル弁を介する吸入空気流量は、サージタンクな
どの影響によって、必ずしもこの予想吸気圧Ｐｍｊとは
対応しておらず、したがってこの予想吸気圧Ｐｍｊに対
応した燃料噴射量で噴射を行うと、空燃比はいわゆるオ
ーバリッチやオーバリーンとなってしまう。

発明が解決すべき問題点 本発明の目的は、スロットル弁開度θに急激な変化の生
じた過渡時においても、サージタンクなどの影響が考慮
された正確な燃料噴射量Ｔ　Ａ　Ｕを求めることができ
るようにした内燃機関の燃料噴射量制御方式を提供する
ことである。

問題点を解決するための手段 本発明は、内燃機関の単位時間当りの回転数Ｎｅと、実
際の吸気圧Ｐｍとから基本噴射量ＴＰＩを求め、 回転数Ｎｅとスロットル弁開度θとから予め定めた大気
圧下における吸気圧Ｐｍｊを予想し、この予想吸気圧Ｐ
ｍｊと前記回転数Ｎｅとから噴射量ＴＰ２を求め、 スロットル弁開度θと実際の吸気圧Ｐｍと予想吸気圧Ｐ
ｍＪとから噴射量ＴＰ３を求め。

前記基本噴射量ＴＰＩと噴射、１ＴＰ２．ＴＰ３とから
補正量ＴＭＩを求め、 実際の吸気圧Ｐ　ｒｏの時間変化率に対応した補正量Ｔ
Ｍ２を求め、 前記基本噴射量ＴＰＩを補正量ＴＭ１、ＴＭ２で補正し
て実際の燃料噴射量ＴＡＵを求めることを特徴とする内
燃機関の燃料噴射量制御方式である。

好ましい実施態様では、前記補正ｆＴＭ１は、燃焼室へ
の吸入遅れ補正係数をηとするとき、７Ｍ１＝η（ＴＰ
２＋ＴＰ３−ＴＰ　１　）で求められ、前記実際の燃料
噴射量ＴＡＵは、ＴＡＵ＝ＴＰ　１　＋ＴＭ１−ＴＭ２ で求められることを特徴とする。

また好ましい実施態様では、前記補正量ＴＭＩが０以上
の加速時には、 ＴＰＩ≦ＴＡＵ≦ＴＰ　１　＋ＴＭ　１となるように、
また前記補正量ＴＭ１が０末溝の減速時には、 ＴＰＩ≧ＴＡＵ≧ＴＰＩ七ＴＭＩ となるように、前記補正ｊｌＴＭ１を制限することを特
徴とする。

さらにまた好ましい実施罪様では、前記基本噴射量ＴＰ
１．噴射呈ＴＰ２．ＴＰ３および補正量ＴＭ２の算出に
用いられる吸気圧Ｐｍ、Ｐｍｊは、実際の大気圧Ｐａに
よって補正されることを特徴とする。

作　　用 本発明に従えば、先ず内燃機関の単位時間当りの回転数
Ｎｅと、実際の吸気圧Ｐｍとから基本噴射ＩＴＰＩを求
める。前記実際の吸気圧Ｐｍの変化は、スロットル弁開
度θの変化に対して応答遅れを生じており、したがって
この実際の吸気圧Ｐｍから求められた基本噴射１ＴＰ１
は、スロットル弁開度θの変動前の吸入空気流量にａＸ
な燃料噴射量である。

次に前記回転数Ｎｅとスロットル弁開度θとから予め定
めた大気圧下における吸気圧Ｐｍｊを予想し、この予想
吸気圧Ｐｍｊと前記回転数Ｎｅとから噴射量ＴＰ２を求
める。この予想吸気圧Ｐｍｊはスロットル弁開度θに追
随しており、したがってこの予想吸気圧Ｐｍｊから求め
られた噴射量ＴＰ２は、スロットル弁開度θ変動後の吸
入空気流量に最適な燃料噴射量である。

続いて前記スロットル弁開度θと、実際の吸気圧Ｐｍと
、予想吸気圧Ｐｍｊとから噴射量ＴＰ３を求める。この
噴射量ＴＰ３は、スロットル弁開度θの変動直後の噴射
量と、前記噴射１ＴＰ２との差に対応している。

こうして求めた噴射量ＴＰ２．ＴＰ３および基本噴射量
ＴＰＩを用いて、たとえば噴射量ＴＰ２゜ＴＰ３の和か
ら基本噴射量ＴＰＩを減算して、たとえば吸入空気の燃
焼室への遅れ補償を行うことによって、補正量ＴＭＩを
求める。

また実際の吸気圧Ｐｍの時間変化率に対応した、すなわ
ちサージタンクに貯留されている空気の影響に対応した
補正量ＴＭ２を求め、この補正量ＴＭ２と前記補正量Ｔ
ＭＩとを用いて、たとえば前記基本噴射量ＴＰＩと補正
量ＴＭＩとの和から、この補正量ＴＭ２を減算すること
によって、基本噴射量ＴＰＩを補正して、実際の燃料噴
射量ＴＡＵを求める。

これによってスロットル弁開度θが変動した過渡時の吸
入空気流量の変化に正確に追随して、サージタンクなど
の影響の考慮された燃料噴射量ＴＡＵで噴射を行うこと
ができ、空燃比を常に最適な値に保つことができる。

実施例 第１図は、本発明の一実施例のブロック図である。内燃
機関１３には複数の燃焼室Ｅ１〜Ｅｍが形成され、これ
らの−燃焼室Ｅ１〜Ｅｍには吸気管１５から燃焼用空気
が供給される。吸気管１５にはスロットル弁１６が介在
される。スロットル弁１６を介する燃焼用空気は、サー
ジタンク１４から各燃焼室Ｅ１〜Ｅｍ毎に個別に設けら
れた吸気管路Ａ１〜Ａｍに導かれる。各吸気管路Ａ１−
八［口には、それぞれ燃料噴射弁８１〜Ｂｍが設けられ
、各燃焼室Ｅ１〜Ｅｍにおける１回毎の爆発行程におい
て、後述する処理装置３１によって定められた燃料噴射
量ＴＡＵで噴射を行う、各燃焼室Ｅ１〜Ｅｍには、それ
ぞれ吸気弁Ｃ１〜Ｃｍと排気弁Ｄ１〜Ｄｍとが設けられ
る。内燃機関１３は、たとえば点火プラグＧ１〜Ｇｍを
有する４サモサージタンク１４には、吸気圧を検出する
ための圧力検出器１９が設けられるゆ吸気管１５には、
吸気温度を検出する温度検出器２７が設けられる。

内燃機関１３にはクランク角を検出するためのクランク
角検出器２８が設けられ、またスロットル弁１６の開度
θを検出するために弁開度検出器３０が設けられる。吸
気管１５のスロットル弁１６の上流側には、大気圧Ｐａ
を検出するための圧力検出器３８が設けられる。排気管
２０の途中には、酸素濃度検出器２１が設けられ、排ガ
スは三元触媒２２で浄化されて、外部に排出される。

マイクロコンピュータなどによって実現される処理装置
３１は、入力インタフェイス３２と、入力されるアナロ
グ信号をデジタル信号に変換するアナログ／デジタル変
換器３３と、処理回路３４と、出力インタフェイス３５
と、メモリ３６とを含む、メモリ３６は、リードオンリ
メモリおよびランダムアクセスメモリを含む０本発明の
実施例では、検出器１９，２８，３０．３８などからの
出力に応答して、燃料噴射弁Ｂ１〜Ｂｍから噴射される
１回の爆発行程毎の燃料噴射量ＴＡＵを制御する。

一方、自動車メーカでは、たとえば７６０ｍｍＨｇの予
め定めた大気圧下で、内燃機関１３の単位時間当りの回
転数Ｎｅとスロットル弁開度θとに対応した吸気圧Ｐｍ
ｊが測定される。この測定結果はたとえば第２図で示さ
れるようになり、スロットル弁開度θが大きくなるほど
、また内燃機関１３の回転数Ｎｅが小さくなるほど、吸
気圧Ｐｍｊが高くなる。第２図で示される測定結果は、
メモリ３６に、グラフまたは第３図で示されるようなテ
ーブルとしてストアされる。

第４図は、スロットル弁開度θの変化に対する吸気圧Ｐ
ｍ、Ｐｍｊの変化を示すグラフである。

たとえばスロットル弁開度θが、第４図（１）で示され
るように急激に大きくなったときには、予想吸気圧Ｐｍ
ｊはこのスロットル弁開度θに追随して、第４図（２）
で示されるように変化する。

これに対して実際の吸気圧Ｐｍは、前記スロットル弁開
度θから遅れて第４１（２）において破線で示されるよ
うに変化し、最終的には前記予想吸気圧Ｐｍｊと一致す
る。

上述のように実際の吸気圧Ｐｍに遅れが生じるのは、以
下の理由のためである。すなわちスロットル弁１６を介
する吸入空気は、加速時には、第５図（１）で示される
ように、サージタンク１４丙を高密度な空気で充足して
から、各吸気管路Ａ１〜Ａｍに流出する。これに対して
減速時には、スロットル弁１６を介する吸入空気流量が
減少しても、サージタンク１４内の高密度な空気が各吸
気管路Ａ１〜Ａｍに流出する。したがって本発明では、
このようなサージタンク１４の影響を考慮して、実際の
燃料噴射量ＴＡＵを以下のようにして求める。

第６図は、スロットル弁開度θが急激に変化した場合の
吸入空気流量Ｑの変化を示すグラフである。定常時（回
転数Ｎｅ＝Ｎｅｌ、スロットル弁開度θ＝θ１）では、
参照符ノ１で示される回転数Ｎｅと吸気圧Ｐｍとから求
められる内燃機関１３の吸入空気？Ｌｎ　Ｑ　１は、参
照符θ１で示されるスロットル弁開度θと吸気圧Ｐｍと
から求められるサージタンク１４の吸入空気流量と等し
く、Ａ点にある。したがって内燃機関１３の回転数Ｎｅ
が一定の場合、吸気圧Ｐｍが大きくなると吸入空気流量
Ｑが大きくなり、またスロットル弁開度がθ１で一定の
場合、吸気圧Ｐｍが小さくなると吸入空気流量Ｑが大き
くなって、燃料噴射量もこれに追随して大きくされる。

前記回転数Ｎｅがたとえば１０００　ｒ　ｐ　ｒｎの状
態で、スロットル弁開度がθ１のたとえば５°から、θ
２のたとえば１０°に変化したとき、実際の吸気圧Ｐｍ
および回転数Ｎｅは、これにすぐに追随することができ
ず、したがって理論上では、吸入空気流量Ｑの軌跡は、
参照符ノ２で示されるように、−旦、スロットル弁開度
θ２と、吸気圧Ｐｍとに対応した吸入空気流量Ｑ２のＢ
点に上昇し、その後、吸気圧Ｐｍの上昇に伴って、スロ
ットル弁開度θ２の軌跡を辿って降下し、予想吸気圧Ｐ
ｍｊによって決定される吸入空気流ｆｉＱ３の６点に至
る。また実際の内燃機関１３では、サージタンク１４等
の吸気経路の影響などから参照符！３で示されるような
軌跡を辿る。これに対して前述の先行技術で述べたよう
に、内燃機関１３の回転ＴＩＬＮｅと吸気圧Ｐｍの変化
に対応して吸入空気流量Ｑを求めたのでは、参照符ノ１
上の軌跡を辿ることとなり、第６図において斜線で示さ
れた吸入空気量分の燃料が不足し、空燃比はいわゆるリ
ーン状態となる。

このため本実施例では、先ず内燃機関１ゴの回転数Ｎｅ
と実際の吸気圧Ｐｍとに対応した基本噴射量ＴＰ１を求
める。したがってこの基本噴射量ＴＰ１は、スロットル
弁開度θの変動前の吸入空気流量Ｑ１に対応しており、
また比較的変動の小さい回転数Ｎｅを基にして求められ
ており、安定している。

次に前記回転数Ｎｅとスロットル弁開度θとから予め定
めた大気圧下における吸気圧Ｐｍｊを予想し、この予想
吸気圧Ｐｍｊと回転数Ｎｅとからスロットル弁開度θの
変動後の吸入空気流量Ｑ３に対応した噴射量ＴＰ２を求
める。

続いて圧力検出器１つによって検出される実際の吸気圧
Ｐ　ｒｏとスロットル弁開度θとから噴射量ＴＰ４を求
める。したがってこの噴射量ＴＰ４は、スロットル弁開
度θの変動直後の吸入空気流量Ｑ２に対応した噴射量で
ある。この噴射ｆｆ１ＴＰ４から前記噴射ＪＩＴＰ２を
減算することによって、噴射、１ｉＴＰ３が求められる
。したがってこの噴射量ＴＰ３は、スロットル弁開度が
θ１からθ２に変化する過渡時の吸入空気流量Ｑの変動
に対応しており、定常時にはＯとなる。

しかしながら実際の吸入空気流１：Ｑは、前述のように
サージタンク１４の影響などによって参照’ｆ’ｆ１３
で示されるように、なまった軌跡を辿る。

このため本実施例では、上述のように求められた基本噴
射ｆＴＰ１と噴射量ＴＰ２．ＴＰ３とから下式に基づい
て補正量ＴＭＩを求める。

ＴＭ１＝η（ＴＰ２＋ＴＰ３−ＴＰＩ）・・・（１）だ
だしηは吸入遅れ補正係数であり、吸入空気が燃焼室Ｅ
１〜Ｅｍに入るまでの時間遅れを考慮して決定され、た
とえば０．５程度に選ばれる。

また第２式に示されるように、実際の吸気圧Ｐｒｎの時
間変化率ΔＰｍ／Δｔの大きさ、すなわちサージタンク
１４の流入流出空気量に対応した補正ｊｉｉＴＭ２を求
める。

ただし■はサージタンク１４の容量である。この第２式
において、前記時間変化率ΔＰｍ／Δｔは、現在の実際
の吸気圧Ｐｍと、予め定めた時間、たとえば２０ｍ５ｅ
ｃ前の実際の吸気圧Ｐ　ｍｌ−＋　との差、すなわち、 ΔＰｍ ＝　Ｐ　ｍ　　Ｐ　ｍ　ｌ−＋　　　　　　’　−（３
）Δｔ から求められ、この時間変化率ΔＰ　ｒｎ　／Δｔと前
記サージタンク容量■とを、第４式で示されるように乗
算することによって、サージタンク１４に流入する空気
量と、サージタンク１４から流出する空気量との差、す
なわちサージタンク１４に貯留される空気ＭＱ４を求め
ることができる。

ｌ″２”　　　　　　　　　　・・・（４）Ｑ４＝Ｖ゛
　ユ。

したがってこの空気量Ｑ４を回転数Ｎｅで除算すること
によって、すなわちＱ　４　／　Ｎ　ｅから、上述のよ
うにサージタンク１４の流入流出空気量に対応した補正
量ＴＭ２を求めることができる。この補正量ＴＭ２と前
記補正量ＴＭＩと基本噴射量ＴＰ１とを用いて、第５式
で示されるようにして実際の燃料噴射量ＴＡＵを求める
。

ＴＡＵ＝ＴＰ　１　＋ＴＭ１−ＴＭ２　　　・・・（５
）このように第６図に示される内燃機関１３の回転数Ｎ
ｅと実際の吸気圧Ｐｍとに対応した基本噴射１ＴＰ１、
およびスロットル弁開度θと吸気圧Ｐｍ、Ｐｍｊとにそ
れぞれ対応した噴射量ＴＰ４゜ＴＰ２は、前述の予想吸
気圧Ｐｍｊと同様に、メモリ３６にテーブルとしてスト
アさる。

以上の説明では、予想吸気圧Ｐｍｊは予め定めたたとえ
ば７６０　ｍ　ｒｎ　Ｈｇの大気圧下における吸気圧と
して予想されており、また前記実際の吸気圧ｐ　ｍも同
様に、スロットル弁１６の上流側の大気圧は前記予め定
めた大気圧として、基本噴射ＩＴＰＩおよび噴射ＪＩＴ
Ｐ２．ＴＰ４が求められている。したがって高地などで
実際の大気圧Ｐａが変ｆヒした場合、誤差が生じる恐れ
があり、このため圧力検出器３８によって検出される実
際の大気圧Ｐａを用いて、以下のようにして前記吸気圧
Ｐｍ　ｊの補正を行う。

第７図〜第１１図は動作を説明するためのフローチャー
トであり、第７図は内燃機関１３の回転数Ｎｅを検出す
るための動作を表し、ステップｎ１においてクランク角
検出器２８によって検出された回転数Ｎｅが、アナログ
／デジタル変換器３３でデジタル変換されて、処理回路
３４に読込まれる。この動作は、前記アナログ／デジタ
ル変換器３３における変換動作のたび毎に行われる。

第８図は実際の吸気圧Ｐｍを検出するための動作を表し
、圧力検出器１９によって検出される実際の吸気圧Ｐｍ
が、アナログ／デジタル変換器３３によってデジタル変
換されるたび毎に行われる。

ステップｎｉｌでは、圧力検出器１つによって検出され
る実際の吸気圧Ｐｍがアナログ／デジタル変換されて読
込まれる。ステップｎ１２では、圧力検出器３８によっ
て検出される実際の大気圧Ｐａがアナログ／デジタル変
換されて読込まれる。

第９図はスロットル弁開度θを検出するための動作を表
し、ステップｎ２１において弁開度検出器３０によって
検出されたスロットル弁開度θが、アナログ／デジタル
変換器３３でデジタル変換されて処理回路３４に読込ま
れる。この動作は、前記アナログ／デジタル変換器３３
における変換動ｆヤのたび毎に行われる。

第１０図は補正量ＴＭ２を求めるための動作を表し、た
とえば２０ｍ５ｅｃ毎に行われる。ステップｎ３１では
、２０ｍ５ｅｃ前の実際の吸気圧Ｐｍｔ−１と現在の実
際の吸気圧Ｐｍとの差である実際の吸気圧Ｐｍの時間変
化率ΔＰｍ／Δｔが前述の第３式に基づいて算出される
。ステップｎ３２では、前述の第４式に基づいて、ステ
ップｎ３１で求められた実際の吸気圧Ｐｍの時間変化率
ΔＰｍ／Δｔにサージタンク１４の容量Ｖが乗算されて
、サージタンク１４に貯留される空気ｊｔＱ４が算出さ
れる。ステップｎ３３では、ステップｎ３２で求められ
た空気量Ｑ４が前述のステップｎ１で求められた回転数
Ｎｅで除算されて、こうしてステップｎ３１〜ステツプ
ｎ３３によって前述の第２式に基づいて補正ｆｉＴＭ２
を求めることができる。

第１１図は実際の燃料噴射量ＴＡＵを求めるための動作
を表し、たとえば内燃機関１３の一行程毎に行われる。

ステップｎ４１では、ステップｎ１で求められた回転′
ｔ＆Ｎ　ｅと、ステップｎ１３で求められた実際の吸気
圧Ｐｍとに対応した基本噴射量ＴＰＩがメメモリ３６か
ら読出される。ステップｎ４２では、ステップｎ２１で
求め“られなスロットル弁開度θと前記回転数Ｎｅとに
対応した予想吸気圧Ｐｍｊがメモリ３６から読出される
。

ステップｎ４３では、ステップｒ１４２で求められた吸
気圧Ｐｍｊが、ステップｎ１２で求められた実際の大気
圧Ｐａによって、前述の第６式で示されるようにして補
正される。

ステップｎ４４では、ステップｎ４３で求められた予想
吸気圧Ｐｍｊと前記回転数Ｎｅとに対応した噴射量ＴＰ
２がメモリ３６から読出される。

ステップｎ４５では、スロットル弁開度θと実際の吸気
圧Ｐｍとから求められる吸入空気流ｉＱ２に対応した噴
射量ｉＴＰ４がメモリ３６から読出される。ステップｎ
４６では、噴射量ＴＰ４から噴射量ＴＰ２が減算されて
噴射１ＴＰ３が求められる。こうして求められた基本噴
射量ＴＰ１と噴射量ＴＰ２．ＴＰ３とから、ステップｎ
４７で前述の第１式に基づいて補正量ＴＭＩが算出され
る。

ステップｎ４８では、第５式に基づいて実際の燃料噴射
量ＴＡＵが算出される。

このようにして実際の燃料噴射ＩＬＴＡＵを求めること
によって、スロットル弁開度θが急激に変（ヒした場合
における吸入空気流量Ｑの過渡的な変化の全域に亘って
、良好な応答性で、サージタンク１４等の吸気経路の影
響が考慮された最適な燃料噴射量ＴＡＵを求めることが
でき、空燃比の安定を図ることができる。また大気圧Ｐ
ａの変化にも追随することができる。

上述の実施例では、補正係数ηは吸入空気が燃焼室Ｅ１
〜Ｅｍに入るま□での時間遅れを考慮して決定されたけ
れども、本発明の他の実施例として、内燃機関１３の冷
却水温度に対応して決定されるようにしてもよく、また
サージタンク１４から燃焼室Ｅ１〜Ｅｍまでの吸気経路
の長さに対応して決定されてもよく、あるいは燃料噴射
弁Ｂ１〜Ｂｍから噴射された燃料が吸気管路Ａ１〜Ａ　
ｒｎの管壁に付着するのを考慮して決定されてもよい。

また上述の実施例で用いられた補正量ＴＭ２を、前記補
正量ＴＭＩが０以上の加速時には、ＴＰＩ≦ＴＡＵ≦Ｔ
Ｐ　１　＋ＴＭ　１　　　・・・（７）となるように、
また前記補正量ＴＭ１が０未満の減速時には、 ＴＰ１≧ＴＡＵ≧ＴＰ１＋ＴＰ１　　　・・・（８）と
なるように制限し、これによって、たとえば加速時にお
いて補正量ＴＭ２の最大値を補正量ＴＭ１に制限し、各
燃焼室Ｅ１〜Ｅｍへは、少なくとも基本噴射ＪＩＴＰＩ
が供給されるようにして、いわゆるエンストが防止され
るようにしてもよい。

効　　果 以上のように本発明によれば、内燃機関の単位時間当り
の回転数Ｎｅと実際の吸気圧Ｐｍとから求められる基本
噴射量ＴＰＩと、回転数Ｎｅとスロットル弁開度θとか
ら予想される予め定めた大気圧下における吸気圧Ｐｍｊ
と回転数Ｎｅとから求められる噴射１ＴＰ２と、スロッ
トル弁開度θと実際の吸気圧Ｐｍと予想吸気圧Ｐｍｊと
から求められる噴射量ＴＰ３とを用いて補正量ＴＭＩを
求め、またこの補正ｊｌＴＭ１と、実際の吸気圧Ｐｍの
時間変化率に対応した補正量ＴＭ２とによって前記基本
噴射量ＴＰＩを補正して、実際の燃料噴射ＭＴＡＵを求
めるようにしたので、スロットル弁開度θに急激な変化
の生じた過渡時においても、サージタンク等の吸気経路
などの影響の考慮された燃料噴射量ＴＡＵで噴射を行う
ことができ空燃比を常に最適な値に保つことができる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の一実施例のブロック図、第２図は内燃
機ｒＷｉ１３の各回転数Ｎｅにおけるスロットル弁開度
θと予想吸気圧Ｐｍｊとの関係を示すグラフ、第３図は
メモリ３６のストア内容を示す図、第４図はスロットル
弁開度θの変化に対する吸気圧Ｐｍ、Ｐｍｊの変化を示
すグラフ、第５図は吸入空気の流れを説明するためのサ
ージタンク１４の断面図、第６図は本発明の考え方を示
すスロットル弁開度θが急激に変ｆヒした場合の吸入空
気流、１ｉｔＱの変化を示すグラフ、第７図〜第１１図
は動作を説明するためのフローチャートである。 １３・・・内燃機関、１４・・・サージタンク、１５・
・・吸気管、１６・・・スロットル弁、１９．３８・・
・圧力検出器、２７・・・温度検出器、２０・・・排気
管、２８・・・クランク角検出器、３０・・・弁開度検
出器、３１・・・処理装置、３６・・・メモリ、Ａ１〜
Ａ　ｒｎ・・・吸気管路、８１〜Ｂｍ・・・燃料噴射弁
、Ｅ１〜Ｅｍ・・・燃焼室、０１〜０ｍ・・・点火プラ
グ 代理人　　弁理士　画数　圭一部 第２図 スロットル弁開度ｅ 第３図 回転数Ｎｅ

Claims (4)

【特許請求の範囲】
1. （１）内燃機関の単位時間当りの回転数Ｎｅと、実際の
   吸気圧Ｐｍとから基本噴射量ＴＰ１を求め、回転数Ｎｅ
   とスロットル弁開度θとから予め定めた大気圧下におけ
   る吸気圧Ｐｍｊを予想し、この予想吸気圧Ｐｍｊと前記
   回転数Ｎｅとから噴射量ＴＰ２を求め、 スロットル弁開度θと実際の吸気圧Ｐｍと予想吸気圧Ｐ
   ｍｊとから噴射量ＴＰ３を求め、 前記基本噴射量ＴＰ１と噴射量ＴＰ２、ＴＰ３とから補
   正量ＴＭ１を求め、 実際の吸気圧Ｐｍの時間変化率に対応した補正量ＴＭ２
   を求め、 前記基本噴射量ＴＰ１を補正量ＴＭ１、ＴＭ２で補正し
   て実際の燃料噴射量ＴＡＵを求めることを特徴とする内
   燃機関の燃料噴射量制御方式。
2. （２）前記補正量ＴＭ１は、燃焼室への吸入遅れ補正係
   数をηとするとき、 ＴＭ１＝η（ＴＰ２＋ＴＰ３−ＴＰ１） で求められ、前記実際の燃料噴射量ＴＡＵは、ＴＡＵ＝
   ＴＰ１＋ＴＭ１−ＴＭ２ で求められることを特徴とする特許請求の範囲第１項記
   載の内燃機関の燃料噴射量制御方式。
3. （３）前記補正量ＴＭ１が０以上の加速時には、ＴＰ１
   ≦ＴＡＵ≦ＴＰ１＋ＴＭ１ となるように、また前記補正量ＴＭ１が０未満の減速時
   には、 ＴＰ１≧ＴＡＵ≧ＴＰ１＋ＴＭ１ となるように、前記補正量ＴＭ１を制限することを特徴
   とする特許請求の範囲第２項記載の内燃機関の燃料噴射
   量制御方式。
4. （４）前記基本噴射量ＴＰ１、噴射量ＴＰ２、ＴＰ３お
   よび補正量ＴＭ２の算出に用いられる吸気圧Ｐｍ、Ｐｍ
   ｊは、実際の大気圧Ｐａによつて補正されることを特徴
   とする特許請求の範囲第１項または第２項または第３項
   記載の内燃機関の燃料噴射量制御方式。