JPH01182549A - 内燃機関の空燃比推定装置 - 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】 ［産業上の利用分野コ 本発明は、内燃機関のシリンダ内に流入する燃料混合気
の空燃比を推定する空燃比推定装置に関する。

［従来の技術］ 従来自動車用内燃機関においては、排気中の有害成分で
あるＨＣ，ＣＯ，ＮＯｘを浄化するための三元触媒が排
気系に備えられ、三元触媒による排気の浄化効率を良好
な状態に維持するために、内燃機関に供給される燃料混
合気の空燃比が理論空燃比となるよう、燃料噴射弁から
の燃料噴射量を、排気中の酸素）震度に基づき空燃比を
検出する空燃比センサからの検出信号に基づきフィード
バツク＃Ｊ御する空燃比制御装置が備えられている。

またこの種の装置では空燃比センサとして、通常、燃料
混合気が完全燃焼され、排気中の酸素分圧が略０となる
理論空燃比で出力値が反転する、チタニア等の遷移金属
酸化物を主成分とした入センサが使用され、これによっ
て空燃比がリーンかリッチかを判断して燃料噴射量を補
正するようにされている。

一方近年では空燃比を理論空燃比等の所望の空燃比に制
御する制御装置として、例えば特開昭５９−１９６９３
０号公報に記載の如く、燃料噴射量の補正値を制御人力
、空燃比センサを用いて検出される空燃比の実測値を制
御出力とし、該制御人力と制御出力との間に線形な近似
が成り立つものとして同定を行ない、内燃機関の動的な
振舞いを記述する物理モデルを求め、これに基づき設計
された制御則により燃料噴射量をフィードバック制御す
る線形制御理論に基づく制御装置が考えられている。

［発明が解決しようとする課題］ ところがこの種の制御押装置では、内燃機関に供給され
た燃料混合気の空燃比を制御出力として燃料噴射量をフ
ィードバック制御するため、たとえ空燃比を理論空燃比
に制御するような場合であっても、その空燃比を検出す
る空燃比センサとしては、従来一般に使用されている上
述のλセンサを使用する°ことはできず、空燃比をリー
ンからリッチにかけて連続的に検出し得るジルコニア等
の固体電解質を主成分とした高価な酸素センサを使用し
なければならなかった。

また近年では、内燃機関の減速運転時等、内燃機関の出
力トルクを必要としない運転領域で、燃費の向上のため
に、燃料混合気を内燃機関が失火しない程度の希薄混合
気に制御する所謂リーンバーン制御を行なうこ゛とも考
えられているが、リーンバーン制御実行時に空燃比をリ
ーン側の所定値に制御するには、空燃比センサとして少
なくとも空燃比をリーン側で連続的に検出し得るリーン
センサを使用しなければならず、従来より一般に使用さ
れている上述の入センサを使用することはできなかった
。

そこで本発明は、従来より空燃比制御装置で一般に使用
されている入センサを利用して、内燃機関の空燃比をリ
ーンからリッチにかけて連続的にしかも正確に推定でき
る空燃比の推定装置を提供することを目的としてなされ
た。

［課題を解決するための手段］ 即ち、上記目的を達するためになされた本発明は、第１
図に例示する如く、 燃料噴射弁Ｍｌからの燃料噴射量と内燃機関Ｍ２の運転
状態とに基づきシリンダＭ３内に流入する燃料量を推定
する燃料量推定手段Ｍ４と、内燃機関Ｍ２の運転状態に
基づきシリンダＭ３内に流入する空気量を推定する空気
量推定手段Ｍ５と、 上記各推定手段Ｍ４．Ｍ５の推定結果に基づきシリンダ
Ｍ３内に流入した燃料混合気の空燃比を推定する第１の
空燃比推定手段Ｍ６と、内燃機関Ｍ２の排気通路に設け
られ、排気中の酸素潤度に応じて空燃比のリーン・リッ
チを衷わす２値信号を発生する空燃比センサＭ７と、上
記第１の空燃比推定手段Ｍ６の推定結果に基づき上記空
燃比センサＭ７が感応する排気に対応した空燃比を推定
する第２の空燃比推定手段Ｍ８と、 上記空燃比センサＭ７から出力される２　（ｆｉ信号が
反転したとき、上記第２の空燃比推定手段Ｍ８で推定さ
れた空燃比と理論空燃比との偏差を算出する偏差算出手
段Ｍ９と、 該偏差算出手段Ｍ９の算出結果に基づき上記第１の空燃
比推定手段Ｍ６の推定結果を補正する補正手段ＭＩＯと
、 を備えたことを特徴とする内燃機関の空燃比推定装置を
要旨としている。

ここで燃料量推定手段Ｍ４及び空気量推定手段Ｍ５は、
内燃機関Ｍ２のシリンダＭ３内に流入する燃料量ｆｃ及
び空気量ｍを推定し、第１の空燃比推定手段Ｍ６でその
推定された燃料量ｆｃと空気量ｍとからシリンダＭ３内
での空燃比（＝ｍ／ｆｃ）を推定できるようにするため
のもので、燃料量ｆｃ及び空気量ｍの推定は、例えは以
下に説明する如き演算式を用いて行なうことができる。

まず内燃機関Ｍ２のシリンダＭ３内に流入する燃料量ｆ
ｃは、燃料噴射弁Ｍ１からの燃料噴射量ｑと、吸気管壁
面への付着燃料量ｆｖと、吸気管内部での蒸発燃料量ｆ
ｖとを用いそ次式（１）のように記述することができる
。

ｆｃ　　＝　α１φｑ＋ａ２辱ｆｗ＋　　α３令ｆｖ　
　　−奴１）即ち上記燃料量ｆｃは、燃料噴射弁Ｍ１か
らの噴射燃料の直接流入量α１・ｑと、その噴射燃料が
付着した吸気管からの間接流入量α２・ｆｗと、噴射燃
料或は壁面付着燃料の蒸発により吸気管内部に存在する
蒸発燃料の流入量α３・ｆｖとの総和であると考えられ
ることから、シリンダＭ３内に流入する燃料量ｆｃは上
式（１）のように記述することができるのである。

上式（１）において、燃料噴射量ｑは燃料噴射弁Ｍ１の
制御量によって定まるので、吸気管壁面への付着燃料量
ｆｗと吸気管内での蒸発燃料量ｆｖとを知ることができ
れば、燃料量ｆｃを予測することができる。

そこで次に上記付着燃料量ｆｗ及び蒸発燃料量ｆｖにつ
いて考える。

まず吸気管壁面への付着燃料量ｆｗは、吸気行程時のシ
リンダＭ３内への流入によって、吸気サイクル毎にその
一部α２が減少する他、吸気管内部への蒸発によって減
少し、吸気サイクルと同期して燃料噴射弁Ｍ１から噴射
される燃料噴射量ｑの一部α４が付着することによって
増加する。また所定時間当りの吸気管壁面からの燃料蒸
発量をＶｆとすると、吸気行程から次の吸気行程迄の燃
料蒸発量をα５・Ｖｆ／ωと記述することができる。

このため吸気管Ｍ１壁面への付着燃料量ｆｗは次式（２
）に示す如く記述できる。

ｆｖ（ｋ＋１）＝（１−α２）・ｆｗ（ｋ）＋α４・ｑ
　（ｋ）−α５・Ｖ　ｆ（ｋ）／ω（ｋ）　　・・・（
２）（但し、ｋ：吸気サイクル） 一方吸気管内部での蒸発燃料量ｆｖは、吸気行程時のシ
リンダＭ３内への流入によって、吸気サイクル毎にその
一部α３が減少する他、燃料噴射量ｑの一部α６が蒸発
することによって増加し、更に上記付着燃料の蒸発によ
って増加する。このため吸気管内の蒸発燃料量ｆｖは次
式（３）に示す如く記述できる。

ｆ　ｖ（ｋ＋１）＝（１−ａ３）　ｆ　ｖ（ｋ）＋　α
６φｑ　（ｋ）＋α５・Ｖ　ｆ（ｋ）／ω（ｋ）　　・
・・（３）次に内燃機関Ｍ２のシリンダＭ３内に吸入さ
れた燃料量ｆ　ｃ（ｋ）は、シリンダＭ３内の燃空比入
（空燃比の逆数）と、シリンダＭ３内に流入した空気量
ｍとから、次式（４）のように記述できる。

ｆｃ（ｋ）＝λ（ｋ）ｍ（ｋ）　　　−（４）したがっ
て上記各式の係数α１〜α６をシステム同定の手法によ
り決定すれば、次式（５）及び（６）に示す如く、内燃
機関Ｍ２の吸気サイクルをサンプリング周期として離散
系で表現された、吸気管壁面への付着燃料量と蒸発燃料
量とを状態変数とする状態方程式（５）及び出力方程式
（６）を得ることができ、これによって内燃機関での燃
料挙動を表す物理モデルが定まる。

＋（１−０４−α６）ｑ（ｋ）　　・・・（６）そこで
燃料量推定手段Ｍ４としては、例えば上記状態方程式（
５）を用いて吸気管壁面への付着燃料量ｆ−及び吸気管
内での蒸発燃料量ｆｖを推定し、その推定結果に基づき
上記出力方程式（７）を用いてシリンダＭ３内の燃料量
ｆｃ（＝入・ｍ）を推定するように構成すればよい。

尚この場合燃料噴射弁Ｍ１からの燃料噴躬量ｑと、吸気
管壁面からの燃料蒸発量Ｖｆを知る必要があるが、燃料
噴射弁からの燃料噴射量は、燃料噴射制御実行時に設定
される目標燃料噴射量（燃料噴射弁の制御＃）をそのま
ま使用すればよく、また燃料蒸発量Ｖｆは、次のように
求めることができる。

即ち、燃料蒸発量Ｖｆは、吸気管内での燃料の飽和蒸気
圧Ｐｓと吸気管内部の圧力（吸気管圧力）Ｐとの関数と
して求めることができる。また飽和蒸気圧Ｐｓは吸気管
壁面への付着燃料温度Ｔｆの関数で、付着燃料温度Ｔｆ
は内燃機関Ｍ２のウォータジャケット水温或は吸気ポー
ト付近のシリンダヘッド温度によって代表させることが
できるので、温度センサによりウォータジャケット水温
或はシリンダヘッド温度を検出し、その検出結果Ｔｆ　
　（°ＩＯをパラメータとする例えば次式（７）に示す
如き演算式を用いて、飽和蒸気圧Ｐｓを求めることがで
きる。

Ｐｓ　＝β１◆Ｔｆ２−β２◆Ｔｆ＋β３　　　　　・
（７）（但し、β１．β２．β３：定数） 従って燃料蒸発量Ｖｆは、つオータジャケット水温又は
シリンダヘッド温度を検出する温度センサからの検出信
号に基づき飽和蒸気圧Ｐｓを求めると共に、周知の吸気
圧センサを用いて吸気管圧力Ｐを検出し、これら各ｆｆ
ｆｌ　Ｐ　ｓ及びＰをパラメータとするデータマツプ或
は演算式を用いて推定することができる。

また燃料蒸発量’Ｖｆは、飽和蒸気圧Ｐｓによって大き
く変化するので、飽和蒸気圧Ｐｓをパラメータとする次
式（７）′ Ｖｆ　＝β４　　＊　Ｐｓ　　　　　　　　　　　　・
・（７）’−（但し、β４：定数） を用いて近似的に求めることもできる。

次にシリンダＭ３内に流入する空気量ｍは、例えば吸気
管圧力Ｐと吸気温度Ｔａｉと内燃機関Ｍ２の回転速度ω
とをパラメータとする次式（８）％式％（８） （但し、βＸ（ω）、βソ（ω）は回転速度ωの関数）
により容易に推定することができる。このため空気量推
定手段Ｍ５としては、内燃機関Ｍ２の運転状態として、
回転速度ω、吸気管圧力Ｐ及び吸気温度Ｔａｉをセンサ
により検出し、その検出、結果に基づき上式（８）を用
いて空気量ｍを推定するように構成すればよい。

また吸気管圧力Ｐと回転速度ωとをパラメータとするマ
ツプにより基本空気量を求め、その算出結果を吸気温度
によって補正することで空気量ｍを推定するように構成
してもよく、更にはエアフロメータにより吸気管内に流
入する空気量を検出し、その検出結果に基づき空気量ｍ
を推定するようにしてもよい。

次に第２の空燃比推定手段Ｍ８は、第１の空燃比推定手
段Ｍ６の推定結果に基づき空燃比センサＭ７が感応する
排気に対応した空燃比を推定するためのもので、例えば
以下の如く設定される演算式を用いて空燃比を推定する
よう構成すればよい。

つまりまず内燃機関Ｍ２の排気行程時に排気弁を通過す
る排気に対応した燃室比（即ちシリンダＭ３内の燃室比
）をλとし、排気弁及び排気通路を流れて空燃比センサ
Ｍ７を通過するときの排気に対応した燃室比を入Ｓとす
ると、これら各燃室比の関係は次式（９）の如く記述で
きる。

入５（ｔ）−λ（ｔ−ρ・ｓ−Ｌ／７１）　　−・・（
９）但し一ヒ式において、ρは排気密度、Ｓは吸気通路
の断面積、Ｌは排気弁がら空燃比センサ塩の距離、’ｒ
ｎは吸気流量を表わし、ρ・Ｓ　−Ｌ　／１−ｎによっ
て排気弁を通過した排気が空燃比センサに到着するのに
要する時間を記述している。

また排気弁からλセンサ塩の排気系の容積をＶｅとする
と、ｖｅ＝Ｓ−Ｌと記述できるので、上式（９）は次式
（１０）の如く記述できる。

λ５（ｔ）＝λ（を−ρ・Ｖｅ／７′ｎ）　　・・・（
１０）一方空燃比センサは周囲の排気に感応して信号を
発生する迄に時間がかかる。つまり空燃比センサはセン
サ内での排気の拡散等のために応答遅れを持っている。

そこで空燃比センサが感応する排気に対応した燃室比を
λｍとし、空燃比センサの時定数をτとすると、 ｄλｍ／ｄｔ＝−ｒ・λｍ十入ｓ　　　−（１１）とな
り、この微分方程式を解くことで、空燃比センサが感応
する排気に対応した燃空比λｍは次式（１２）の如く記
述できることとなる。

λｍ（ｔ）＝　ｅ−？ｔ・λｍ（０） ・・・（１２） そこで次に上式（１２）を吸気行程から吸気行程塩の時
間Ｔをサンプリング周期として離散化すると、次式（１
３）が求まる。

λｍ　（ｋ＋１）＝　ｅ−”・λｍ　（ｋ）＋（１−ｅ
−τｔ）λ（ｋ−ｄ）　　　−（１３）尚上式（１３）
において ｄ＝ρ◆Ｖｅ／Ｔ′ｒ１◆Ｔ ＝ρ・Ｖｅ　／ｍ　　　　　　　　・・・（１４）であ
る。

また上式（１３）においてｄが整数でない場合、ｄを越
えない整数をＩｄとし、 ｄ＝Ｉｄ＋Δｄ　　　　　　　　　・・・（１５）とす
ると、 λ（ｋ−ｃｌ）＝△ｄ・λ（ｋ−１ｄ−１）＋　（１−
Δｄ）◆入（ｋ−１ｄ）・・・（１６）となる。つまり
上式（１３）において、λ（ｋ−ｃｆ）は、第１の空燃
比推定手段Ｍ６で現時点（ｋ）から（Ｉｄ＋１）回前に
推定された燃空比λ（ｋ−１ｄ−１）と、同じく第１の
空燃比推定手段Ｍ６で現時点（ｋ）から（１ｄ）回前に
推定された燃空比λ（ｋ−１ｄ）とを用いて推定するこ
とができる。

このため第２の空燃比推定手段Ｍ８としては、第１の空
燃比推定手段Ｍ６で過去に推定された燃空比入（ｋ−１
ｃｌ−１）及びλ（ｋ−１ｄ）と、第２の空燃比推定手
段Ｍ８で前回推定した燃空比λｍ（ｋ）とから、上記（
１３）式を用いて空燃比センサＭ７が感応する排気に対
応した空燃比を推定するように構成することができる。

［作用］ 以上のように構成された本発明の空燃比推定装置では、
第１の空燃比推定手段Ｍ６が、燃料量推定手段Ｍ４で推
定された燃料量と、空気量推定手段Ｍ５で推定された空
気量とから、内燃機関Ｍ２のシリンダＭ２内の燃料混合
気の空燃比を推定し、第２の空燃比推定手段Ｍ８が、そ
の推定された空燃比に基づき空燃比センサＭ７が感応す
る排気に対応した空燃比を推定する。

また空燃比センサＭ７か′らの空燃比検出信号が反転す
ると（即ち空燃比センサが感応した排気に対応する空燃
比がリーンからリッチ又はリッチからリーンに反転する
と）、偏差算出手段Ｍ９が第２の空燃比推定手段Ｍ８が
推定した空燃比と理論空燃比との偏差を求め、補正手段
ＭＩＯがその算出された偏差に基づき第１の空燃比算出
手段Ｍ６の推定結果を補正する。つまり空燃比センサＭ
７からの空燃比検出信号が反転したときには空燃比セン
サが感応した排気に対応する空燃比が理論空燃比である
と考えられるので、このとき偏差算出手段Ｍ９で第２の
空燃比推定手段Ｍ８で推定された空燃比と理論空燃比と
の偏差を求めることで、第１の空燃比推定手段の推定結
果の実際の空燃比とのずれを算出し、その後その算出さ
れた偏差に基づき第１の空燃比推定手段Ｍ６の推定結果
を補正することで、その推定結果が実際の空燃比に対応
した値となるようにしているのである。

従って本発明によれは従来一般に使用されているλセン
サを用いて、内燃機関Ｍ２に供給された燃料混合気の空
燃比をリーンからリッチにかけて連続的にしかも精度よ
く推定することができるようになる。

［実施例コ 以下本発明の実施例を図面と共に説明する。

まず第２図は本発明が適用された内燃機関２及びその周
辺装置の構成を表す概略構成図である。

図において４はエアクリーナ６を介して空気を吸入する
吸気管を衷し、この吸気管４には、吸気量を制御するた
めのスロットルバルブ８、吸気の脈動を抑えるためのサ
ージタンク１０、その内部の圧力（吸気管圧力）Ｐを検
出する吸気圧センサ１２、及び吸気温度Ｔａｉを検出す
る吸気温センサ１３が備えられている。

一方１４は排気管で、排気中の酸素濃度から内燃機関２
に供給された燃料混合気の空燃比を検出するため、空燃
比のリーンとリッチとで反転する２値信号を出力する前
記空燃比センサＭ７としてのλセンサ１６や、排気を浄
化するための三元触媒コンバータ１８が備えられている
。

また当該内燃機関２には、その運転状態を検出するため
のセンサとして、上述の一吸気圧センサ１２、吸気温セ
ンサ１３及びλセンサ１６の他、ディストリビュータ２
０の回転から内燃機関２の回転速度のを検出するための
回転速度センサ２２、同じくディストリビュータ２０の
回転から内燃機関２への燃料噴射タイミングを検出する
ためのクランク角センサ２４、及び、内燃機関２のウォ
ータジャケットに取り付けられ、冷却水温ＴＨＩ、Ｉを
検出する水温センサ２６が備えられている。尚ディスト
リビュータ２０はイグナイタ２日からの高電圧を所定の
点火タイミングで点火プラグ２９に印加するためのもの
である。

そして上記各センサからの検出信号は、マイクロコンピ
ュータを中心とする論理演算回路として構成された電子
制御回路３０に出力され、燃料噴射弁３２を駆動して内
燃機関２への燃料噴射量を制御するのに用いられる。

即ち電子制御回路３０は、予め設定された制御“プログ
ラムに従って燃料噴射制御を実行するための演算処理を
実行するＣＰＵ４０、ＣＰＵ４０で演算処理を実行する
のに必要な制御プログラムや初期データが予め記録され
たＲ　０Ｍ４２、同じくＣＰＵ４０で演算処理を実行す
るのに用いられるデータが一時的に読み書きされるＲＡ
Ｍ４４、上記各センサからの検出信号を人力するための
人力ボート４６、及びＣＰＵ４０での演算結果に応じて
燃料噴射弁３２に駆動信号を出力するための出力ボート
４日、等から構成され、内燃機関２のシリンダ２ａ内に
流入する燃料混合気の燃空比入が理論燃空比（＝１７理
論空燃比）入「になるよう燃料噴射弁３２からの燃料噴
射量ｑをフィードバック制御するよう構成されている。

次にこのフィードバック制御に使用される制御系を第３
図及び第４図に示すブロックダイヤグラムに基づいて説
明する。尚、第３図は制御系を示す図であって、ハード
的な構成を示すものではなく、実際には第５図のフロー
チャートに示した一連のプログラムの実行により、離散
系として実現される。また本実施例の制御系は、前述の
（５）及び（６）式に示した物理モデルに基づき設計さ
れている。

第３図に示すように、本実施例の制御系では、まず上記
水温センサ２６で検出された冷却水温ＴＨＩＪは第１演
算部Ｐ１に人力される。すると第１演算部Ｐ１では、そ
の人力された冷却信号が前述の（７）式の如き演算式を
用いて吸気管４内での燃料の飽和蒸気圧Ｐｓに変換され
、更にその変換された飽和蒸気圧Ｐｓが、前述の（７）
′　　式の如き演算式により吸気管４の壁面に付着した
燃料の蒸発量Ｖｆに変換される。またその変換された蒸
発量Ｖｆは除算部Ｐ２に人力され、回転速度センサ２２
を用いて検出される内燃機関２の回転速度ωによって除
算される。そしてその除算結果Ｖｆ　／ωは係数ｆ５乗
算部Ｐ３に人力され、予め設定された係数ｆ５が乗算さ
れる。

また除算部Ｐ２の除算結果Ｖｆ／ωは状態変数推定部Ｐ
４にも出力される。状態変数推定部Ｐ４は、上述の（５
）式を用いて、燃料噴射弁３２からの燃料噴射量ｑと、
除算部Ｐ２の除算結果Ｖｆ　／ωと、前回推定した状態
変数量？Ｗ及び？Ｖとから、状態変数量、即ち吸気管４
壁面への付着燃料量付着燃料量ｆｗ及び吸気管４内での
蒸発燃料量蒸発燃料量ｆｖを推定するためのもので、そ
の推定結果？Ｗ及び？■には、夫々、係数ｆ１乗算部Ｐ
５及び係数ｆ２乗算部Ｐ６で係数ｆ１及びｆ２が乗算さ
れる。

一方回転速度センサ２２により検出される回転速度のは
、吸気圧センサ１２により検出される吸気管圧力Ｐや吸
気温センサ１３により検出される吸気温Ｔａｉと共に第
２演算部Ｐ７にも人力される。

第２演算部Ｐ７は、上述の（８）式の如き演算式を用い
て内燃機関２の回転速度ωと吸気管圧力Ｐと吸気温度Ｔ
ａｉとからシリンダ２ａ内に流入する空気量ｍを算出す
るためのもので、その算出結果は、第１乗算部Ｐ８及び
第２乗算部Ｐ９に出力される。

そして第１乗算部Ｐ８では、後述の燃空比推定部ＰＩ３
で推定されるシリンダ２ａ内に流入した燃料混合気の燃
空比入と第２演算部Ｐ９で算出された空気量ｍとが乗算
され、これによってシリンダ２ａ内に実際に流入した燃
料量（実燃料量）λｍが算出される。

また第２乗算部Ｐ９では、空燃比制御の目標値である理
論燃空比λｒと第２演算部Ｐ７で算出された空気量ｍと
が乗算され、これによってシリンダ２ａ内に流入すべき
燃料量（目標燃料量）λ「ｍが算出される。そして第２
乗算部Ｐ９で算出された目標燃料電入ｒｍは係数ｆ４乗
算部ＰＩＯに入力され、予め設定された係数ｆ４が乗算
される。

また第１乗算部Ｐ８及び第２乗算部Ｐ９の算出結果は共
に偏差算出部ｐＨに人力され、その偏差ｍ（入−人「）
が算出される。そしてその算出結果は逐次加算部Ｐ１２
で加算され、その算出結果には、係数ｆ３乗算部Ｐ１３
で予め設定された係数ｆ３が乗算される。

そしてこの乗算部Ｐ１３での乗算結果は、他の乗算部Ｐ
３．Ｐ５．Ｐ６．ＰＩＯでの乗算結果と共に、加算部Ｐ
１４〜Ｐ１７で加算され、これによって燃料噴射弁３２
からの燃料噴射量ｑが決定される。

このような本実施例の制御系は以下に説明する如く設計
されたものである。尚、この種の制御系の設計方法とし
ては、例えば、古田勝久著「実システムのデジタル制御
」システムと制御、Ｖｏｌ。

２８、ωｏ、１２（１９８４年）計測自動制御学会等に
詳しいので、ここでは簡単に説明する。また本実施例で
は、スミスーデエビソン（Ｓｍｉｔｈ−Ｄａｖｉｓｏｎ
）　　の設計法を使用するものとする。

上述のように本実施例の制御系は、前述の（５）及び（
６）式に示した物理モデルに基づき設計されている。こ
の物理モデルは非線形であるので、まず上記物理モデル
を線形近似する。

上記（５）　、　（６）式において、 ｙ（ｋ）＝入（ｋ）ｍ（ｋ）　−（１−ａ４−ａ６　）
　ｑ　（ｋ）・・−（１７） ｘ（ｋ）＝　［ｆ　ｗ（ｋ）　　ｆ　ｖ（ｋ）］　”　
　　　　−（１８）Ｏ＝　［α２　　α３コ　　　　　
・・・（２２）とすると、（５）、（６）式は ｘ（ｋ＋１）＝＠・ｘ　（ｋ）　＋　Ｉ’・ｑ　（ｋ）
＋■◆Ｖ　ｆ（ｋ）／ω（ｋ）・・・（２２）ｙ（ｋ）
＝　θ・ｘ（ｋ）　　　　　　　−・・・（２３）と記
述できる。

上式（２２）において右辺に外乱Ｗ（ｋ）が加わるもの
とし、このときの変数を添え時ａで表すと、上式（２２
）及び（２３）は次式（２２）　’、（２３）’に示す
如くなる。

ｘ　ａ　（ｋ＋１）＝Φｅｘａ（ｋ）＋ｆ　φｑ　ａ（
ｋ）＋ＩＩＬＶｆ（ｋ）／　（、）（１０＋Ｅ　−Ｗ（
ｋ）　　−（２２）’ｙａ（ｋ）＝θ・ｘ　ａ（ｋ）　
　　　　　　　　　　−（２］）’またｙ（ｋ）　＝ｙ
　ｒ　（目標１直）であるとすると、上式（２２）及び
（２３）は次式（２２）”、（２３）“に示す如くなる
。

ｘｒ　＝（Ｉｆ）◆ｘｒ　＋ｆφｑ　ｒ＋■・Ｖ　ｆ（
ｋ）／ω（ｋ）・・・（２２）”ｙ　ｒ　＝　（９◆ｘ
　ｒ　　　　　　　　　　　　　−＝（２３）”上式（
２２）’　、（２２）“及び（２３）’　、（２３）“
より、ｘａ（ｋ＋１）−ｘｒ＝＠　（ｘａ（ｋ）　−ｘ
ｒ）＋ｆ　（ｑ　ａ（ｋ）　−ｑ　ｒ　）　＋Ｅ−Ｗ（
ｋ）　−・・（２４）ｙ　ａ（ｋ）−ｙ　　ｒ　　＝Ｏ
（ｘａ（ｋ）−ｘ　ｒ　）　　＝−（２５）となり、（
２４）式において外乱Ｗはステ・ンブ状に変化するもの
とし、△Ｗ（ｋ）＝Ｗ（ｋ）−Ｗ（ｋ−１）＝　Ｏであ
るとすると、（２４）及び（２５）式より、△（ｘａ（
ｋ＋１）−ｘｒ）＝＠Δ（ｘａ（ｋ）−ｘｒ）十ｒΔ（
ｑ　ａ　（ｋ）　−ｑ　ｒ　）　　−（２４）’△（ｙ
ａ（ｋ）−ｙｒ） ＝θ△（ｘａ（ｋ）−ｘｒ）　　・・−（２５）’とな
る。

したがって上式（２４”）　’及び（２５）’より、線
形近似され、サーボ系に拡大された次式に示す如き状態
方程式が得られる。

次に上式（２６）を次式（２７）のようにみなす。

δＸ　（Ｋ＋１） ＝Ｐａ　　４　　δＸ　　（Ｋ）　　＋Ｇａ　　・　δ
ｕ　　（ｋ）　　−（２７）すると、離散形２次形式評
価関数は次式（２８）のように表現できる。

Ｊ＝Σ［δＸ”　（Ｋ）　・Ｑ・δＸ（に）十　δ　ｕ
　Ｔ　　（ｋ）　　　・　Ｒ・　　δ　ｕ　　　（Ｋ）
　　　コ−（２Ｅ？）ここで、重みパラメータメータ行
列Ｑ、　　Ｒを選択して、上記離散形２次形式評価関数
Ｊを最小にする人力δＵ（に）は次式（２９）で与えら
れる。

δｕ（Ｋ）＝Ｆ・δＸ（に）　　−（２９）従って、上
式（２６）における最適フィードバックゲインＦは次式
（３０）のように定まる。□Ｆ＝　−（Ｒ＋Ｇａ　丁　
・　１〜グ　＋Ｇａ）−’昏Ｇａ”＋ＩＭ令Ｐａ　　・
（３０） 但し、■は次式（３１）に示す離散形リカツチ方程式を
満たす止定対称行列である。

１Ｍ＝Ｐａ”　’Ｍ・　Ｐａ＋（Ｑ−（ＰａＴｓ　ＴＭ
・　Ｇａ）◆（ＩＲ＋Ｇ　ａ”　＋　ＩＭ　・Ｇ　ａ）
　−’・　（Ｇａ”◆ＩＭ◆Ｐａ）　　　−（３１）こ
れにより、Δ（ｑ　ａ（ｋ）　−ｑ　ｒ　）は、次式（
３２）のように求まる。

Δ（ｑａ（ｋ）−ｑ　ｒ）＝ （但し、Ｆ＝［ＰＩ　　Ｆ２］） 次に上式（３２）を積分すると、ｑａ（ｋ）−ｑｒは次
式（３３）の如くなる。

ｑ　ａ（ｋ）　−ｑ　ｒ　＝　Ｆ　ｌ　（ｘ　ａ（ｋ）
　−ｘ　ｒ　）＋素Ｆ２　（ｙ　ａ（ｊ）−ｙ　ｒ　）
−Ｆｌ　（ｘａ（０）−ｘ　ｒ） ＋（ｑ（０）−ｑｒ）・・・（３３） 上記（２２）“、（２３）”式の状態（即ちｙ（ｋ）＝
ｙ　ｒ）で上式（３３）の制御を行なうと、 ｑｒ＝Ｆ１ｘｒ−Ｆｌｘａ（０）＋ｙａ（０）−・−（
３４）となる。そこで（２２）”に上式（３４）を代入
すると、ｘｒ＝　［Φ十ｆＦ１］ｘｒ ＋Ｉｒ　（−Ｆｌｘａ（０）＋ｑ　ａ（０））＋■・Ｖ
　ｆ（ｋ）／ω（ｋ）・・・（３５）となり、ｘ　ａ　
（ｋ＋１）＝　ｘ（ｋ）　（ｋ−＋ｏｏ）とすると、ｘ
ｒ（ｋ）＝　［Ｉ［−＠−ＦＦＩ］　−’◆Ｎ’　（−
Ｆｌｘａ（０）＋ｑａ（０））＋　［ＩＩ−（Ｉ［）−
ｆＦ１］　−’・■◆Ｖ　ｆ（ｋ）／ω（ｋ）・・・（
３６）ｙ　ｒ（ｋ）＝（３［ＩＩ　−＠−Ｎ’ＦＩＩ　
−’・ｆ　（−Ｆｌｘａ（０）＋ｑ　ａ（０））＋ＯＣ
Ｕ−［Ｆｌ−ＦＦＩコ　−ト ■・Ｖ　ｆ（ｋ）／ω（ｋ）・・・（３７）となる。従
って −Ｆ　ｌｘ　ａ　（０）＋　ｑ　ａ　（０）＝［θ　［
１−＠−ＦＦＩコ　−＋、［コ　−１　ｙ　ｒ−［θ　
［ＩＩ　−＠−ｆ　Ｆｌ］　　−’　−Ｆコ　−１０−
　　［Ｉ［−＠−ｆＦ１コ　−ト ＩＩＩ・Ｖｆ（ｋ）／ω（ｋ）　　−（３Ｂ）となり、
上式（３８）において Ｆ３＝　　［ｅ　　［１−＠−ｆＦＩ］−’−Ｆコ　−
ゴ−（３！］）Ｆ４＝−［ｅ　　［ＩＩ−（Ｉｔ）−ｆ
Ｆ１コ　−１　　◆　Ｆｌ−”（３”　　［ＩＩ−ＣＩ
Ｄ−ｆＦ１コ　−’　　　　　　　　　　　−（４０）
とし、（３３）式に代入すると、 ｑ　ａ（ｋ）＝Ｆ　Ｉｘａ（ｋ）−１−ＥＦ２　（ｙ　
ａ（ｊ）　−ｙ　ｒ　）＋　Ｆ　３ｙ　ｒ　＋　Ｆ　４
Ｖ　ｆ（ｋ）／　（、）　（ｋ）・・・（４１）となる
。

従ってこの式（４１）に前述の（１６）及び（１７）式
を代入すると、 ｑ（ｋ）＝（Ｆ　ａ−ｆ　ｗ（ｋ）＋Ｆ　ｂ−ｆ　ｖ（
ｋ）＋斜Ｆ　ｃ・ｍ（ｊ）（λ（ｊ）−入ｒ）　＋　Ｆ
　ｄ−ｍ（ｋ）λｒ＋Ｆｅ・Ｖ　ｆ（ｋ）／ω（ｋ））
　／（１＋Ｆｄ　　（１−α４−α６））＝　ｆ　ｉｆ
ｗ（ｋ）＋ｆ２・ｆｖ（ｋ）＋＄　ｆ３・ｍｌ）・（λ
（ｊ）−人ｒ）　　＋　ｆ’４◆ｍ（ｋ）入ｒ＋　ｆ　
５’　Ｖ　ｆ（ｋ）／　ｗ　（ｋ）　　＝　（４２）と
なり、本実施例の制御系が設計できる。

次に上記状態変数推定部Ｐ４で推定された状態変数量？
ｗ、　　？ｖ、燃料噴躬噴射２からの燃料噴射量ｑ、及
び第２演算部Ｐ７で算出された空気量ｍは、燃空比推定
部Ｐ１Ｂに人力される。燃空比推定部１８は、本実施例
では空燃比センサとして排気中の酸素濃度がら空燃比が
リーンかリッチかを表わす２値信号を出力するλセンサ
が使用され、入センサ１６からの出力信号のみによって
上記制御に必要なシリンダ２ａ内に流入した燃料混合気
の燃空比を知ることができないので、上記人力される各
種演算結果とλセンサ１６からの検出信号に基づき燃空
比を推定するためのもので、第４図に示す如く構成され
ている。

図に示す如くまず当該燃空比推定部Ｐ１８では、状態変
数推定部Ｐ４で推定された状態変数量？冒。

？■及び燃料噴射弁３２からの燃料噴射量ｑが、前述の
燃料量推定手段Ｍ４としての燃料量推定部Ｐ２１に人力
され、前述の（６）式を用いて内燃機関２のシリンダ２
ａ内に流入する燃料量ｆｃが推定される。この燃料量推
定部Ｐ２１で推定された燃料量？Ｃは、第２演算部Ｐ７
で算出された空気量ｍと共に筒内燃空比推定部Ｐ２２に
人力され、シリンダ２ａ内での燃空比λ（＝？ｃ／ｍ）
を推定するのに用いられる。そして筒内燃空比推定部Ｐ
２２で推定されたシリンダ２ａ内の燃空比（筒内燃空比
）λには、前述の補正手段ＭＩＯとしての第１′４正部
Ｐ２３で後述の偏差算出部Ｐ２７の算出結果が加算され
、上記制御に用いる燃空比λ１として第１乗算部Ｐ８に
出力される。

尚この補正後の筒内燃空比λ１は薗内燃空比格納部Ｐ２
４に人力され、過去複数回（１０〜２０回程度）算出さ
れた燃空比入２．入３．・・・、入ｎと共に格納される
。

次に第２演算邪Ｐ７で算出された空気量ｍは、センサ感
応燃空比推定ＭＪＪＰ２５にも人力される。

センサ惑応燃空比推定部Ｐ２５は、前述の第２の空燃比
推定手段Ｍ８に相当し、入センサ１６が感応する排気に
対応した燃空比ムｍを推定するためのもので、前述の（
１４）〜（１６）式を用いて、筒内燃空比格納部Ｐ２４
に格納された筒内燃空比に基づき燃空比λｍを推定する
。そしてこの推定結果１１■には、第２補正部Ｐ２６で
偏差算出部Ｐ２７の算出結果が加算され、ｆ偏差算出部
Ｐ２７に人力される。

尚偏差算出部２７は、前述の偏差算出手段Ｍ９に相当し
、入センサ１６からの出力信号が反転したとき第２補正
部Ｐ２６を介して人力された燃空比ズｍと理論燃空比入
ｒとの偏差を算出する。

既述したように上記のような本実施例の制御系は電子制
御回路３０で実行される燃料噴射制御処理によって実現
される。以下この燃料噴射制御について第５図のフロー
チャートに基づいて説明する。なお、以下の説明では現
在の処理において扱ねれる量を添字（ｋ）で表す。

当該燃料噴射制御は内燃機関２の運転開始と共に起動さ
れ、内燃機関２の運転中常時繰り返し実行される。

処理が開始されると、まずステップ１ｏｏを実行して、
付着燃料量？　ｗｏ、蒸発燃料量？シ０．燃料噴射量ｑ
ｏを初期設定する。また続くステップ１１０では、過去
の薗内燃空比推定値λ１．入２．・・・。

入ｎの初期値として理論燃空比λ「を設定し、更に続く
ステップ１２０で、センサ惑応燃空比の推定値χｍ、偏
差Δλｍ、実燃料量λｍと目標燃料量λ「ｍとの偏差の
積分値Ｓｍλを初期設定する。

次にステップ１３０では、吸気圧センサ１２゜吸気温セ
ンサ１３９回転速度センサ２２．及び水温センサ２６か
らの出力信号に基づき、吸気管圧力Ｐ　（ｋ）、吸気温
度Ｔａ１（ｋ）、内燃機関２０回転速度ω（１（）、冷
却水温Ｔ　）ｆｌＪ（ｋ）を計測し、ステップ１４０に
移行する。

ステップ１４０では、上記計測した吸気管圧力Ｐ　（ｋ
）と吸気温度Ｔａ１（ｋ）と回転速度ω（ｋ）とに基づ
き、前述の（８）式又はデータマツプを用いてシリンダ
２ａ内に流入する空気量ｍ　（ｋ　）を算出する、前記
第２演算部Ｐ７としての処理を実行する。

また続くステップ１５０では、上記ステップ１２０で計
測した冷却水温Ｔ　ＩＩＷ（ｋ）に基づき、吸気管２ａ
壁面への付着燃料の蒸発量Ｖｆ−を求め、その値を回転
速度ω（ｋ）で除算し、前回の吸気行程から次の吸気行
程迄の間に吸気管４壁面から蒸発する燃料蒸発量Ｖｆｗ
（ｋ）　（即ち、Ｖ　ｆ（ｋ）／　（、）　（ｋ））を
算出する、第１演算部Ｐ１及び除算部Ｐ２としての処理
を実行する。

次にステップ１６０では、前回この処理を実行した際の
燃料噴射量ｑｏと、ステップ１５０で求めた吸気管壁面
からの燃料蒸発量Ｖｆｖ（ｋ）と、前回この処理を実行
した際に求めた付着燃料量？−０及び蒸発燃料量？ＶＯ
とから、前述の（５）式に基づき設定された次式（４３
）及び（４４）を用いて付着燃料量？ｗ（ｋ）及び蒸発
燃料量ｒν（ｋ）を夫々推定する、状態変数推定部Ｐ４
としての処理を実行し、ステップ１７０に移行する。

？ｗ＝　ａ　１◆ｆ　ｗｏ　＋　ａ２◆ｑ　ｏ　＋　ａ
３◆Ｖｆｕ（ｋ）　−（４３）？ｖ＝　ｂ　１・ｆ　ｖ
ｏ　＋　ｂ２◆ｑ　ｏ　＋　ｂ３・Ｖｆ、ｗ（ｋ）　−
（４４）そして続くステップ１７０では、空燃比の制御
目標である理論燃空比λｒとステップ１４０で求めた空
気量ｍ（ｋ）とを乗算して、シリンダ２ａ内に流入すべ
き目標燃料量λｒｍ（ｋ）を算出する第２乗算部Ｐ９と
しての処理を実行する。

次にステップ１８０では、前回この処理を実行した際に
求めた実燃料量λｍと目標燃料量大「ｍとの偏差の積分
値Ｓｍλと、上記ステップ１６０で求めた付着燃料量？
　ｗ（ｋ）及び蒸発燃料量？ｖ（ｋ）と、ステップ１７
０で求めた目標燃料量大ｒｍ（ｋ）と、ステップ１５０
で求めた燃料蒸発量Ｖｆｗ（ｋ）とから、前述の（４２
）式を用いて燃料噴射量ｑ　（ｋ）を算出する。

そして続くステップ１９０では、上記クランク角センサ
２４からの検出信号に基づき決定される燃料噴射タイミ
ングで、上記算出された燃料噴射量ｑ　（ｋ）に応じた
時間燃料噴射弁３２を開弁じ、燃料噴射を実行する。

ステップ１９０で燃料噴射が実行され、内燃機関２への
燃料供給が一旦終了すると、次にステップ２００に移行
し、上述の（６）式に基づき設定された次式（４５） ％式％（） を用いて、ステップ１６０で算出した付着燃料量？　ｗ
（ｋ）及び蒸発燃料量？ｖ（ｋ）と、ステップ１９で今
回燃料噴射を行なった燃料噴射量ｑ　（ｋ）とに基づき
、シリンダ２ａ内に流入する燃料量ｆｃを推定する、燃
料量推定部Ｐ２１としての処理を実行し、ステップ２１
０に移行する。

そしてステップ２１０では、その推定されたシリンダ２
ａ内の燃料量？　ｃ（ｋ）を、ステップ１４０で求めた
空気量ｍ（ｋ）で除算して、シリンダ２ａ内での燃空比
ズ（ｋ）を推定する、箇内燃空比推定部Ｐ２２としての
処理を実行する。

次にステップ２２０では、上記（１４）を用いて、ステ
ップ１４０で求めた空気量ｍ（ｋ）に基づき、シリンダ
２ａから排出された排気がλセンサ１６位置迄輸送され
るのに要する吸気行程数ｄを算出し、ステップ２３０に
移行する。そしてステップ２３０では、その吸気行程数
ｄの整数をＩｄ、１未満の値をΔｄとして設定し、ステ
ップ２４０に移行して、現時点（ｋ）から°（ｌｃｌ＋
１）回前に推定された燃空比ズ（ｋ−１ｄ−１）と、現
時点（ｋ）から（１ｄ）回前に推定された燃空比ズ（ｋ
−１ｄ）とをＲＡＭ４４から読み出し、前述の（Ｉ６）
式を用いてλセンサ１６位置での排気に対応した燃空比
λ（ｋ−ｄ’）を算出する。

また続くステップ２５０では、λセンサ１６の時定数τ
に基づき、λセンサ１６が感応する排気に対応した燃空
比λｍ（ｋ）を求めるための前記（１３）式におけるｅ
−τｔをβとして算出し、続くステップ２６０に移行し
て、前述の（１３）に基づき設定された次式（４６） ％式％（１） を用いて燃空比λｍ（ｋ）を算出する、センサ惑応燃空
比推定部Ｐ２δ及び第２補正部Ｐ２Ｂとしての処理を実
行する。

尚ステップ２５０でｅ　−’ｌ　ｔを算出するには、予
め回転速度ωをパラメータとするｅづｔ算出用のマツプ
を設定しておき、これを用いてｅ−？ｔを算出するよう
にすればよい。

このようにして入センサ１６が感応する排気に対応した
燃空比λｍが算出されると、続くステップ２７０に移行
し、λセンサ１６からの出力信号入０が旧ｇｈレベルか
らＬｏｗレベル、或はＬｏ−レベルから旧ｇｈレベルに
反転したか否か、即ち入センサ１６によって検出される
空燃比がリッチからリーン、或はリーンからリッチに反
転したか否かを判断する。そしてλセンサ１６からの出
力信号入０が反転した場合には、現時点でのλセンサ１
６による惑応燃空比λｍ（ｋ）が理論燃空比λｒである
と判断してステップ２８０に移行し、理論燃空比λ「と
上記ステップ２６０で推定したズｍとの偏差△λｍを算
出する偏差算出部Ｐ２７としての処理を実行した後、ス
テップ２９０に移行し、そうでなければそのままステッ
プ２９０に移行する。

そしてステップ２９０では、ＲＡＭ４４に格納されてい
る過去の燃空比データを−っずっ繰上げ、更新し、ステ
ップ３００に移行して、上記ステップ２１０で今回推定
した燃空比ズ（ｋ）に上記算出した八λｍを加算して燃
空比ズ（ｋ）を補正し、ＲＡＭ４４内に最新の燃空比デ
ータλ１として格納する。

また次にステップ３１０では、上記求めた最新の燃空比
データλ１と空気量ｍとから内燃機関２のシリンダ内に
実際に流入した燃料量を算出し、その値λ１ｍと上記ス
テップ１７０で求めた目標燃料量λｒｍ（ｋ）との偏差
を、前回求めた積分値Ｓｍλに加算して積分値Ｓｍ入（
ｋ）を求める、といった手順で逐次加算部Ｐ１２として
の処理を実行し、ステップ３２０に移行する。そしてス
テ・ンプ３２０では、次回の処理で付着燃料量？Ｗ及び
蒸発燃料量？Ｖを推定するために用いる付着燃料量７ｗ
ｏ。

蒸発燃料量？ＶＯ，及び燃料噴射量ｑｏとして、今回ス
テップ１６０及びステップ１８０で求めた付着燃料量？
ｗ（ｋ）、蒸発燃料量？ｖ（ｋ）、及び燃料噴射量ｑ　
（ｋ）を設定し、再度ステップ１３０に移行する。

以上説明したように本実施例の燃料噴射制御装置では、
シリンダ２ａ内に流入する燃料量ｆｃと空気量ｍとから
内燃機関２に供給された燃料混合気の燃空比（即ち箇内
燃空比）λを推定すると共に、その推定結果ズに基づき
入センサ１６が感応する排気に対応したセンサ感応燃空
比λｍを推定し、入センサ１６からの検出信号λ０が反
転したときに、センサ感応燃空比の推定結果ズｍと理論
燃空比λ「との偏差△λｍを求め、その算出結果に基づ
き筒内燃空比の推定値ズを補正することにより、制御に
用いる筒内燃空比λ１を求めるようにされている。

従って、第６図に示す如く、筒内燃空比の推定結果ズが
実際の燃空比入からずれていたとしても、そのずれ量△
λがλセンサ１６からの検出信号λ０が反転する度にセ
ンサ感応燃空比の推定結果Ｉｍと実際のセンサ感応燃空
比（即ち理論燃空比）入ｒとの偏差Δλｍとして算出さ
れ、これによって箇内燃空比の推定結果ズが補正される
ため、制御に用いる筒内燃空比λ１は実際の燃空比λと
一致する。

このように本実施例の燃料噴射制御装置によれば、従来
より一般に使用されているλセンサを用いることで、内
燃機関２に供給された燃料混合気の燃空比（即ち空燃比
）をリーンからリッチにかけて連続的に、しかも精度よ
く推定することができるようになる。

［発明の効果コ 以上詳述したように本発明の空燃比推定装置によれば、
従来より一般に使用されているλセンサを用いて、空燃
比をリーンからリッチにかけて連続的に精度よく推定す
ることができるようになり、従来のように空燃比のリー
ン域又は全域で空燃比を検出するためにジルコニア等の
固体電解質を用いて作成される特別な空燃比センサを用
いることなく所望の空燃比を検知することが可能となる
。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の構成を表すブロック図、第２図乃至第
６図は本発明の実施例を示し、第２図は内燃機関及びそ
の周辺装置を表す概略構成図、第３図はその制御系を示
すブロックダイヤグラム、第４図は燃空比推定部１８の
機能を表わすブロックダイヤグラム、第５図は燃料噴射
制御を表わすフローチャート、第６図は燃空比の推定動
作を説明する線図、である。 Ｍｌ、３２・・・燃料噴射弁　Ｍ２，２・・・内燃機関
Ｍ３．２ａ・・・シリンダ　Ｍ４・・・燃料量推定手段
Ｍ５・・・空気量推定手段 Ｍ６・・・第１の空燃比推定手段 Ｍ７・・・空燃比センサ（１６・・・λセンサ）Ｍ８・
・・第２の空燃比推定手段 Ｍ９・・・偏差算出手段　　ＭＩＯ・・・補正手段３０
・・・電子制御回路

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 燃料噴射弁からの燃料噴射量と内燃機関の運転状態とに
   基づきシリンダ内に流入する燃料量を推定する燃料量推
   定手段と、 内燃機関の運転状態に基づきシリンダ内に流入する空気
   量を推定する空気量推定手段と、 上記各推定手段の推定結果に基づきシリンダ内に流入し
   た燃料混合気の空燃比を推定する第１の空燃比推定手段
   と、 内燃機関の排気通路に設けられ、排気中の酸素濃度に応
   じて空燃比のリーン・リッチを表わす２値信号を発生す
   る空燃比センサと、 上記第１の空燃比推定手段の推定結果に基づき上記空燃
   比センサが感応する排気に対応した空燃比を推定する第
   ２の空燃比推定手段と、 上記空燃比センサから出力される２値信号が反転したと
   き、上記第２の空燃比推定手段で推定された空燃比と理
   論空燃比との偏差を算出する偏差算出手段と、 該偏差算出手段の算出結果に基づき上記第１の空燃比推
   定手段の推定結果を補正する補正手段と、を備えたこと
   を特徴とする内燃機関の空燃比推定装置。