JPH02256850A - 内燃機関の燃料制御装置 - 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〕 この発明は、自動車に搭載される内燃機関の燃料制御装
置、特に電子制御燃料噴射装置に関するものである。 〔従来の技術〕 従来の燃料制御装置の・例としては種々のものがあるが
、ここでは、特開昭６０−２１２６４３号公報に開示さ
れた従来例を例にとり説明する。第７図は、従来の内燃
機関の燃料制御装置を示す構成図である。第７図におい
て、（ＩＪはエアークリーナ、（２）は吸入空気流量を
計測するエアーフローメータ、（３）はスロットル弁％
（４）は、吸気マニホールド、（５）はシリンダ、（６
）は機関の冷却水温を検出する水温センサ、（７）はク
ランク角センサ、（８）は排気マニホールド、（９）は
排気ガス成分濃度（例えば酸素濃度）を検出する排気セ
ンサ、αＧは燃料噴射弁、（ロ）は点火プラグ、（２）
は制御装置である。 クランク角センサ（７）は、例えばクランク角の基準位
置毎Ｃ４気筒機関では１８０度毎、６気筒機関では１２
０［毎）に基準位置パルスを出力し、また本位角度毎（
例えば１度毎）に単位角パルスを出力する。制御装置＠
内に於いて、この基準位置パルスが入力された後の単位
角パルスの数を計算することによって、その時のクラン
ク角を知ることができる。また、単位角パルスの周波数
又は周期を計測することによって、機関の回転速度を知
ることも出来る。 なお、第７図の例に於いてはディストリビュータ内にク
ランク角センサ（７）が設けられている場合を例示して
いる。 制御装Ｎ（２）は、例えば、ＣＰＵ　、　ＲＡＭ　ｌＲ
ＯＭ　１人出力インターフェース等からなるマイクロコ
ンピュータで構成さｊ１エアーフローメータ（２）から
与えられる吸入空気流量信１ｉ）８１、水温センサ（６
）から与えられる水温信号Ｓ２、クランク角センサ（７
）から与えられるクランク内側＠Ｓ３、排気センサ（９
）から与えられる排気信号Ｓ４、及び図示しないバッテ
リー電圧信号やスロットル全閉信号等を入力し、それら
の信号に応じた演算を行って機関に供給すべき燃料噴射
量を算出し、噴射信号Ｓ５を出力する。 この噴射量＠Ｓ５によって、燃料噴射弁００が作動臥機
関に所定量の燃料を供給する。 制御装置（２）内に於ける燃料噴射量Ｔｉの演算は、例
えば次の式によって行われる。 ＴｉｍＴｐｘ（１−＋Ｆｔ＋ＫＭＲ／１００）ｘβ＋Ｔ
ｓ　　　　　　・・・（１）式（１］に於いて、Ｔｐは
基本噴射量であり、例えば、吸入空気流量をＱ、機関の
回転速度をＮ、定数をＫとした場合にＴ　ｐ　−Ｋ　ｘ
　Ｑ　／　Ｎで求められろ。 また、Ｆｌは機関の冷却水温に対応した補正係数であり
、例えば冷却水淵度が低いほど大きな値となる。また、
ＫＭＲは昼負荷時に於ける補正係数であり、例えば第８
図に示す如く、基本噴射量’ｒｐ（ｍｓ）と回転速度Ｎ
（ｒｐｍ）とに応じた値としてあらかじめデータテーブ
ルに記憶されていた値からテーブル・ルックアップによ
って読み出して用いる。 Ｔａは、バッテリー電圧による補正係数であり、燃料噴
射弁αＧを駆動する電圧の変動を補正する為の係数であ
る。また、βは排気センサ（９）からの排気信号Ｓ４に
応じた補正係数であり、このβを用いることによって混
合気の空燃比を所定の値、例えば理論空燃比１４．６近
傍の値にフィードバック制御することが出来る。但し、
この排気信＠Ｓ４によるフィードバック制御を行ってい
る場合には、常に混合気の空燃比が一定の値となるよう
に制御されるので、冷却水温による補正や、高負荷によ
る補正が無意味になる。従って、排気信号Ｓ４によるフ
ィードバック制御は、水温による補正係数Ｆｔや高負荷
における補正係数ＫＭＲが零の場合のみ行われる。各補
正の演算とセンサ類との関係を示すと、第９図の様にな
る。 第９図は、各補正の演算とセンサ類との関係を示す関係
図であり、例えば、エアフローメータ（２）から出力さ
れる信号は基本噴射量、高負荷補正、始動噴射量の演算
に関係していることを示している。 〔発明が解決しようとする課題〕 従来の燃料制御装置は上記のように構成されており、吸
入空気流量Ｑをエアーブローメータ（２）によって計測
し、この値を機関回転速度Ｎで割ることによって基本噴
射ｉ１：Ｔｐを得ていたので、エフ　−フローメータ１
２）は灯料制御装置のなかでも最も基礎的なセンサとな
っていた。従って、以下のような欠点を有していた。 ■一般に、エアーフローメータはサージタンクの上流に
設置されるため過渡時に於いてはエアー７０−メータが
機関に吸入される空気流量ばかりでなく、吸気管内にた
まる空気量の変化（即ち吸気管内に流れ込む空気流量）
も合せて計測してしまうので、過渡時実際に機関に吸入
される空気量の計測が困難であり、過渡時空燃比の制御
性を悪化させる。 ■大きなエアー７０−メータを用いなければならないの
で搭載性が悪い。 ■エアーフローメータの出力をそのまま噴射量の決定に
用いるため、高い精度のエアー７０−メータを必要とす
る。 最近、上記の欠点を除去すべく、燃焼室内の圧力を計測
して充填空気量を計算する手法が提案されている。例え
ば、特開昭５９−２２１４３３　＠公報に拠れば、第１
０図に示すように、圧縮下死点ｒＢＤｃ１と圧縮上死点
前４０度（ＢＴＤＣ４０°）での筒内圧力差をＪとする
と、第１１図に示すように充填空気ｆｉ（Ｇａ）と筒内
圧力差（♂）とは線形関係にある。このことを利用して
αから充填空気量を算出ｔ７ている。しかしながら、こ
の方法は、筒内圧センサのゲインの影響をそのまま受け
るという欠点を有していた。 なぜなら、ゲインが変化すると、同一充填空気量に対す
る圧力差♂も同時に変化するからである。 この発明は、上記のような従来技術の問題点を解決する
ためになされたもので、機関各気筒に吸入される充填空
気量を計測し、過渡時においても実際に機関に吸入され
る充填空気量の計測を可能にして空燃比機関を所定の値
に制御できると共に、搭載性が良く、かつ、燻焼室内の
圧力を検出する圧力センサの出力ドリフトやゲインの変
動またはバラツキに影響されること焦く燃料噴射量を決
定できる燃料制御装置を提供することを目的とする。

【課題を解決するための手段〕

この発明【こ係る内燃機関の燃料制御装置は、圧力セン
サにより圧縮行程中の任意の２つのクランク角に同期し
て内燃機関の気筒内圧力差を計測する計測手段、計測し
た気筒内圧力差を内燃機関の任意の基準状態で得られる
気筒内圧力差で正規化する正規化手段、及びこの正規化
した信号と任意の基準状態における充填空気量を表す量
との稍を求め、この積に基づき内燃機関の基本燃料噴射
量を決定する噴射量決定手段を備えたものである。 〔作用〕 この発明における計測手段によりポリトロープ変化が成
立する範囲の任意の二点のクランク角での筒内圧のクラ
ンク角Ｉこ対する差分を検出し、この値を正規化手段に
よって機関の任意の基削状態での前記筒内圧の二点のク
ランク角に対する差分で正規化する。さらに噴射量決定
手段によって正規化した信号と機関の任意の基準状態で
の充填空気量との積の値に基づいて本来噴射なを決定す
るようにしたので、圧力センサの出力ドリフトやゲイン
の変動やバラツキの影響を受けるこト無く基本噴射量の
決定ができ、過渡時においても空燃比の制御精度を高め
ることができる。 〔実施例〕 以下、この発明の一実施例を図に基いて説明する。第１
図において、ωやは焼室内の圧力を検出する圧力センサ
で、例えば筒内圧センサ、Ｑ４）は吸入空気湯度を検出
する吸気温センサ、（至）は大気圧を検出する大気圧セ
ンサである。ここで、この一実施例に係る燃焼室内の圧
力を検出する筒内圧センサ（至）の正面図を第２図（ａ
ｌ、その１ｂ−１ｂ線断面図を第２図（ｂ）に示す。第
２図（０１は筒内圧センサ（２）を取り付けた状態を拡
大して示す一部断面図である。 図において、（１３Ａ）は圧電素子であり、点火プラグ
ＯＢとシリンダヘッドαＯとの間に締め付けて総着され
るガスケットタイプのものを用いている。 この発明は、燃焼室内の圧力を検出する筒内圧センサに
より圧縮行程中の任意の二つのクランク角（例えば圧縮
下死点後９０度と圧縮上死点前４０度のクランク角）に
同期して内燃機関の筒内圧力差を計測し、この信号を機
関の任意の基準状態（例えばスロットルバルブ全開状態
やアイドル状態）で得られる筒内圧力差で正規化した信
号を求め、この信号と任意の基準状態における充填室／
２量を表すＪＩｌ、（例えば充填効率と標準状態におい
て気筒に充填される空気量との積）との積を求め、この
積に基づき機関の基本燃料噴射量を決定するものであり
、このところを図を用いて詳細に説明する。 第３図はクランク角θに対する圧力Ｐを示す特性図であ
り、破線ＣＡ）は機関の任意の基準状態、例えば、スロ
ットルバルブ全開時の吸気及び圧縮行程での筒内圧、実
線（Ｂ）は任意の機関の状態での筒内圧を表している。 圧縮行程中の任意の一つのクランク角を０２、もう一つ
のクランク角をａｌとし、クランク角θ１に対応する筒
内圧をＰｌ、気筒容積をｖｌ、クランク角θ２に対応す
る筒内圧をＰ２、気筒容積をｖ２とする。一般に、圧縮
行程中の適当なりランク角の範囲では筒内圧Ｐと機関の
容積Ｖとの関係はポリトロープ変化で与えられるからｐ
ｙｆｌ＝一定　　　　　　　　　・・・（２）が成立す
る。したがって、Ｐ２とＰｌの関係は次式で与えられる
。 Ｐ２−ＰＩ（Ｖｌ／Ｖ２）”　　、　　　　　−１３１
このため、Ｐ２とＰＩの差△Ｐ２１　は、△Ｐ２１−Ｐ
Ｉ　（（￥１／Ｖｌ”−１）　　　　　−（４）となる
。ここで、ｎはポリトロープ指数で、一般には空気の比
熱比により小さな数である。式（４）で自、ｖ２は既知
であり、ｎはあらかじめ検定してその値を知ることがで
きることを考えると、式（４）は差圧ΔＰ２１を計測す
ることによって、圧力Ｐｉを計測できることを示してい
る。今、第３図の破線（Ａ：機関の任意の基準状態）の
場合のΔＰ２１に相当する値をΔＰ２１Ｆとし、実線間
の場合のそれをそのままΔＰ２１で表すと、△Ｐ２２を
１２２１ｒで正規化すると式（４）から次式が成立する
。ただし、ここでは機関の状態によって、ポリトロープ
指数ｎは変化しないものとした。 次に、状態方程式から、 ｐＩＶｌ　−ＧｚＲＴＩ Ｇｘ　　ｓ＋　　Ｇａ　　＋Ｇｒ となる。 排気ガス残留率ηｅを次式で定義すると、ηｅツＧｒ／
α となり、Ｐｌは、 Ｐｉ　−Ｇａ（１＋Ｇｒ／Ｇａ　）ＲＴＩ／Ｖｌ−Ｇａ
ＲＴ１／（Ｖｌ（１−η６）） で表される。ここに、Ｒは気体定数、ＴＩはクランク角
θｌでのガス温度、Ｇｍは充填空気量、Ｇｒは筒内ガス
量Ｇｘ中に含まれる残留排ガスである。さらに、充填効
率の定義から Ｇｍ■ηａＧ。 である。ここでＧｏは標準穴２状態（Ｐｏ、Ｔｏ）で筒
内に吸入される空気量である。従って、最終的にＰｌは
次式で示される。 ＰＩ　−ηａＧｏＲＴ１　／　（Ｖｌ　（１−ｙ７ｅ　
１１よって、機関の基準状態でのＰｌをＰｌｒで表せば
、式（５）は次のようになる。 ΔＦ２１ｒ　　　　　　ηａｒＴｌｒ ここで、ｒは機関の任意の基準状態における諸量である
ことを示す。 第４図は式（６）の左辺△Ｐ２１／ΔＰ２１ｒを吸気圧
力を大気圧で正規化した正規化吸気圧力に対して図示し
た特性図を示しており、横軸は正規化吸気圧、縦軸はΔ
Ｐ２１／△Ｐ２１ｒであり、実線はＮｍ１５００ｒｐｍ
ｓ破線はＮＮ−３０００Ｐｐの時の特性を示している。 な払第４図は例として機関の任意の基準状態としてスロ
ットルバルブ全開の場合をとって示している。 吸気圧力と充填空気量とはおおむね比例関係にあるから
、第４図は式（６）の左辺が充填空気量を良く表してい
ることを示している。後述するように、この図は機関に
固有の特性を表している。 次に、式（６）を式（１」の形すなわち燃料噴射量Ｔｉ
の形に表す。式（６）を充填空気量の形で表すと、△Ｐ
２１　　　　　Ｔｌｒ ηｏＧｏ麿　　　　　　　　　× 八Ｐ２１ｒ　　　　　’ｒｌ ηｅＧｏに対し、要求される空燃比になるような燃料供
給量Ｏｆは、式（７）から Ｇｆ麿Ｆ／Ａ７７０ＧＯ となる。 ココニ、Ｆ／Ａは要求燃望比である。この燃料１を供給
するための燃料噴射量をＴｉとすると、式【１】に対応
して、 ここで、’ｒｐは で表される基本燃料噴射量である。すなわら、燃料噴射
量Ｔｉは式（９）で与えらねる基本燃料噴射量１ｐＰに
温度と排ガス残留率に関する補正を行ってやれば良いこ
とになる。菖い換えれば、あらかじめ、機関１こ対して
ηｏｒの値さえ検定してマイコン内のＲＯＭに記憶させ
ておけば（Ｇｏは定数）、実際に車載された筒内圧セン
サで車載状態でのΔＰ２１とΔＰ２１ｒを計測、除算に
よってΔＰ２１／ΔＰ２１　ｒを演算し、この値とηｅ
ｒをＲＯＭから呼び出してその積を演算することによっ
て基本燃料噴射ｆｆ１Ｔｐを算出できる。さらに、温変
と排ガス残留率に関する基本係数（Ｔｒ／Ｔ）　ｘ　（
１−ｒｙｅ　）／（１−ηａｒ　１をあらかじめ検定し
ておき（後述するようにＲＯＭに格納しておき）、車載
状態で呼び出してＴｐとの積を取ること（こよって、燃
料噴射量Ｔｔを求めることができる。 実際の機関で以上のことを実行するためには機関の任意
の基準状態としては始動時

【実質的にスロットル全開に
相当）を取る必要がある。なぜなら、始動は真っ先に機
関が経験する状態であるからである。一方、機関が湿態
になり走行状態に入れば、任意の基準状態として、たと
えば、アイドルをとっても良い。 機関の基本係数（Ｔｒ／Ｔ）ｘ（１−ｒ）ａ　）／（１
−ηｓｒ　）は後述するように、冷却水温、吸入空気温
度、大気圧、回転数、バルブタイミングなどを固定すれ
ば、機関固有の係数になるので、あらかじめ検定してお
き、ＲＯＭに格納しておくことができる。また、運転条
件による基本係数の変化も吸入空気湿度、大気圧、回転
数、冷却水濡に対してあらかじめ検定しておき、ＲＯＭ
に格納しておくことができる。 それゆえ、燃料噴射量Ｔｉを求めることができる。 さて、ΔＰ２１／ΔＰ２１ｒの持つ性質について考える
。 この値は、まず、筒内圧の差分を用いているので筒内圧
センサ出力にドリフトがあってもこの影響を受けないこ
とは明らかである。つまり、ΔＰ２】／△Ｐ２１はセン
サ出力のドリフトに無関係である。 次に、センサ出力のゲインの影響は除算によって除去さ
れていることもまた明らかである。結局、ΔＰ２１／Δ
Ｐ２１Ｆの値はセンサ出力のドリフトとゲインの変動の
影響をまったく受けないことが分かる。 言い換えれば、第４図の特性は機関固有のものである事
になる。もし、式（６）における基本係数Ｔ／Ｔｒｘ（
ｘ−ηｓ　ｒ　／　ＣＩ−ηｅ））が一定ならば、第４
図に示す特性は原点を通る直線になるはずである。回転
数によって多少変化しているが、かなり原点を通る直線
に近い傾向を示している。また、アイドルの点も同様の
傾向を示していることが分かる。 こわらのことから第４図の特性は機関固有のもので、負
荷（ここではΔＰ２１／△Ｐ２１　ｒで与えられる］、
冷却水温、吸入空気温度、大気圧、回転数、バルブタイ
ミングなどによって影響されるだけである。 なぜなら、冷却水温が変わると、熱ロスが変わり、ポリ
トロープ指数が変わり、吸入空気温度が変わると、（Ｔ
／Ｔｒ）が変わる。また、大気圧、回転数、バルブタイ
ミングなどによって

【１−ηｏｒ／（１−ηθ）】の値
が変わるからである。なお、大気圧が変わると次にのべ
るように基準状態における充填効率η６Ｆも変化する。 しかし、この値の補正は大気圧Ｐａを検出して、車載状
態でＰａ／Ｐｏを計算することによって簡単にできる。 結局、吸入空気温度Ｔａによる補正をｆｌ（Ｔａ）、冷
却水温Ｔｗによる補正をｆ２（負荷、Ｔｗ　）、大気圧
Ｐｇによる補正をｆ３（Ｐａ）、回転数による補正をｆ
４（負荷、Ｎ）とすることによって、 なる式によってＴｐおよびＴｉを決定することができる
。 実際の燃料噴射に当たっては、式０のほかに式ｔｌＪの
Ｆ＊１ＫＭＲやβに対応する補正が必要なのはいうまで
もない。なぜなら、これらの補正は基本噴射量の決定方
法に無関係に必要な補正があるからである。 以上述べた一実施例を実現するプログラムについて第５
図によりその動作を説明する。この手順によれば、計測
手段、正規化手段、噴射芥決定手段の機能が満足されて
いる。 第５　図（ａ）はメインルーチンのこの発明の一実施例
に関わる部分のみを示している。ステップ（１００）で
水温Ｔｗ、大気圧Ｐ１、吸気温Ｔａおよび回転数Ｎを読
み込み、ステップ（１０１１で補正係数ｒｔ　（Ｔａ）
、冷却水温Ｔｗによる補正ｆ２（負荷、Ｔｗ　）、大気
圧Ｐａによる補正ｆ３（Ｐａ）、回転数による補正ｆ４
（負荷、Ｎ）をあらかじめ検定さねた値を参照して求め
る。次に、ステップ（１０２）でメモリＣからηｅｒを
読みだし、ステップ（１０３）でηｅｒｘＰａ／Ｐｏを
演算し、再びメモリＣにこの値を格納し、第５図（ｂ）
に示す噴射量演算割り込みルーチンで’ｒｐの計算に用
いる。 噴射量演算割り込みルーチンは所定クランク角θ１゜θ
２ごとのクランク角割り込みで起動さね、第５図（ｂｌ
に示す割り込みルーチン（（＋１に飛ぶ。第５図（ｂ）
ではステップ（２００）で割り込みが発生したクランク
角信号Ｓ３が０１かどうかの判定を行う。もし、クラン
ク角がθ１　ｆ、ｒらばステップ（２０１１へ進み、そ
の時の圧力信号Ｓ６の値であるＰｌをメモリＡに格納し
メインルーチンに戻る。クランク角が０１でなければ、
すなわち、クランク角はθ２であるからステップ（２０
２’ｌでその時の圧力値Ｐ２とメモリ人に記憶されてい
るＰｌとの差へＰ２１を計算し、その値をメモリＢに格
納する。ステップ（２０３）ではそのときの機関の状態
が始動かどうかの判定を行い、始動ならばメモリＢに格
納されている差圧ΔＰ２１の値をメモリＤに記憶し、ス
テップ（３００）以降で燃料噴射量演算の割り込み処理
を行なう。この値ΔＰ２１は後の割り込み処理の噴射量
の演算で基準状態での差圧へＰ２１　ｒとして用いられ
る。 第５図（ｂ）における燃料噴射量演算の割込み処理では
、ステップ（３００１でまずメモリＢからΔＰ２１の値
を読みだし、ステップ（３０１）でメモリＤからΔＰ２
１ｒの値を読みだし、ステップＣ３０２１でその比ΔＰ
２１／ΔＰ２１ｒを演算する。ステップ（３０３）では
、△Ｐ２１／ΔＰ２１ｒに対応する基本係数をメモリか
ら読みだし、ステップ（３０４）でメモリＣからη／　
ｏ　ｒ７としてηｏｒｘＰａ／Ｐｏを読みだし、ステッ
プ（３０５３でステップ（３０２）、ステップ（３０３
）、ステップ（３０４）での値の積をとって基本噴射量
を計算する。次に、ステップ（３０６１では、補正係数
ｆ１、ｆ２、ｆ３、ｆ４の値を読みだし、ステップ（３
０７）で噴射！ｌＴ　ｉの演算を行い、ステップ（３０
８）でインジェクタを駆動しメインルーチンに戻る。そ
して、再び所定クランク角ごとのクランク角割り込みが
起動されれば、以上のプログラムが繰り返される。 以上のことから、この発明は、従来にはなかった以下の
特徴を持っていることが分かる。 ■圧力センサ出力にドリフトが発生してもその０に関す
る微分からＴＰを決定するので、ドリフトの影響をまっ
たく受けない。 ■圧力センサ出力のゲインに変化があってもまたは、ゲ
インにバラツキがあっても（ｄＰ／ｄθｒ）で正規化し
てＴＰを決定するので、ゲインの影響を除去できる。 ■小型の筒内圧センサを用いるので、搭載性が非常に良
い。 ■気筒に実際に充填された空気量を求めるので過渡時で
の空懲比の制御特性が良好である。 なお、上記実施例においては、機関の基準状態としてス
ロットルバルブ全開の場合を示したが、この発明はこれ
に限定されるものではなく、機関の基準状態としてまっ
たく任意で良く、実車走行で最も頻度の高い状態（例え
ば、アイドル状態など）を取れば良い。 また、筒内圧センサ（至）として、第２図に示す形式の
圧力センサを例にとり説明したが、この発明はこれに限
定されるものではなく、例えば、半導体圧力センサでも
良く、任意の筒内圧センサで十分この発明の効果を発揮
することが可能であるのはいうまでもない。 なお、クランク角θ１、θ２の設定については式ｆ２１
から分かるように、ポリトロープ変化であることが必要
なのでｌｏｇＰ−１ｏｇＶ線図を書いたときにその傾き
が一定である範囲でクランク角θを設定しなければなら
ない。この一実施例に係る機関では第６図に示すごとく
、たまたま、圧縮下死点からおおむね１ｏｇＰ−１ｏｇ
Ｖ線図の傾きが一定になっていた。 第６図（１１）は全開、第６図（ｂ）は部分負荷時の１
ｏｇＰ−１ｏｇＶ線図を示シテイル。一般Ｉｍ　ｌ、ｔ
、ｌｏｇＰ−１ｏｇＶ線図の傾きが一定になる範囲は機
関によってかなり異なるようである。なぜなら、ポリト
ロープ変化が成立するためには、党筒内の作動ガスから
の熱ロスが作動ガスの温度のみに依存しなければならな
いからである。式で書けば、熱ロスｄｑが作動ガスの温
度Ｔの変化ｄＴに比例、すなわら、比例定数をＫとして
、 ａｑ繻ＫｄＴ が成立するときのみポリトロープ変化が成立するのであ
る。熱ロスは気筒内の熱伝達率、伝熱表面積などに支配
されるから機関によって変化するから、当然、ポリトロ
ープ変化が成立するクランク角の範囲は機関によって異
なってくるわけである。 −説によると、ポリトロープ変化が成立するクランク角
の範囲は圧縮行程後半から燃焼による圧力上昇が現れる
直前までという報告もある。そねゆえ、一般には、圧縮
下死点９０度以降から燃焼による圧力上昇が現れる直前
までにクランク角θ１、θ２を設定すれば良い。 また、上記実施例では機関の任意の状態と、機関の任意
の基準状態とにおけるポリトロープ変化でのポリトロー
プ指数ｎが丈ったく同一の値を取る場合について説明し
たが、もし、ポリトロープ指数ｎが異なる場合は、式（
５）が ΔＰ２１　　　　ＰＩ　　　　（（ｖ１／Ｖ２）”−１
）となり、Ｔｉを表す式（８）にポリトロープ指数に関
する補正項がつくだけである。この値は負荷と回転数に
依存するから、結局、補正係数ｆ４（負荷、Ｎ）または
ｆ４（ΔＰ２１／△Ｐ２１ｒ％Ｎ）に含めてしまうこと
ができる。 なお、第５図の実施例においては、クランク角割り込み
の場合について丞したが、クランク角を常に監視し、所
定クランク角を検出する方法でも良い。 また、第５図の実施例においては、△Ｐ２１ｒを検出し
てメモリＤにそのまま格納する場合を示したが（第５図
（ｂ））、あらかじめ検定したΔＰ２１ｒの値すなわら
ΔＰ２１ｒｏとΔＰ２１ｒの比Ｋｇを格納するようにし
ても良い。なぜなら、 となる。 従って、車載状態で検出した△Ｐ２１をあらかじめ検定
した△Ｐ２１ｒｏで割った値に検定時と車載状態での筒
内圧センサのゲイン比Ｋｇを乗ずれば△Ｐ２１／△Ｐ２
１ｒを求めることができるからである。 〔発明の効果〕 以上のように、この発明によねば、燃焼室内の圧力を検
出する圧力センサと、クランク角を検出するクランク角
センサとを備えるものにおいて、圧力センサにより圧縮
行稈中の任意の２つのクランク角に同期して内燃機関の
気筒内圧力差を計測する計測手段、計測した気筒内圧力
差を内燃機関の任意の基準状態で得られる気筒内圧力差
で正規化する正規化手段、及びこの正規化した信号と任
意の基準状態における充填空気量を表す滑との積を求め
、この積に基づき内燃機関の基本燃料噴射量を決定する
噴射量決定手段を備えたことにより、ポリトロープ変化
が成立する範囲の任意の二点のクランク角での筒内圧の
クランク角に対する差分を検出し、この値を機関の任意
の基準状態での前記筒内圧の二点のクランク角に対する
差分で正規化し、これに機関の任意の基準状態での充填
空気量との積の値によって基本噴射量を決定するように
したので、圧力センサの出力ドリフトやゲインの変動や
バラツキの影響を受けること無く基本噴射量の決定がで
き、過渡時においても空燃比の制御精度の高い燃料制御
装置が得られる効果がある。 また、機関の任意の基孕状話での充填空気量と排気ガス
残留率の補正を行うようにすれば、例えば高地において
も精度の高い基本噴射量の決定ができるものが得られる
効果がある。

【図面の簡単な説明】

第１図はこの発明の一実施例による燃料制御装置を示す
構成図、第２図（ｌｋ）　（ｂ）　（（＋）は燃焼室内
の圧力を検出する圧力センサの一例を示す平面図、第３
図はこの発明の一実施例に係るクランク角（０）と筒内
圧力（Ｐ）との関係を示すグラフ、第４図はこの発明の
一実施例に係る装置の正規化した吸気圧と△Ｐ２１／Δ
Ｐ２１ｒとの関係を示すグラフ、第５図（＆Ｉ　Ｃｂ）
はこの発明の一実施例に係る処理手順を示すフローチャ
ート、第６図（ａ）　（ｂｌは一実施例に係るｌｏｇＰ
−１ｏｇＶ線図、第７図は従来の内燃機関の燃料制御装
置を示す構成図、第８図は従来の燃料制御装置における
高負荷時の補正係数ＫＭＲを示す特性図、第９図は各補
正の演算とセンサ類との関係を示す関係図、第１０図は
従来装置に係り、筒内圧とクランク角との関係を示すグ
ラフ、第１１図は筒内圧と充填空気坦の関係を示すグラ
フ ある。 （１）・・・クランク角センサ、（６）・・・制御装置
、口・・・筒内圧力センサ、α４・・・吸気温センサ、
（至）・・・大気圧センサ。 なお、図中同一符号は同一　または相当部分を示す。

Claims (2)

【特許請求の範囲】
1. （１）燃焼室内の圧力を検出する圧力センサと、クラン
   ク角を検出するクランク角センサとを備えるものにおい
   て、上記圧力センサにより圧縮行程中の任意の２つのク
   ランク角に同期して上記内燃機関の気筒内圧力差を計測
   する計測手段、上記計測した気筒内圧力差を上記内燃機
   関の任意の基準状態で得られる気筒内圧力差で正規化す
   る正規化手段、及びこの正規化した信号と上記任意の基
   準状態における充填空気量を表す量との積を求め、この
   積に基づき上記内燃機関の基本燃料噴射量を決定する噴
   射量決定手段を備えたことを特徴とする内燃機関の燃料
   制御装置。
2. （２）内燃機関の任意の基準状態における充填空気量を
   表す量を補正するセンサを設けた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制御装置。