JPH0230958A - エンジンの吸入空気量算出装置および吸入空気量算出方法 - 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］ 本発明は吸入空気量センサで計測された吸入空気間から
エンジンが実際に吸い込む真の吸入空気間に合う実吸入
空気間を算出し、この実吸入空気間からエンジンの吸入
行程のタイミングに見合った予測吸入空気間を算出する
エンジンの吸入空気惜算出装置および吸入空気ｆＩＬ算
出方法に関する。

［従来の技術と発明が解決しようとする課題１従来、吸
入空気は計測には高い精度が要求されるためしジェトロ
ニックの自動車用エンジンでは、自動車用エンジンの吸
入管におけるスロットルバルブ上流に応答性の高いホッ
トフィルム式エアフローメータあるいはホットワイヤ式
エアフローメータなどの吸入空気間センサを設けている
。この種の吸入空気間センサは応答性が良いため、エン
ジンの吸気脈動の影響により定常運転域にＪ３いてもそ
の出力は、第７図に一点鎖線で示すように脈動している
。このため、従来ではエアフローメータの出力を一義的
に平均処理して吸入空気ｉｔ　Ｑ　ｓを求めている。

また、燃料噴射制御においては、上記吸入空気量Ｑｓ’
とエンジン回転数Ｎとから基本燃料噴射量Ｔｐを下式か
ら求める。

ＴＩ）＝に−ＱＳ’／Ｎ　　　（Ｋ：定数）そして、こ
の基本燃料噴射ωＴｏを水温補正、加速補正、フィード
バック補正などの各種補正係数により補正して、実際の
燃料噴（）Ｊ　吊Ｔ　ｉを求め、これにより燃料噴射制
御を行い、空燃比のリッチ化あるいはリーン化を抑制す
るようにしている。

また、点火時期制御に際しては、上記吸入空気ＩＱｓ’
に基づいて求めた基本燃料噴射ｍｋ　Ｔ　ｐをエンジン
負荷としてとらえ、この基本燃料噴１）１Ｔｐと、エン
ジン回転数Ｎとをパラメータとして点火時期マツプの領
域を特定し、この領域に格納されている点火時期を上述
のような各種補正係数で補正して実際の点火時期を決定
するものが知られている。

ところで、過渡時などにおいて、上記スロットルバルブ
が急開されると、その直後の上記吸入空気間センサで計
測される吸入空気ｆｆ１Ｑｓは、気筒に供給される吸入
空気１と、スロットルバルブ下流側のエアチャンバ、イ
ンテークマニホルド内の圧力変動分に要する吸入空気量
）とが加算された流量、すなわち、スロットルバルブを
通過した空気流量が計測されてしまうため、実際に気筒
に吸入される空気ははそれよりもある遅れを有している
。

また、ＭＰＩ（マルチポイントインジェクション）では
、インジェクタがインテークマニホルド下流にあり、燃
料噴射時期は吸入行程前に設定されているものが一般的
であるため、上述の一義的に平均処理して求めた吸入空
気ｆｆ１Ｑｓ’に基づいて燃料噴射間を設定した場合、
スロットルバルブ急開直後の空燃比は瞬間的にリーン化
し、次いで、上記吸入空気間センサで計測された過大な
吸入空気間（いわゆる、オーバーシュート）に基づいた
燃料噴射団が設定されるので、空燃比が急激にリッチ化
してしまう。その結果、排気ガス中のＨＣ。

ＣＯが増加し、排気エミッションの悪化を招くとともに
、空燃比のオーバリーン、オーバリッチによって一時的
にエンジンの出力の低下をきたし、運転フィーリングが
悪化する。一方、スロットルバルブが開状態から閉状態
に変化する減速時などでも、同様に空燃比のリッチ化や
リーン化が生じ、失火による排気エミッションの悪化を
招く問題がある。

また、上記吸入空気間センサの出力を一義的に平均処理
して算出した吸入空気ｆｆ１Ｑｓ’に基づいて求めた基
本燃料噴射ｆｆ１Ｔｐを制御パラメータとして点火時期
制御に用いた場合には、過渡時の点火時期が適正に制御
できなくなり、エンジン出力の低下、排気エミッション
の悪化をもたらすことになる。

その対策として、例えば、特開昭６１−２０１８５７号
公報では、燃焼室に吸入される実吸入空気ｆｆ１Ｑは吸
入空気間センサで計測する吸入空気間Ｑｓに対し一次遅
れ系であると仮定し、加重平均を用いて上記実吸入空気
ｆｆ１Ｑを算出しており、今回の実吸入空気間（吸入空
気間加重平均値）をＱ（【ｎ）とした場合、この実吸入
空気ｆｆｉ　Ｑ　（ｔｎ）を下式から求めている。

Ｑ（ｔｎ）＝　　（１−（Ｚ）　Ｑ（ｔｎ−１）十αＱ
ｓ　　　−（１）Ｑ　（ｔｎ−１）　：前回の実吸入空
気間α　：加重係数 また、上記加重係数αは、 τ＋ｌｔ ４ｔ：演算周期 τ：時定数 で求められ、この時定数τは、 ａｘＶｌｌｘＮｘＲｘＴ ａ：定数 ｖｌｌ：総排気量 Ｎ：エンジン回転数 Ｒ：ガス定数 Ｔ：絶対温度 で求められる。

しかし、上記先行技術では、（２）　、　（３）式か、
ら明らかなように、（１）式に示された加重係数αは今
回のエンジン回転数Ｎに伴う時定数τのみしか考慮され
ていないため、第８図に示すように、スロットル急開直
後のエンジン回転数が上昇しない期間（ｔＯ〜ｔ１）で
は、図の実線で示す真の吸入空気間（モデルによって求
めた燃焼室へ吸入される実際の吸入空気間）に沿って、
ずなわら、スロットル開度変化に沿って上記実吸入空気
ｆｆ１Ｑは変化するが、その後のエンジン回転数の上昇
に対しては、このエンジン回転数上昇に伴う吸入空気間
の増加に対し図の二点鎖線で示すように一次遅れが生じ
てしまい真の吸入空気間との間にハツチングで示す量的
誤差が生じる。

その結果、例えばレーシング時（無負荷状態でのエンジ
ン回転数急上昇）、あるいは、１速からの発進時など、
エンジン回転数が急激に上昇する場合には一時的に空燃
比のオーバリーンが発生する。また、高回転から変速す
べくクラッチを切ってスロットルバルブを戻すと、エン
ジン回転数が急激に低下するため瞬間的に空燃比のオー
バリッチが発生し排気エミッションの悪化、エンジンス
トールなどを招くおそれがある。

また、ＭＰＩでは、燃料の噴射方式によっても異なるが
、例えば、シーケンシャル噴射などでは、吸入行程中に
燃料を噴射すると気化が悪く燃焼が悪化するため、上述
したように、エンジンの吸入行程前に燃料噴射が終了す
るようにしているものが多い。従って、燃料噴射量は演
算時間などを見込んで燃料噴射開始前には決定されてい
−なければならない。すなわち、燃料噴射量は、少なく
とも前サイクルでの吸入行程で算出された実吸入空気量
Ｑに基づいて決定されねばならず、この実吸入空気量Ｑ
と燃料噴射量決定後の吸入行程のタイミングで吸入され
る空気量との間には時間的な位相差が存在する。また、
たとえ、吸入行程中に燃料を噴射したとしても、上記吸
入行程中の実吸入空気ｆｆ１Ｑ及びこの実吸入空気間Ｑ
に基づいた燃料噴射量がリアルタイムに決定されない限
り、上記時間位相差をなくすことは不可能である。

従って、スロットル開度の急変する過渡時においては、
燃料噴射量を決定している間にも上記実吸入空気間は変
化しており、燃料を噴射するときに要求される要求空気
７１　Ｑ　ｒｅｑは、以前に算出された実吸入空気間Ｑ
とは異なる。すなわち、実際の燃料噴射時に必要とされ
る空気量が算出されていないため、空燃比がリーンある
いはリッチになってしまう。

上記時間位相差を考慮して空気量を予測する先行例は、
例えば、特開昭６３−２１３５１　＋３公報に開示され
ている。

この先行技術では、計測されたシリンダ吸入空気間を、
サンプリング手段により、エンジン回転に同期したタイ
ミングで１行程中に複数個サンプリングし、最新の移動
平均値Ｑｍｎと前回の移動平均値Ｑ　ｍｎ−１とから差
分式により予開値を締出し、この予測値にスロットル開
度による補正毎を加重するものである。

即ち、補正層を加算した予ｉｌｌ空気吊Ｑｎは以下の式
から算出される。

Ｑｎ　＝Ｑｎ＋ｎ＋α（Ｑｍｎ−Ｑｍｎ−１）＋　Ｋ　
ＡＣＣＩ　　　　　　　・・・（１）α：予測係数 Ｋ　ＡＣＣｌ　：スロットル開度に よる補正量 上記先行技術では、（１）式における差分式は過渡時の
実吸入空気間Ｑの変化がリニア（直線的）である場合の
みしか適用出来ないため、スロワ１〜ル開度による補正
量を加えねばならない。しかし、スロットル開度による
補正は、過渡的に空気量を示す補正ではなく、また、実
吸入空気ｆｆ１Ｑを移動平均により算出するため、サン
プリング周期を短くしな（プればならず、過渡時の実吸
入空気量ｉｔ　Ｑの変化に対し、同様に遅れが生じてし
まい真の吸入空気間の変化に追従できない。従って、そ
の結果、過渡時における予測値に誤差が生じてしまうと
いう問題があった。

［発明の目的］ 本発明は上記事情に鑑みてなされたもので、エンジンが
実際に吸込む真の吸入空気間に対応する実吸入空気間の
変化を予測して、エンジンの吸入行程のタイミングに見
合った吸入空気間を算出することができ、過渡時におけ
る空燃比のリッチ化、リーン化が抑制できるばかりでな
く、最適点火時期を設定することができて、運転性能、
および、出力性能の向上、排気エミッションの改善を図
ることのできるエンジンの吸入空気間算出装置およびそ
の吸入空気間算出方法を提供することを目的としている
。

［課題を解決するための手段および作用］（１）本発明
によるエンジンの吸入空気ｆＲｔｆ出装置は、吸入空気
間センサで計測されたスロットル通過空気量からエンジ
ンが実際に吸込む真の吸入空気間に対応する実吸入空気
間を算出する実吸入空気間算出手段と、上記実吸入空気
間算出手段で算出した実吸入空気間の変化速度と変化加
速度とから、所定の時間位相差後の上記実吸入空気間の
変化を予測し、上記エンジンの吸入行程のタイミングに
見合った予測吸入空気間を算出する予測吸入空気間算出
手段とが設けられているものである。

（２）本発明によるエンジンの吸入空気間算出方法は、
吸入空気間セン号で計測された吸入空気間からエンジン
が実際に吸込む真の吸入空気間に対応する実吸入空気間
を算出し、 その後、上記実吸入空気間の変化速度と変化加速度とか
ら、所定の時間位相差後の上記実吸入空気間の変化を予
測し、上記エンジンの吸入行程のタイミングに見合った
予測吸入空気間を算出するもので、望ましくは以下の式
に、よって予測吸入空気間を算出する。

今回算出した実吸入空気間をＱ　（ｔｎ）、前回算出し
た実吸入空気ｆｆｉをＱ　（ｔｎ−１）、前前回算出し
た実吸入空気間をＱ　（ｔｎ−２）、予測吸入空気間を
Ｑ　ＳＦＴ、今回算出した実吸入空気１）Ｑ（ｔｎ）と
予測吸入空気間Ｑ’ＳＥＴとの時間位相差をＴＳＦＴ、
演算周期をΔｔとした場合、予測吸入空気Ｉ　Ｑ　ＳＥ
Ｔは八　ｔ で求める。

［発明の実施例］ 以下、図面を参照して本発明の詳細な説明する。

第１図〜第８図は本発明の第１実施例を示し、第１図は
エンジン制御系の概略図、第２図は制御装置の機能ブロ
ック図、第３図＜８）及び第３図（ｂ）は燃料噴射間の
算出手順を示すフローチャート、第４図はクランクロー
タの正面図、第５図は点火時刻の算出手順を示すフロー
チャート、第６図は吸気状態を示す概念図、第７図は吸
入空気間を示す特性図、第８図はスロットル開度変化に
伴うエンジン回転数および吸入空気間の変化特性図であ
る。

（構　成） 図中の符号１はエンジン本体で、図においては水平対向
４気筒型エンジンを示す。また、このエンジン本体１の
シリンダヘッド２に形成された吸気ボート２ａ、排気ボ
ート２ｂにインテークマニホルド３、エキゾーストマニ
ホルド４が各々連設されており、ざらに、上記シリンダ
ヘッド２には、その発火部を燃焼室１ａに露呈する点火
プラグ５が装着されている。

また、上記インテークマニホルド３の上流側にエアチャ
ンバ６を介してスロットルチャンバ７が連通され、この
スロットルチャンバ７の上流側が吸入管８を介してエア
クリーナ９に連通されている。

なお、スロットルバルブ７ａの下流側のスロットルチャ
ンバ７、エアチャンバ６、インテークマニホルド３でヂ
ャンバＡが構成されている。

さらに、上記吸入管８の上記エアクリ−゛す９の直下流
に吸入空気間センサ（図においては、ホットワイヤ式エ
アフローメータ）１０が介装され、また、上記スロット
ルチャンバ７に設けられたスロットルバルブ７ａにスロ
ットルポジションセンサ１１が連設されている。

また、上記インテークマニホルド３の各気筒の燃焼室１
ａに連通ずる各吸入ボート２ａの直上流側に、インジェ
クタ１２が配設されている。さらに、このインテークマ
ニホルド３に形成された冷却水通路（図示せず）に冷却
水温センサ１３が臨まされている。

また、上記エンジン本体１のクランクシャフト１ｂにク
ランクロータ１４が固設されており、このクランクロー
タ１４の外周に電磁ピックアップ等からなるクランク角
センサ１５が対設されている。

第４図に示すように、上記クランクロータ１４の外周に
は各気筒（＃１．＃２と＃３．＃４）の基準クランク角
を示す突起１４ａと、角速度を算出する際の基準点とな
る突起１４ｂとが各々対称な位置に配設されている。

例えば、図においては、上記突起１４ｂのセット角θ１
がＢＴＤＣｌｏｏで、また、基準クランク角を示す突起
１４ａの開き角θ２が上記突起１４ｂから１１０”で、
さらに、この突起１４ａと伯の突起１４ｂとの間の開き
角θ３が７０°に設定されている。

上記クランク角センサ１５では、上記クランクロータ１
４の各突起１４ａ、１４ｂが該クランク角センサ１５の
ヘッドを通過する際の磁束変化により生じる交流電圧を
取り出して各気筒ごとの基準クランク角を検出するため
の基準クランク角（Ｇ）信号、および、エンジン回転数
と角速度を検出するための回転角（Ｎｅ　）信号を出力
する。

さらに、上記エキゾーストマニホルド４に連通する排気
管１６に０２センサ１７が臨まされている。なお、符号
１８は触媒コンバータである。

（制御手段の回路構成） 一方、符号１９は制御手段で、この制御手段１つのＣＰ
Ｕ　（中央演算処理装置＞２０．ＲＯＭ２１、ＲＡＭ２
２、および、Ｉ１０インターフェース２３がパスライン
２４を介して互いに接続されており、このＩ１０インタ
ーフェース２３の入力ボートに上記各センサ１０．１１
，１３．１５．１７で構成された運転状態パラメータ検
出手段２５が接続され、また、このＩ１０インターフェ
ース２３の出力ボートに、駆動回路２６を介して上記イ
ンジェクタ１２が接続されているとともに、上記点火プ
ラグ５がディストリビュータ２７１点火コイル２８を介
して接続されている。

上記ＲＯＭ２１には制御プログラム、点火時期マツプＭ
ＰＩＧなどの固定データが記憶されており、また、上記
ＲＡＭ２２にはデータ処理した後の上記運転状態パラメ
ータ検出手段２５の各センサの出力データが格納されて
いる。また、上記ＣＰＵ２０では上記ＲＯＭ２１に記憶
されている制御プログラムに従い、上記ＲＡＭ２２に記
憶されている各種データに基づき燃料噴射量および点火
時期を演算する。

（制御手段の機能構成） 第２図に示すように上記制御手段１９は、クランクパル
ス判別手段２９、角速度算出手段３０゜エンジン回転数
算出手段３１、加重係数算出手段３２、スロットル通過
空気量算出手段３３、加減速判定手段３３ａ１空燃比補
正係数算出手段３４、空燃比フィードバック補正係数設
定手段３５、実吸入空気間算出手段３６、予測吸入空気
間算出手段３６ａ、要求空気量選択手段３６ｂ、基本燃
料噴射最算出手段３７、燃料噴射量算出手段３８、イン
ジェクタ駆動手段３９、点火時期検索手段４０、ＲＯＭ
２１に記憶されている点火時期マップＭＰＩＧ、点火時
刻算出手段４１、タイマ手段４２、点火駆動手段４３で
構成されいる。

クランクパルス判別手段２９では、クランク角センサ１
５の出力信号が、クランクロータ１４の突起１４ａを検
出したＧ信号か突起１４ｂを検出したＮｅ信号かを判別
する。

すなわち、まず、上記クランク角センサ１５から最初に
入力される信号を基準として次に入力される信号までの
時間（Ｔ１）を計測し、次いで、この信号を基準として
その次に入力される信号までの時間（Ｔ２）を計測する
。

そして、上記両時間を比較しＴ２　＜ＴＩ場合、次に入
力される信号はクランクロータ１４の突起１４ａを検出
するＧ信号（基準クランク角を検出する信号）であるこ
とが予測できる。

一方、Ｔ２　＞Ｔｌ　ｓ合、次に入力される信号はクラ
ンクロータ１４の突起１４ｂを検出するＮｅ信号（回転
角を計測する際の基準信号）であることが予測できる。

そして、上記Ｇ信号が検出された場合、上記タイマ手段
４２ヘトリガ信号を出力する。

角速度算出手段３０では、上記クランクパルス判別手段
２９で判別したＮｅ信号を検出したときから、次のＧ信
号を検出するまでの時刻Ｔθを求め、予めＲＯＭ２１に
記憶されている上記クランクロータの突起１４ｂ、１４
８間の角度θ２のデータからクランクシャフト１ｂの角
速度ωを求める。

エンジン回転数算出手段３１では、上記角速度算出手段
３０で算出した角速度ωからエンジン回転数Ｎを算出す
る。

スロットル通過空気量算出手段３３では、吸入空気楢セ
ンサ１０の出力波形からスロットルバルブ７ａ、および
、図示しないｌ５ＣＶ（アイドルスピードコントロール
バルブ）のバイパス通路を通過するスロットル通過空気
ＩＱＳを算出する。

空燃比補正係数算出手段３４では、冷却水温センサ１３
、スロットルポジションセンサ１１の出力信号から水温
補正、加速補正に係る空燃比補正係数Ｃ０ＦＦを算出す
る。

空燃比フィードバック補正係数設定手段３５では、０２
センサ１７の出力波形からフィードバック補正に係る空
燃比フィードバック補正係数ＫＦＢを設定する。

一方、加重係数算出手段３２では、上記エンジン回転数
算出手段３１で算出したエンジン回転数Ｎから上記吸入
空気間センサ１０の一次遅れ時定数τを基に加重係数（
加重平均割合）αを算出する。

すなわち、上記加重係数αは、 Ｎ×ηＶ　　ＸＶＨＸΔｔ ＶＣ＝スロットルバルブ下流から吸気 バルブ直前までのチャンバＡ内 容積（ＴｒＬ３） Ｎ：１秒当たりのエンジン回転数 （ＲＥＶ／５ＥＣ） ηＶ：入ロ条件がスロットル下流の条 件、すなわち、チャンバＡ内圧 力（Ｋ（１／ゴ）、チャンバＡ内温 度（°Ｋ）に対する体積効率 ｖＨ：総排気ｆｉｔ　（ｙｒｔ３） Δｔ：演算周期 で求められる。このうち、ＶＣとＶＨは機関ごとに一定
値であり、また、ηＶは負荷による影響が微少であると
考えられ、通常ηｖ＃１あるいはηＶ　＝ｃｏｎｓｔと
して取扱うことができる。また、Δｔはプログラム及び
ＣＰＵ２０の演算能力で決まり、エンジン回転数に影響
されることなく常に一定である。

したがって、上記加重係数αは、 ηＶ　　ＸＶＨＸΔｔ とすれば、エンジン回転数Ｎの関数としてα＝ＫＶＸ１
／Ｎ　　　　　　　　　　・・・（５）で表わされ、こ
の加重係数αがエンジン回転数Ｎに反比例する直となる
。

したがって、上記ＫＶをあらかじめ求めておき、これを
ＲＯＭ２１に記憶させておき、加重係数α算出時、上記
ＲＯＭ２１からＫＶを読み出して用いるようにすればよ
い。

なお、上記チャンバＡ内の容積ＶＣの小さいエンジンに
おいて、エンジン高回転域で加重係数αが小さくなり過
ぎる場合には、加重係数αに下限リミッタを設定するよ
うにしてもよい。

また、実吸入空気間算出手段３６では、上記加重係数算
出手段３２で算出した加重係数αと上記スロットル通過
吸入空気ａ算出手段３３で算出したスロットル通過吸入
空気ｆｆ１Ｑｓから、現時刻における燃焼室１ａに吸い
込まれる実際の吸入空気間、すなわち、実吸入空気ｆｆ
ｌ　Ｑ　（Ｋｇ／　５ｅｃ）を算出する。

すなわち、第６図に示すように、スロットルバルブ７ａ
、および、図示しない［５ＣＶ（アイドルスピードコン
トロールバルブ）のエアバイパス通路を通過するスロッ
トル通過空気量　Ｑ　Ｓ　　（Ｋ（Ｊ／ｓｅｃ　）は、
吸入空気向センサ１０で計測されるが、この吸入空気間
センサ１０での計測時刻と上記スロットルバルブ７ａな
どを通過する吸入空気の時刻とが一致すると仮定した場
合、演算周期Δｔあたりの上記チャンバＡに流入する吸
入空気重量Ｗａｔ（にｇ）は、 Ｗａｔ＝ＱＳＸΔｔ　　　　　　　　　　−（６）であ
り、一方、上記エアチャンバ６、インテークマニホルド
３で構成するチャンバＡに流入した吸入空気が各気筒の
燃焼室１ａへ時間周期あたりに吸い込まれる実吸入空気
間ｆｆ１Ｗａｅ（にｇ）は、Ｗａｅ＝ＱｘΔｔ　　　　
　　　　　　　−（７）である。

一方、上記実吸入空気量Ｑは、上記エアチャンバ６、イ
ンテークマニホルド３で構成するチャンバＡ内の単位時
間あたりの体積流ｆｆ１Ｖａｅ（ｙｒＬ３／ｓｅｃ　）
と、このチャンバＡ内の空気比重εによって求めること
ができる。

Ｑ　＝　Ｖ　ａｅｘε　　　　　　　　　　　・・・（
８）また、この体積流迅Ｖａｅは、 Ｖａｅ　−Ｎ　Ｘ　ηｖＸ　ＶＨ／　２　　　　　　・
（９）Ｎ／２：４サイクルエンジンの１ ｓｅｃあたりの吸気行程数 で求めることができる。

また、空気比重εは状態方程式により、ＣＸＴＣ ＲＣ：空気のガス定数（ｋａｍ／ｋｇ’　Ｋ　）ＴＣ：
チャンバＡ内の空気温度（°に）ＰＣ：チャンバＡ内圧
力（にｇ／Ｔｄ）で求めることができる。

よって、上記（８）式゛は、 ２　　　　　　　　ＲＣｘＴＣ となる。

また、上記チャンバＡ内の空気比重εはこのチ１！ンバ
Ａ内の空気ｆｆｉ量Ｗｃ　　（Ｋ（］）と、このチャン
バＡ内容積ＶＣ（ｍ３）との比で表されるため、上記（
１１）式は、 ２　　　　　　　　ＶＣ に変形することができる。

ところで、上記スロットル通過空気量Ｑｓと上記実吸入
空気ＩＱとを上記チャンバＡ内の入出力関係でとらえた
場合、ある時間（ｔｎ）におけるチャンバＡ内の空気量
ＵＷＣ（ｔｎ）は、その前回（【ｎ−１）におけるチャ
ンバＡ内空気ＩＷｃ　（ｔｎ−１）に、今回新たに流入
されるスロットル通過吸入空気間ｆｆ１Ｗａｔ（ｔｎ）
を加算し、そこから、燃焼室１ａに吸込まれていった実
吸入空気間ｆｆ１Ｗａｅを減算することにより求めるこ
とができる。

上記燃焼室１ａに吸い込まれていく実吸入空気間ｆｉＷ
ａｅの時刻は前回（ｔｎ−１）と今回（ｔｎ）の場合が
考えられるが、前回の実吸入空気１但Ｗ　ａｅ（ｔｎ−
１）を想定してチャンバＡ内の入出力関係を差分方程式
で表わせば、 ＷＣ（ｔｎ）　＝ＷＣ（ｔｎ−１）　＋Ｗａｔ（ｔｎ）
−Ｗａｅ（ｔｎ−１）＝ＷＣ（ｔｎ−１）　＋ｃ）ｓ（
ｔｎ）　ＸΔｔ−Ｑ　（ｔｎ−１）ｘ　ｌ　ｔ　　　−
（１３）となる。

また、今回の実吸入空気間ＦｌＩ　Ｗ　ａｅ（ｔｎ）を
想定してチャンバＡ内の入出力関係を差分方程式で表わ
せば、 ＷＣ（ｔｎ）　−ＷＣ（ｔｎ−１）　＋Ｗａｔ（ｔｎ）
−Ｗａｅ（ｔｎ）＝ＷＣ（ｔｎ−１）＋ＱＳ（ｔｎ）Ｘ
Δｔ−Ｑ　（ｔｎ）Ｘ　ａ　ｔ　　　　・（１３’）と
なる。

ところで、加重係数αは、前記（４）式のとおりであり
、上記（１２）式と（４）式とから、実吸入空気間Ｑに
ついて解くと、 ＷＣ＝ＱＸα×Δｔ となり、今回の時刻におけるチャンバ内空気重母ＷＣ（
ｔｎ）は、 Ｗ　Ｃ（ｔｎ）　＝　Ｑ　（ｔｎ）ｘ　ａ　（ｔｎ）ｘ
　ｌ　ｔ　　　・（１４）で、前回の時刻におけるチャ
ンバ内空気量ｆｎＷｃ（ｔｎ−１）は、 ＷＣ（ｔｎ−１）　＝　Ｑ　（ｔｎ−１）ｘ　ａ　（ｔ
ｎ−１）ｘΔｔ　・（１５）となる。

この（１４）式、（１５）式を上記（１３）式に代入し
、今回の時刻における実吸入空気間Ｑ　（ｔｎ）につい
て解けば、 となる。

また、上記（１４）式、（１５）式を上記（１３’）式
に代入し、今回の時刻における実吸入空気１）Ｑ（ｔｎ
）について解けば、 ・・・（１６“） となる。

上記（１６）式、（１６°）式のα（ｔｎ−１）、およ
び、α（ｔｎ）は上記加重係数算出手段３２で算出した
前回、および今回の加重係数であり、実吸入空気ＩＱ（
ｔｎ）はこの前回と今回の加重係数による加重平均にて
求められる。

なお、上記実吸入空気間演算手段３６では、従来の加重
平均から実吸入空気量　Ｑ　（ｔｎ）を求める式に近い
（１６）式を採用している。

ところで、上記（１６）式の係数 ・・・（１６） α（ｔｎ）　　　　　　　αＢｎ） との和はα（ｔｎ−１）／α（ｔｎ）となり、一方、前
記（５）式に示したようにこの加重係数αとエンジン回
転数Ｎは反比例の関係にあるため、加速時の上記係数の
和は、 α（ｔｎ） となり、また、減速時の係数の和は、 αＢｎ） となり、エンジン回転数の変動に従って加重係数比（補
正値）が変動するため、実吸入空気ｆｆ１Ｑ（ｔｎ）の
エンジン回転数変動による追従性がよくなり、過渡時に
おいても実吸入空気ＩＱ（ｔｎ）を正確に算出すること
ができる。

なお、上記（１６°）式の係数の和は、α（ｔｎ−１）
＋　１ α（ｔｎ）＋　１ となり、１を除けば、 α（ｔｎ−’１） α（ｔｎ） となり、上述と同様、エンジン回転数の変動に追従して
加重係数比が変動する。

実験によれば、第７図、第８図に示すように、実吸入空
気間算出手段３６で算出した上記理論式による実吸入空
気ｆｆ１Ｑは、モデルによって求めた燃焼室１ａに吸入
される真の吸入空気間と全運転領域においてほぼ等しい
値を示した。

また、エンジン回転数の変動に応じた補正値が変動する
ので、レーシング中に空燃比がリーン化することはなく
、また、ハンチングにより回転数が変動し、真の吸入空
気間がハンチングを起しているような場合でも、エンジ
ン回転数に伴う補正により空燃比が変ωノすることはな
く、適正な燃料噴射制御を行うことができ、また、点火
時期制御においては、最適点火時期を設定することがで
きる。

そして、上記実吸入空気ｆｆｌ算出手段３６で算出した
実吸入空気量　Ｑ　（ｔｎ）、および、上記加重係数算
出手段３２で算出した加重係数α（ｔｎ）が記憶手段（
ＲＡＭ）２２の所定アドレスに順次格納される。

ところで、上述したように燃料を噴射するときに要求さ
れる要求空気Ｆｉｚ　Ｑ　ｒｅｑは、実際には上記実吸
入空気ｆｄＱとは異なる場合がある。すなわち、上記実
吸入空気間Ｑは実際にエンジンに吸入される真の空気量
を表わしているが、燃料噴射量は演算時間などを見込ん
で燃料噴射開始前には決定されていなければならず、こ
の実吸入空気間Ｑと燃料噴射量決定後の吸入行程のタイ
ミングで吸入される空気量との間には時間的な位相差Ｔ
　ＳＦＴが存・在する。

定常運転時は、この時間位相差Ｔ　ＳＦＴの間では上記
実吸入空気量Ｑはほとんど変化しないが、スロットル開
度の急変する過渡時などでは、燃料噴射ｍを決定してい
る間にも上記実吸入空気量　Ｑは変化しており、実際の
燃料噴射時に必要とされる空気ｆｆｌ　Ｑ　ｒｅｑと異
なって空燃比がリーンあるいはリッチになってしまう。

従って、上記実吸入空気ＩＱの変化を予測し、燃料噴射
量の決定後、エンジンの吸入行程で実際に吸入される空
気量を予め算出しておく必要がある。

このため、加減速判定手段３３ａで上記スロットルポジ
ションセンサ１１からのスロットル開度Ｔｈθの単位時
間当りの変化率ΔＴｈθ（＝ｄＴｈθ／ｄｔ）に基づき
加速あるいは減速を判定し、燃料噴射量決定後の実際の
エンジンの吸入行程での空気量を算出するため、予測吸
入空気量算出手段３６ａ及び要求空気量選択手段３６ｂ
へ出力する。

すなわち、予測吸入空気間算出手段３６ａでは、上記実
吸入空気ｆｆ１ｌ出手段３６で算出された実吸入空気間
Ｑから燃料噴射量決定後のエンジンの吸入行程での予測
空気量ｚ　Ｑ　ｒｅｑを算出する。

ここで、上記実吸入空気ｆｆ１Ｑの変化を等加速度変化
で近似し、変化速度を■、変化加速度をａとすると、今
回算出の実吸入空気ｆｆ１Ｑ（ｔｎ）からｒｆ間位相差
Ｔ　ＳＦＴ後の予測吸入空気Ｑ　Ｑ　ＳＦＴは、・・・
（１７） で表される。また、上記変化速度Ｖ、変化加速度ａを、
今回算出の実吸入空気量　Ｑ　（ｔｎ）、前回算出の実
吸入空気ｆｆｉ　Ｑ　（ｔｎ−１）、前前回算出の実吸
入空気間Ｑ　（ｔｎ−２）、演算周期Δｔから、差分係
数で表現すると、 Ｑ　（ｔｎ）　−Ｑ　（ｔｎ−１） ■−・・・（１８） ６℃ となり、上記（１８）、　（１９）式から上記（１１）
式は・・・（２０） となる。

上記時間位相差Ｔ　ＳＦＴは、エンジン回転数Ｎ（ｔｎ
）と所定のクランク角度５ＦＴＤＥＣとから算出され、
例えば、 あるいは、 ■１（ｔｎ−１）　　：前回の燃料噴射期間（５ＥＣ） で求められる。

上記（２１）式における所定のクランク角度ＳＦＴ口Ｅ
Ｇは、一定値、例えば、クランク角匪半回転先を予測す
る場合、１８０（ｄｅｑ）にする。一方、噴射終了時期
固定でいえば、噴射量によってクランク角の噴射時間が
異なり低負荷なら噴射期間が短く高負荷なら噴射期間が
長いため、噴射開始時期即ち必要とされる空気量を予測
すべき時刻が変化し、また、エンジン回転数Ｎ　（ｔｎ
）によってエンジン−回転の時間が変るため、同じ負荷
では、エンジン低回転で時間が短く、エンジン高回転で
長くなり、同様に必要とされる空気量を予測すべき時刻
が変化する。従って、さらに細かく計算する場合、基本
燃料噴射ｍ　Ｔ　Ｐ（ｔｎ）とエンジン回転数Ｎ　（ｔ
ｎ）のマツプから検索する。

また、上記（２２）式における所定のクランク角度５Ｆ
ＴＤＥＧは燃料の噴射終了時期を表わし、例えば、次の
式で与えられる。

５ＥＴＤＥＣ＝　９０　＋ＥＮＤＤＥＧここで、上記Ｅ
ＮＤＤ［Ｇはオーバーラツプトップから燃料噴射終了時
期までのクランク角度で、−殻内なオーバーラツプトッ
プ前９０ｄｅｏとすると上記（２１）式における一定値
（１８０ｄｅｇ）と同じになる。

要求空気量選択手段３６ｂでは、上記加減速判定手段３
３ａからの信号により、上記実吸入空気間算出手段３６
からの実吸入空気ＩＱと上記予測吸入空気間算出手段３
６ｂからの予測吸入空気間Ｑ　ＳＦＴとから要求空気量
　Ｑ　ｒｅａを選択し基本燃料噴射量算出手段３７へ出
力する。すなわち、加減速算出手段３３ａで過渡時のス
ロットル開度変化率ΔＴｈθに基づき加速あるいは減速
と判定された場合、加減速判定手段３３ａからの出力に
より要求空気量選択手段３３ｂでは上記実吸入空気間Ｑ
を予測補正した予測吸入空気Ｉ　Ｑ　ＳＥＴを要求空気
量　Ｑ　ｒｅｑとして選択し、上記基本燃料噴射量算出
手段３７へ出力し、それ以外では上記実吸入空気間Ｑを
要求空気量Ｑ　ｒｅｑとして上記基本燃料噴射量算出手
段３７へ出力する。

基本燃料噴射量算出手段３７では、燃料噴射時に要求さ
れる要求空気ＲＱ　ｒｅｑと、上記エンジン回転数算出
手段３１で算出したそのときのエンジン回転数Ｎ　（ｔ
ｎ）から基本燃料噴射ｍ　Ｔ　ｐを算出する。すなわち
、基本燃料噴射ｆｆ１ＴＩ）は、ＴＯ＝ＫＸＱ（ｔｎ）
／Ｎ（ｔｎ）　　　　（Ｋ　：定数）で求められる。

燃料噴射量算出手段３８では、上記基本燃料噴射１ｄ算
出手段３７で算出した基本燃料噴ｔ）［Ｔｐを、上記空
燃比補正係数算出手段３４で算出した空燃比補正係数Ｃ
０ＦＦと、空燃比フィードバック補正係数設定手段３５
で設定した空燃比フィードバック補正係数ＫＦＢとで補
正して実際の燃料噴射量７−ｉを算出する。すなわち、
この燃料噴射ｆｆ１Ｔは、 Ｔｉ　＝Ｔｐ　ｘｃＯＥＦｘＫＦＢ で求めることができる。

そして、この燃料噴射量算出手段３８で算出した燃料噴
射１ｆｉＴｉが燃料噴射パルス幅信号としてインジェク
タ駆動手段３９を介してインジェクタ１２へ出力される
。

点火時期検索手段４０では、上記基本燃料噴射量算出手
段３７で算出した基本燃料噴射量Ｔｐに基づく負荷デー
タと上記エンジン回転数Ｎ　（ｔｎ）とをパラメータと
して運転領域を特定し、点火時期マツプＭ　Ｐ　ＩＧか
ら点火時期（点火角度）θｓｐｋを検索する。

点火時刻算出手段４１では、上記角速度算出手段３０で
算出した角速度ωと上記点火時期検索手段４０で検索し
た点火時期θｓｐｋとに基づき点火時刻Ｔ　ｓｐｋを、 Ｔｓｐｋ−θｓｐｋ　／ω で求める。

この点火時刻Ｔ　ｓｐｋは、上記クランクパルス判別手
段２９から出力されるＧ信号（クランクプレート１４の
基準クランク角、例えばＢＴＤＣ８０°を示す突起１４
ａを検出した信号）を基準に設定される。

タイマ手段４２では、上記クランクパルス判別手段２９
から出力されたＧ信号をトリガ信号として上記点火時刻
算出手段４１で算出した点火時刻Ｔ　ｓｐｋの計時を開
始し、点火時刻７　ｓｐｋに達した場合、点火駆動手段
４３を介して点火コイル２８へ点火信号ｓｐｋを出力す
る。

上記点火時刻Ｔｓｐｋは、上記要求空気量算出手段３６
ｂで算出した要求空気ｆｄＱｒｅｑに基づいて設定され
た基本燃料噴ｔＪＪｍＴｐを負荷パラメータとして取り
入れているので、過渡時に対する追従性がよく、定常運
転はもちろん過渡時においても最適点火時期を設定する
ことができる。

（動　作） 次に、実施例の動作について第３図、第５図のフローチ
ャートに従って説明する。

（燃料噴ｔＡ闇制御り 第３図（ａ）及び第３図（ｂ）に示すように、まず、ス
テップ８１０１．３１０２において現時刻のエンジン回
転数Ｎ　（ｔｎ）、スロットル通過空気ｆｆｉ　Ｑ　５
（ｔｎ）をクランク角センサ１５の出力信号、および、
吸入空気間センサ１０の出力信号から算出する。

次いで、ステップ５１０３では、上記ステップ５１０１
で算出したエンジン回転数Ｎ　（ｔｎ）と、時間に依存
する演算周期Δｔに基づいて加重係数α（ｔｎ）を算出
する。このα（（ｎ）は坦時刻の加重係数で前記（４）
式あるいは（５）式にて求める。

その後、前回のルーチンにおいて算出した加重係数α（
ｔｎ−１）と、上記ステップ５１０３で算出した加ルー
チンで算出した実吸入空気ｆｆｉ　Ｑ　（ｔｎ−１）を
乗算ステップ５１０２で算出したスロットル通過空気量
Ｑｓ　（ｔｎ）に上記ステップ３１０３で算出した加重
係数α今回の実吸入空気ｆｆ１Ｑ（ｔｎ）を算出する（
　（１６）式参照）。

なお、プログラムが初回のときには、前回の加重係数α
（ｔｎ−１）、前回の実吸入空気間Ｑ　（ｔｎ−１）の
データがないので、上記ステップ５１０３からステップ
５１０５ヘジヤンブし、上記ステップ３１０２・、　５
１０３で算出したスロットル通過空気ｆｆ１Ｑｓ（ｔｎ
）　、加重係数α（ｔｎ）を前回の実吸入空気ｆｍＱ（
ｔｎ−１）、前回の加重係数（Ｘ　（ｔｎ−１）として
記憶手段（ＲＡＭ）２２に格納してルーチンから外れる
。

一方、プログラムが２回目以降の場合、上記ステップ５
１０４からステップ５１０５へ進み上述同様、今回のデ
ータＱ　（ｔｎ）、ａ　（ｔｎ）を前回のデータＱ（ｔ
ｎ−１）、ａ　（ｔｎ−１）とし、前回のデータＱ　（
ｔｎ−１）を前前回のデータＱ　（ｔｎ−２）として上
記記憶手段（ＲＡＭ）２２に格納する。

次に、ステップ５１０６では、加減速判定手段３３ａで
上記スロットルポジションセンサ１１のスロットル開１
１Ｔｈθを示す信号をサンプリングしてスロットル開度
変化率ΔＴｈθを算出し、所定値ＤＥＬＴＸと比較する
ことによって加速あるいは減速状態を判定する。

加速あるいは減速状態と判定された場合、ステップ５１
０７へ進み、上記スロットル開度Ｔｈθを所定値ＸＬＩ
Ｈと比較してこの所定値ＸＬＩＭよりも小さい場合、ス
テップ８１０８へと進む。

上記所定値叶ＬＴＸ及びＸＬＩＭは、例えば、エンジン
回転数Ｎのマツプなどから与えられる設定値で、ＤＥＬ
ＴＸは、加減速状態の判定基準を示し、ＸＬＩＨは吸入
空気■の変化が予想されるスロットル開度Ｔｈθの限界
基準を示す。すなわち、スロットル全開あるいは全開付
近から加速あるいは減速した場合、空気量はほとんど変
化しないため、予測吸入空気間ＱＳＦＴ’ｆＪ出の必要
がない。従って、ステップ８１０６及びステップ５１０
７で、ΔＴｈθ＞　ＤＥＬＴＸかつＴｈθ＜　ＸＬＩＨ
の条件を満足しない場合は、ステップ５１１１ヘジヤン
ブして要求空気５１　Ｑ　ｒｅｑとして実吸入空気量Ｉ
　Ｑ　（ｔｎ）を選択する。

尚、第３図（ａ）のフローチャートのステップ３１０６
、５１０７は加速の場合を示し、減速の場合は不等号を
逆にする。

一方、ステップ８１０８では、上記実吸入空気量Ｑ（ｔ
ｎ）の変化速度Ｖと変化加速度ａとから時間位相差Ｔ　
ＳＦＴ後の予測吸入空気１ｉ　Ｑ　ＳＦＴを算出しく（
２０）式参照）、ステップ５１０９で、この予測結果を
ステップ８１０４で算出した実吸入空気Ｉ　Ｑ　（ｔｎ
）と比較する。加速状態において、上記予測吸入空気量
ＱＳＦＴが上記実吸入空気量　Ｑ　（ｔｎ）よりも大き
い場合、ステップ３１１０へ進み、上記ステップ３１０
８で算出した予測吸入空気量　Ｑ　ＳＦＴを要求空気量
Ｑ　ｒｅＱとして選択する。

尚、第３図（ｂ）のフロチャートのステップ５１０９は
加速の場合を示し、減速の場合は不等号を逆にする。

一方、加速時において上記実吸入空気ｆｆｌ　Ｑ　（ｔ
ｎ）の変化が小さくなり上記予測吸入空気１ｉ　Ｑ　Ｓ
ＦＴが上記実吸入空気！１　Ｑ　（ｔｎ）よりも小さく
なった場合、ステップ５１０９からステップ５１１１へ
進み、要求空気量　Ｑ　ｒｅＱとして実吸入空気ｆｆ１
Ｑ（ｔｎ）を選択する。

そして、ステップ５１１２で、上記ステップ５１０１で
求めたエンジン回転数Ｎ　（ｔｎ）と上記ステップ５１
１０あるいはステップ５１１１で選択された要求空気ｆ
ｆ１Ｑｒｅｑから基本燃料噴射ｉ？ｔ　Ｔ　ｐを求める
（Ｔｐ　＝ＫＸ　Ｑ　ｒＱｑ　／　Ｎ　（ｔｎ））。

その後、ステップ５１１３では、スロットルポジション
センサ１１．冷却水温センサ１３の出力信号から算出し
た空燃比補正係数Ｃ０ＥＦと、０２センサ１７の出力信
号に基づき設定した空燃比フィードバック補正係数ＫＦ
Ｂにて、上記ステップ５１１２で算出した基本燃料噴射
間Ｔ１１を補正して実際の燃料１１ＱＣ）ＪｆｎＴｉ　
全算出１．．　（Ｔｉ　＝Ｔｐ　ｘｃＯＥＦｘＫＦＢ）
、この燃料噴射ｆｆ１Ｔｉが燃料噴射パルス幅信号とし
てインジェクタ１２へ出力される。

ところで、エンジン始動後、上記ステップ５１０４で求
めた、実吸入空気Ｉ　Ｑ　（ｔｎ）が真の実吸入空気間
として収束するためには、所定回数、上記（１６）式の
演算を繰り返す必要があり（時間にすれば微小時間）、
この間は、平行して上述のスロットル通過空気ｆｆ１Ｑ
ｓの単純平均値を求め、この単純平均値をＱ　（ｔｎ）
に代用して上記基本燃料噴射ｆａＴｌ）を求める。

また、エンジン始動後、上記ステップ５１１０あるいは
ステップ５１１１で求めた要求空気ＦｆＩ　Ｑ　ｒｅｑ
を用いて基本燃料噴射量Ｔ＋１を求めるようになるまで
の間は、微小時間であるため、エンジン始動後直ちに車
を発進することはないのでスロットル通過空気ｆｆ１Ｑ
ｓの単純平均を代用しても問題ない。

（点火時期制御） 第５図に示すように、まず、ステップ５２１１．３２１
２で現時刻の角速度ω、および、この角速度ωに基づく
エンジン回転数Ｎ　（ｔｎ）をクランク角センサ１５の
出力信号（Ｇ信号、ＮＯ信号）から算出する。

次いで、ステップ５２１３で基本燃料噴射ｆｆ１Ｔｐを
読込み、ステップ５２１４で、上記ステップ５２１２．
５２１３で設定したエンジン回転数Ｎ　（ｔｎ）、基本
燃料噴射ｆｆ１Ｔｐをパラメータとして特定した点火時
期マツプＭＰＩＧの該当アドレスに記憶されている点火
時期（点火角度）θｓｐｋを検索する。

ぞの後、ステップ５２１５で、上記ステップ５２１１で
算出した角速度ωと、上記ステップ５２１４で検索した
点火時期θｓｐｋに基づき、上記クランク角センサ１５
の基準クランク角を検出するＧ信号が出力されたときを
基準とする点火時刻Ｔ　ｓｐｋを算出する（　Ｔ　５ｏ
ｋ−θｓｐｋ　／ω）。

そして、ステップ５２１６で、上記点火時刻Ｔ、ｓｐｋ
がタイマ手段４２にセットされ、上記Ｇ信号をトリガ信
号として計時が開始され、セットされた点火時刻Ｔ　ｓ
ｐｋに達すると点火駆動手段４３を介して点火コイル２
８へ点火信号ｓｐｋを出力し、点火コイル２８の一次巻
線が遮断され、ディストリビュータ２７により所定の気
筒の点火プラグ５を点火する。

この場合においても、上記要求空気ＥＪ　Ｑ　ｒｅｑか
ら求めた基本燃料噴射ｆｆ１Ｔｐをパラメータとして取
り入れて、点火時期Ｂ　ｓｐｋを求めているので、最適
な点火時期を設定することができる。

なお、この実施例では、時間制御式の点火時期制御につ
いて説明したが、角度制御式の点火時期制御にも本発明
を採用できることはいうまでもない。

（第２実施例） 次に本発明の第２実施例について説明する。第２実施例
においては燃料噴射制御の別の実施例のフローチャート
を第９図（ａ）、（ｂ）に示す。

この実施例においては、加速時において、実吸入空気間
Ｑ　（ｔｎ）よりも予測吸入空気ｆｆｌ　Ｑ　ＳＦＴが
小さくなった場合、予測吸入空気量Ｑ　ＳＦＴを用いた
制御を確実に中止して、真の吸入空気間に対応する実吸
入空気ＩＱ（ｔｎ）に対して要求空気ａ　Ｑ　ｒｅＱの
脈動による誤差を防止するようにしたものである。

第１０図に示すように、加速時において、スロットル開
度Ｔｈθが増大して吸入管圧力がスロットル弁全開時と
等しくなった後、モデルによって求めた真の吸入吸気量
に対応する実吸入空気ＦＢ−Ｑ（（ｎ）は、わずかに脈
動しており、予測吸入空気間Ｑ　ＳＦＴは、実吸入空気
ａ　Ｑ　（ｔｎ）よりも小さくなった時点（第１０図に
おいてＡ点）以後、二点鎖線で示すように脈動を拡大す
る方向で算出されてしまい、この脈動による誤差を生じ
てしまう。したがって、実吸入空気ｆｆ１Ｑ（ｔｎ）よ
りも予測吸入空気ｆｌＱｓ同が小さくなった時点で予測
吸入空気ｆｆ１ＱＳＦＴによる制御を中止する必要があ
る。

第２実施例は、これに対処するものであり、第９図（ａ
）、（ｂ）は前述の実施例における第３図（ａ）、（ｂ
）に対応し、同じステップにおいては同一の符号を付し
て説明を省略する。

ステップ３１０４で実吸入空気量　Ｑ　（ｔｎ）を算出
し、ステップ５１０５で今回の実吸入空気ｆｆ１Ｑ（ｔ
ｎ）、加重係数α（ｔｎ）を前回の実吸入空気間Ｑ　（
ｔｎ−１）、加重係数α（ｔｎ−１）とし、前回の実吸
入空気間Ｑ　（ｔｎ−１）を前前回の実吸入空気ｆｆ１
Ｑ（ｔｎ−２）として記憶手段（ＲＡＭ）２２に格納し
た後、ステップ５１５０へ進む。

ステップ５１５０では、スロットル開度変化率△Ｔｈθ
が所定値旺ＴＶ（例えば、○）以下か否かを判定する。

スロットル変化率ΔＴｈθが設定値５ＥＴＶ（例えばＯ
）以下であり、すなわち、加速開始前でスロットルバル
ブ開度Ｔｈθが略一定のとき、あるいは、スロットルバ
ルブが戻されて減速状態に移行したとき、または、加速
状態からスロットル間度略一定の定常状態に移行したと
きにはステップ５１５０からステップ５１５１に進み、
フラッグがリセット（ＦＬＡＧ＝　Ｑ　）されてステッ
プ３１０６へ進む。

一方、ステップ５１５０において、スロットル開度ΔＴ
ｈθが設定値５ＥＴＶよりも大きい場合には、ステップ
５１５１をジャンプしてステップ８１０６に進む。

ステップ８１０６では、スロットル開度変化率△丁ｈθ
が所定値ＤＥＬ丁Ｘよりも大きいか否かの加速判定が行
われ、スロットル開度変化率ΔＴｈθが所定値ＤＥＬＴ
Ｘ以下の加速時以外のときは、ステップ５１１１へ進み
、要求吸入空気量　Ｑ　ｒｅｑとしてステップ５１０４
で算出された実吸入空気間Ｑ　（ｔｎ）が選択されて、
これに基づき、ステップ５１１２で基本燃料噴！）１世
が算出される。

一方、ステップ８１０６において、スロットル変化率Δ
Ｔｈθが所定値ＤＥＬＴＸよりも大きく、加速と判定さ
れた場合には、ステップ５１５２へ進み、フラッグが０
　（ＦＬＡＧ＝　０　）であるか否かが判定される。

前回以前のプログラムにおいて、加速開始前のときには
、ステップ５１５１でフラッグがリセット（ＦＬＡＧ＝
　０　）されているので加速移行し、または、加速中の
ときには、ＦＬＡＧ＝　Ｏであり、ステップ５１５２か
らステップ３１０７へ進み、それ以外のときには、ステ
ップ５１１１に進む。そして、ステップ５１０７で、゛
スロットル開度Ｔｈθが限界基準ＸＬＩＨより小さいか
が判定され、Ｔｈθ＜ＸＬＩＨの場合、ステップ８１０
８へ進む。従って、ステップ３１０６．３１５２．５１
０７で、ΔＴｈθ＞　ＤＥＬＴＸ　カッＦＬＡＧ＝　Ｏ
カッＴ　ｈθ＜ＸＬＩＨの条件を満足したときのみステ
ップ８１０８へ進み予測吸入空気量　Ｑ　ＳＦＴを算出
してステップ５１０９へ進むが、それ以外のときには、
ステップ５１１１へ進み、要求空気ｆｆｉ　Ｑ　ｒｅＧ
として実吸入空気間Ｑ　（ｔｎ）を選択する。

ステップ５１０９では、ステップ５１０４で算出した実
吸入空気量ｔＱ（ｔｎ）よりもステップ５１０８で算出
した予測吸入空気量　Ｑ　ＳＦＴの方が大きいか否かが
判定され、予測吸入空気Ｑ　Ｑ　（ｔｎ）よりも予測吸
入空気ｆｆｉ　Ｑ　ＳＦＴが大きい場合（ＱＳＦＴ　＞
Ｑ（ｔｎ））　、ステップ５１１０へ進み、要求吸気ｍ
　Ｑ　ｒｅｑとして予測吸入空気間Ｑ　ＳＦＴを選択し
、ステップ５１１２でこの予測吸入空気間ＳＥＴに基づ
き基本燃料噴射ｆｉＴｐを算出する。

一方、ステップ５１０９で予測吸入吸気ｍ　Ｑ　ＳＦＴ
が実吸入空気量Ｑ（ｔｎ）以下と判定されるとステップ
５１５３でフラッグがセットされ（ＦＬＡＧ＝　１　）
　、ステップ５１１１で要求吸気Ｉ　Ｑ　ｒｅｑとして
実吸入空気間Ｑ　（ｔｎ）が選択されてステップ５１１
２においてこの実吸入空気ｇｉＱ　（ｔｎ）に基づき基
本燃料噴射ｆｆ１Ｔｐを算出する。

従って、加速時においてステップ５１０９で予測吸入空
気間Ｑ　ＳＦＴが実吸入空気ｆｆ１Ｑ（ｔｎ）よりも小
さくなったと一度でも判定されると、ステップ５１５３
でフラッグがセット（ＦＬＡＧ＝　１　）されるので、
次回以降のプログラムにおいて、ステップ５１５０でス
ロットル変化率ΔＴｈθが設定値５ＥＴＶ　（例えばＯ
）以下と判定されない限りは、ステップ５１５１でフラ
ッグをリセット（ＦＬＡＧ＝　Ｏ）　Ｌないため、スロ
ツトルバルブ開度ΔＴｈθが所定値ＤＥＬＴＸよりも大
きい（ΔＴｈθ＞　ＤＥＬＴＸ　）加速途上であっても
、ステップ５１５２における判定によりステップ５１１
１に進むので、予測吸入空気量　Ｑ　ＳＦＴに基づく制
御が確実に中止され、実吸入吸気ｍ　Ｑ　（ｔｎ）によ
る制御に移行する。

これによって、加速時において、実吸入空気間Ｑ（ｔｎ
）よりも予測吸入空気ｉ１　Ｑ　ＳＦＴが小さくなった
場合には、予測吸入空気間Ｑ　ＳＦＴを用いた制御を確
実に中止して真の吸入空気間に対応する実吸入空気量　
Ｑ　（ｔｎ）に対して要求吸入空気Ｑ　ｒｅｑの脈動に
よる誤差を防止することが可能となる。

なお、第２実施例のステップ５１５０において、スロッ
トル開度変化率△Ｔｈθが設定値５ＥＴＶ以下か否かに
よって判定を行っているが、これに代え、図示しないア
イドルスイッチからの信号を取込み、スロットルバルブ
７ａが略全閉状態でアイドルスイッチがＯＮしたときの
み、ステップ５１５１に進むようにしてもよい。

また、第２実施例では、第９図（ａ）、（ｂ）に基づき
加速の際の燃料噴射量制御について説明したが、第９図
（ａ）、（ｂ）における各ステップ３１５０．３１０６
．３１０７．３１０９の不等号の向きを逆にすることに
よって減速の際の燃料噴射量制御に用いることができる
。

また、各実施例において、予測吸入空気１ｆｉＱｓＦ■
を算出する際に、前記（２０）式に基づき２階微分の式
を用いるようにしているが、予測吸入空気間ＱＳＦＴＩ
出の精度を向上するため、ざらに高次の式を用いるよう
にしてもよい。

［発明の効果］ 以上説明したように本発明によれば、エンジンが実際に
吸込む真の吸入空気間に対応づる実吸入空気間の変化速
度と変化加速度とから、所定時間後のエンジンの吸入行
程のタイミングに見合った予測吸入空気間を算出するよ
うにしたので、過渡時における実際のエンジンの吸入行
程での空気量を適正に算出でき、空燃比のリッチ化、リ
ーン化が抑制できるばかりでなく、最適点火時期を設定
することができて、運転性能、および、エンジン出力性
能の向上、排気エミッションの改善が図れるなど優れた
効果が秦される。

【図面の簡単な説明】

第１図〜第８図は本発明の第１実施例に関わり、第１図
はエンジン制御系の概略図、第２図は制御装置の機能ブ
ロック図、第３図は燃料噴射世の算出手順を示すフロー
チャート、第４図はクランクロータの正面図、第５図は
点火時刻の算出手順を小すフローチャート、第６図は吸
気状態を示す概念図、第７図は吸入空気間を示す特性図
、第８図はスロットル開度変化に伴うエンジン回転数お
よび吸入空気間の変化特性図であり、第９図ないし第１
０図は本発明の第２実施例に関わり、第９図は燃料噴射
宿の算出手順を示すフローチャート、第１０図は吸入空
気間の変化特性図である。 １０・・・吸入空気ａセンサ、 １つ・・・制御手段、 ３６・・・実吸入空気間算出手段、 ３６ａ・・・予測吸入空気ｆｆ１Ｗ出手段、３６ｂ・・
・要求空気聞選択手段、 Ｑｓ・・・スロットル通過空気■、 Ｑ・・・実吸入空気間、 Ｑ　（ｔｎ）・・・今回算出の実吸入空気間、に）　（
ｔｎ−ｉ）・・・前回算出の実吸入空気間、Ｑ　（ｔｎ
−２）・・・前前回算出の実吸入空気間、Ｑ粁丁・・・
予測吸入空気層、 Ｑ　ｒｅｑ・・・要求空気諺、 ■・・・実吸入空気間の変化速度、 ａ・・・実吸入空気間の変化加速度、 Ｔｈθ・・・スロットル開度変化率、 ＴＳＦ丁・・・時間位相差、 Δｔ・・・演算周期。 第４図 ＴＤＣ 第５図 第６図 （ａ） 第９図 （ｂ）

Claims (3)

【特許請求の範囲】
1. （１）吸入空気量センサで計測されたスロットル通過空
   気量からエンジンが実際に吸込む真の吸入空気量に対応
   する実吸入空気量を算出する実吸入空気量算出手段と、 上記実吸入空気量算出手段で算出した実吸入空気量の変
   化速度と変化加速度とから、所定の時間位相差後の上記
   実吸入空気量の変化を予測し、上記エンジンの吸入行程
   のタイミングに見合つた予測吸入空気量を算出する予測
   吸入空気量算出手段とが設けられていることを特徴とす
   るエンジンの吸入空気量算出装置。
2. （２）吸入空気量センサで計測された吸入空気間からエ
   ンジンが実際に吸込む真の吸入空気量に対応する実吸入
   空気量を算出し、 その後、上記実吸入空気量の変化速度と変化加速度とか
   ら、所定の時間位相差後の上記実吸入空気量の変化を予
   測し、上記エンジンの吸入行程のタイミングに見合つた
   予測吸入空気量を算出することを特徴とするエンジンの
   吸入空気量算出方法。
3. （３）今回算出した実吸入空気量をＱ（ｔｎ）、前回算
   出した実吸入空気量をＱ（ｔｎ−１）、前前回算出した
   実吸入空気量をＱ（ｔｎ−２）、予測吸入空気量をＱＳ
   ＦＴ、今回算出した実吸入空気量Ｑ（ｔｎ）と予測吸入
   空気量ＱＳＦＴとの時間位相差をＴＳＦＴ、演算周期を
   Δｔとした場合、予測吸入空気量ＱＳＦＴはＱＳＦＴ＝
   Ｑ（ｔｎ）＋｛Ｑ（ｔｎ）−Ｑ（ｔｎ−１）｝／Δｔ×
   ＴＳＦＴ＋｛Ｑ（ｔｎ）−２×Ｑ（ｔｎ−１）＋Ｑ（ｔ
   ｎ−２）｝／｛２×（Δｔ）＾２｝×（ＴＳＦＴ）＾２
   で求めることを特徴とする前記請求項２記載のエンジン
   の吸入空気量算出装置。