JPH0291436A - 内燃機関の燃料噴射量制御装置 - 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】 ［産業上の利用分野コ 本発明は、内燃機関のシリンダ内に流人する燃料の挙動
を表す物理モデルに則って燃料噴射弁からの燃料噴射量
を制御する内燃機関の燃料噴躬量制御装置に関する。

［従来の技術］ 従来より、内燃機関に供給される燃料混合気の空燃比が
目標空燃比になるように燃料噴射弁からの燃料噴射量を
制御する燃料噴射量制御装置の一つとして、例えば特開
昭５９−１９６９３０号公報に記載の如く、内燃機関の
回転速度と吸入空気量とから求められる基本燃料噴射量
を補正する補正値を制御人力、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
を行い、内燃機関の動的な振舞いを記述する数式モデル
を求め、これに基づき設計された制御則により燃料噴射
量を制御する、所謂線形制御理論に基づく制御装置が知
られている。

［発明が解決しようとする課題］ しかし上記制御人力と制御出力との関係は本来非線形で
あり、上記のように単に線形近似により数式モデルを求
めたのでは内燃機関の動的な振舞いを極めて狭い運転条
件下でしか記述することができず、制御を良好に行なう
には、例えは特開昭５９−７７５１号公報に記載の如く
、線形近似が成り立つとみなし得る複数の運転領域毎に
数式モデルを設定し、これに基づき各運転領域毎に制御
則を決定しなければならなかった。このため従来では、
制御則を内燃機関の各運転領域毎に切り替えなければな
らず、制御が煩雑になるといった問題があった。また各
運転領域の境界点では制御則の切り替えのために制御が
不安定になるといった問題もある。

そこで本願出願人は、特願昭６２−１８９８８９号、特
願昭６２−１８９８９１号等により、内燃機関における
燃料挙動を記述した物理モデルに基づき非線形補償され
た制御則を決定することで、上記のように制御則を切り
替えることなく（即ち一つの制御則で）燃料噴射制御を
実行できる燃料噴射量制御装置を提案した。

しかし上記物理モデルによっても内燃機関の燃料挙動を
完全に記述することは難しく、実際には内燃機関の加減
速時（即ち過渡運転時）等にモデルパラメータが変動し
てしまうといったことがあった。こうした内燃機関の運
転変動に伴う制御誤差は、制御則を周知のサーボ系に拡
大して積分動作を行うことによって補償することができ
るが、積分補償の割合を大きくすると応答性が悪くなる
といったことがあり、制御性をより向上するには、モデ
ルパラメータの変動分を見越して制御量を決定すること
が望まれる。

そこで本発明は、上記のように内燃機関の燃料挙動を記
述した物理モデルに基づき暗室された一つの制御則によ
り内燃機関の燃料噴射制御を行なう装置に於いて、制御
則を、内燃機関の過渡運転に伴うモデルパラメータの変
動分を補償し得るように構成し、制御性をより向上でき
るようにすることを目的としてなされた。

［問題点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の構成は、
第１図に例示する如く、 吸気管Ｍ１壁面への付着燃料量ｆ−及び該吸気管Ｍｌ内
での蒸発燃料量ｆνを状態変数として内燃機関Ｍ２のシ
リンダＭ３内に流入する燃料の挙動を記述した物理モデ
ルに則って燃料噴射弁Ｍ４からの燃料噴射量ｑを制御す
る内燃機関の燃料噴射量制御装置であって、 内燃機関Ｍ２の回転速度ω、吸気管圧力Ｐ、吸気管Ｍ１
の壁面に付着した燃料の単位時間当りの蒸発量Ｖｆ、及
び上記シリンダＭ３内に流人する空気量ｍを直接又は間
接的に検出する運転状態検出手段Ｍ５と、 該運転状態検出手段Ｍ５で検出された吸気管壁面付着燃
料の蒸発量Ｖｆを回転速度ωで除算する除算手段Ｍ６と
、 上記物理モデルに基づき設定された演算式を使用して、
少なくとも上記除算手段Ｍ６の算出結果Ｖｆ／ωと上記
燃料噴射弁Ｍ４からの燃料噴射量ｑ（ｋ−１）とに基づ
き上記状態変数ｆ−及びｆｖを推定する推定手段Ｍ７と
、 上記運転状態検出手段Ｍ５で検出される吸気管圧力Ｐの
時間当りの変化量△Ｐを算出する変化量算出手段Ｍ８と
、 該変化量算出手段Ｍ８の算出結果△Ｐを一つのパラメー
タとして、上記物理モデルの少なくとも一方の状態変数
ｆ（−ｆｗ及び／又はｆｖ）にかかるモデルパラメータ
の変動量△αを求め、該変動量△αと上記推定手段Ｍ７
で推定された該変動量Δαと対応する状態変数量？　（
＝？ｗ及び／又は？ν）とを乗算するモデル変動補正量
算出手段Ｍ９と、 上記物理モデルに基づき設定された演算式を使用して、
上記除算手段Ｍ６及びモデル変動補正量算出手段Ｍ９の
演算結果Ｖｆ／ω、Δα令？、上記推定手段Ｍ７の推定
結果？ｗ、？ｖ、及び上記運転状態検出手段Ｍ５で検出
された空気量ｍと目標燃空比λ「との積λ「ｍに基づき
、上記燃料噴射弁Ｍ４から次に噴射する燃料量ｑ　（ｎ
）を算出する燃料噴射量算出手段ＭＩＯと、 を備えたことを特徴とする内燃機関の燃料噴射量制御装
置を要旨としている。

［作用コ 上記のように構成された本発明の燃料噴射量制御装置に
おい、では、まず除算手段Ｍ６が、運転状態検出手段Ｍ
５で検出された吸気管Ｍ１の壁面に付着した燃料の単位
時間当りの蒸発量Ｖｆを回転速度ωで除算し、推定手段
Ｍ７が、その除算結果Ｖｆ／ωと燃料噴射弁Ｍ４からの
燃料噴射量ｑとに基づき、吸気管Ｍ１壁面への付着燃料
量ｆ−及び吸気管Ｍ１内部の蒸発燃料量ｆｖを推定する
。また変化量算出手段Ｍ８が、運転状態検出手段Ｍ５で
検出される吸気管圧力Ｐの時間当りの変化量△Ｐを算出
し、モデル変動補正量算出手段Ｍ９が、その算出された
運転状態の変化量へＰを一つのパラメータとして、物理
モデルの少なくとも一方の状態変数ｆ　（ｆ−及び／又
はｆｖ）にかかるモデルパラメータの変動量Δαを求め
、該変動量Δαと推定手段Ｍ７で推定された該変動量△
αと対応する状態変数量？（？−及び／又は？ν）とを
乗算する。すると燃料噴射量算出手段ＭＩＯがこの乗算
結果Δα◆ｒと、除算手段Ｍ６の演算結果Ｖｆ／ωと、
推定手段Ｍ７の推定結果？ｗ、７シと、運転状態検出手
段Ｍ５で検出された空気量ｍと目標燃空比入「との積大
「・ｍとに基づき、燃料噴射弁Ｍ３からの次回の燃料噴
射量ｑを算出する。

即ち本発明では、吸気管圧力Ｐの時間当りの変化量ΔＰ
を一つのパラメータとして内燃機関Ｍ２の過渡運転時に
生ずるモデルパラメータの変動量Δαを求め、この求め
られた変動量Δαと対応する状態変数量ｒを乗すること
で、内燃機関Ｍ２の過渡運転時に生ずる制御量誤差を補
償するための補正量を算出し、この算出結果（即ちΔα
◆？）を用いて制御量を決定することにより、制御量が
常に内燃機関Ｍ２の運転状態に対応した値となるように
しているのである。この結果本発明によれば、内燃機関
Ｍ２の運転状態が急変してモデルパラメータが変動する
ような場合であっても、それに応じて制御量を補償する
ことができ、空燃比の制御精度を向上できる。

次に本発明の構成の基本となる物理モデルの一例につい
て説明する。

まず内燃機関Ｍ２のシリンダＭ３内に流人する燃料量ｆ
ｃは、燃料噴射弁Ｍ４からの燃料噴射量ｑと、吸気ｆＭ
１壁面への付着燃料量ｆ−と、吸気管Ｍ１内部での蒸発
燃料量ｆｖとを用いて次式（１）のように記述すること
ができる。

ｆｃ　＝ａ１◆ｑ＋ａ２φｆｕ＋ａ３＋ｆｖ　　−＝（
１）即ち上記燃料量ｆｃは、燃料噴射弁Ｍ３からの噴射
燃料の直接流人量αｉ−ｑと、その噴射燃料が付着した
吸気管Ｍ１からの間接流入量α２・ｆ−と、噴射燃料或
は壁面付着燃料の蒸発により吸気管Ｍ１内部に存在する
蒸発燃料の流人量α３・ｆｖとの総和であると考えられ
ることから、上式（１）のようにシリンダＭ３内に流入
する燃料Ｍｆｃを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Ｍ４の
制御量によって定まるので、吸気管Ｍ１壁面への付着燃
料量ｆ−及び吸気管Ｍｌ内での蒸発燃料量ｆν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ｆ−及び蒸発燃料量ｆｖにつ
いて考える。

まず吸気管Ｍ１壁面への付着燃料量ｆ−は、吸気行程時
のシリンダＭ３内への流入によって、吸気行程毎にその
一部α２が減少する他、吸気管Ｍ１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Ｍ４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。

また吸気サイクル毎の燃料蒸発量は、単位時間当りの燃
料蒸発量をＶｆ、内燃機関Ｍ２の回転速度をωとすると
、α５・Ｖｆ／ω（但しα５は比例定数）として表すこ
とができる。このため吸気管Ｍ１壁面への付着燃料量ｆ
ｗは次式（２）に示す如く記述できる。

ｆ　ＩＡ（ｋ＋１）　＝　（１−α２）◆ｆ　ｗ（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Ｍ１内部での蒸発燃料量ｆｖは、吸気行程時
のシリンダＭ３内への流人によって、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燃料
蒸発によって増加する。このため吸気管Ｍｌ内の蒸発燃
料量ｆνは次式（３）に示す如く記述できる。

ｆ　ｖ（ｋ＋１）＝（１−α３）・ｆ　ｖ（ｋ）＋　ｃ
ｘ６・ｑ　（ｋ）＋α５φＶｆ（ｋ）／ｌ、＞（ｋ）　
　・・・（３）次に内燃機関Ｍ１のシリンダＭ３内に吸
入された燃料量ｆ　ｃ（ｋ）は、燃料混合気の燃空比λ
（ｋ）と、シリンダＭ３内に流入した空気量ｍ（ｋ）と
から、次式（４）のように記述できる。

ｆｃ（ｋ）＝入（ｋ）ｍ（ｋ）　　　−（４）従って上
記各式のパラメータα２〜α６を周知の同定法によって
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−α４−α［３）ｑ（ｋ）　　・・・（６）こ
のような物理モデルでは、Ｖｆ／ωの項によって非線形
補償されているため、各モデルパラメータα２〜α６を
周知の同定法により定めれば、内燃機関の定常運転時の
燃料挙動を全運転領域で正確に記述することができるよ
うになる。しかし内燃機関の過渡運転時には、吸気管Ｍ
ｌ内の圧力変化によって、壁面付着燃料や蒸発燃料のシ
リンダ内への流人量が変動するので、内燃機関の過渡運
転時にも上記物理モデルによって内燃機関の燃料挙動を
記述させようとすると、その加減速状態に応じて付着燃
料量ｆｗ及び蒸発燃料量ｆｖにかかるモデルパラメータ
を変更しなければならず、各モデルパラメータをある固
定値に設定することがで。

きなくなってしまう。

そこで本発明では、こうした内燃機関の過渡運転時に変
動するモデルパラメータ、即ち状態変数量ｆｗ、ｆｖに
かかるモデルパラメータ（１−０２）及び（ｌ−α３）
、の変動量Δα２及びΔα３を考慮して、例えば次式（
５）−及び（６）′の如き物理モデルを設定し、これに
基づき制御則を決定している。

＋　（１−α４−α６）・ｑ　（ｋ）−△α２・ｆ　ｗ
（ｋ）−△α３・ｆν（ｋ）　　　　　　　　　　　・
・・（６）′尚（５）′式及び（６）′式には、２種の
モデルパラメータ（１−α２）、　（１−α３）の変動
量△α２．Δα３が含まれているが、いずれか一方の変
動量のみを含めた形で物理モデルを設定しても、本発明
を構成して制御精度を向上することは可能である。そし
てこの場合の物理モデルは上式（５）’　、　（６）’
における△α２又はΔα３の部分が０となる。

また変動量△α２．△α３は、上記（５）式及び（６）
式のモデルパラメータを周知の同定法で一旦決定し、そ
の後、実験或はシミュレーション等によって内燃機関Ｍ
２の吸気管圧力Ｐを過渡的に変化させたときのモデルパ
ラメータ（１−α２）、　（１−α３）の変動量を求め
ることで、吸気管圧力Ｐの変化量△Ｐに対する関数ｆ（
八Ｐ）として設定できる。

［実施例コ 以下に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。

図に於て４はエアクリーナ６を介して空気を吸入する吸
気管を表し、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Ｔｉを検出する吸
気温センサ１４が備えられている。

一方１６は排気管で、排気を浄化するための三元触媒コ
ンバータ１日が備えられている。

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、上記吸気圧センサ１２及び吸気温セン
サ１４の他、ディストリビュータ２０の回転から内燃機
関２０回転速度ω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２００回転から内燃機関２
への燃料噴射タイミングｔを検出するためのクランク角
センサ２４、及び内燃機関２のつオータジャケットに取
り付けられ、冷却水温Ｔ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
２Ｂ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に人力され、燃料噴射弁３２を駆動して燃
料噴射弁３２から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量制御の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籾量データが予め記録されたＲＯＭ
４２、同じ＜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ＲＡＭ４４、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内に流人する燃
料混合気の燃空比λが予め設定された目標燃空比λｒに
なるように燃料ＩＩＩＩ削弁３２からの燃料噴射量ｑを
制御する。

次にこの燃料噴射制御のための制御則を第３図に示すブ
ロウクダイヤグラムに基づいて説明する。

尚、第３図は制御則を示す図であって、ハード的な構成
を示すものではなく、燃料噴射制御は第４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実現され
る。また本実施例の制御則は、前述の（５）及び（６）
式に示した物理モデルにおけるモデルパラメータ（１−
α２）の変動量△α２を含めた形で設定された次式（５
）”　、　（６）″の物理モデルに基づき設計されてい
る。

＋　（１−α４−α６）・ｑ　（ｋ）−Δα２◆ｆ　ｗ
（ｋ）・・・（６）”第３図に示すように、本実施例で
は、まず吸気圧センサ１２で検出された吸気管圧力Ｐと
水温センサ２６で検出された冷却水温Ｔとが第１演算部
Ｐ１に人力される。

第１演算部Ｐ１は、吸気管圧力Ｐと冷却水温Ｔとから、
吸気管壁面からの単位時間当りの燃料蒸発量Ｖｆを算出
するためのもので、まず冷却水温Ｔから吸気管４内での
燃料の飽和蒸気圧Ｐｓを求め、この飽和蒸気圧Ｐｓと吸
気管圧力Ｐとから燃料蒸発量Ｖｆを算出する。

つまり吸気管壁面からの単位時間当りの燃料蒸発量Ｖｆ
は、吸気管４内での燃料の飽和蒸気圧ＰＳと吸気管Ｍ１
１内の圧力（吸気管圧力）Ｐとの関数として求めること
ができ、また飽和蒸気圧ＰＳは吸気管壁面への付着燃料
温度Ｔｑの関数であり、付着燃料温度Ｔｑは内燃機関２
の冷却水温或は吸気ボ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、本実施例において
は、まず冷却水温Ｔ（’Ｋ）をパラメータとする次式（
７）を用いて飽和蒸気圧Ｐｓを求め、Ｐｓ　　＝　β　
１−Ｔ２−　β２−Ｔ　　＋　β３　　　　　　　−（
７）（但し、β１．β２．β３：定数） その後この飽和蒸気圧Ｐｓと吸気管圧力Ｐとから燃料蒸
発量Ｖｆを算出するようにされているのである。

次にこの第１演算部Ｐ１で算出された燃料蒸発量Ｖｆは
除算部Ｐ２に人力され、回転速度センサ２２を用いて検
出された内燃機関２の回転速度のによって除算される。

そしてその除算結果Ｖｆ／ωは係数ｆ４乗算部Ｐ３に人
力され、予め設定された係数ｆ４が乗算される。

一方吸気管圧力Ｐは第２演算部Ｐ４にも人力される。第
２演算部Ｐ４は、吸気管圧力Ｐの変化量から内燃機関２
の過渡運転状態を求めるためのもので、吸気圧センサ１
２で今回検出された吸気管圧力Ｐ　（ｋ）と前回検出さ
れた吸気管圧力Ｐ　（ｋ−１）との偏差（Ｐ　（ｋ）−
Ｐ　（ｋ−１））を算出する。そしてこの算出結果（Ｐ
（ｋ）−Ｐ（ｋ−１））は係数γ乗算部Ｐ５に人力され
、係数γが乗じられる。

尚この係数γ乗算部Ｐ５は、吸気管圧力Ｐの変化量、即
ち（Ｐ　（ｋ）　−Ｐ　（ｋ−１））と、予め設定され
た係数ｒとを乗することで、壁面付着燃料量ｆｗにかか
るモデルパラメータ（１−α２）の変動量Δα２を算出
するためのものである。

また係数γには、内燃機関２の吸気管圧力Ｐの変化量（
Ｐ　（ｋ）−Ｐ　（ｋ−１））に対するモデルパラメー
タ（１−α２）の変動量△α２を、実験或はシミュレー
ションによって求め、その関係式を次式（８）の如く導
き出すことによって得られる比例定数が設定されている
。

Δα２＝γ（Ｐ　（ｋ）−Ｐ　（ｋ−１））　　　・・
・（８）次にこの係数乗算部Ｐ５で算出されたモデルパ
ラメータ（ｌ−α２）の変動量△α２、及び乗算部Ｐ２
の除算結果Ｖｆ／ωは、状態変数推定部Ｐ６に入力され
る。状態変数推定部Ｐ６は、予め設定された演算式（本
実施例では前述の（５）”　　式）を用いて、人力され
た各パラメータΔα２及びＶｆ／ωと、−次遅延部Ｐ７
を介して人力される前回燃料噴射弁３２から噴射した燃
料量ｑ　（ｋ−１）と、当該状態変数推定部Ｐ６で前回
推定した状態変数量？ｗ（ｋ−１）及び？ｖ（ｋ−１）
とから、燃料噴射弁３２からの次回の燃料噴射量ｑ（ｋ
）を算出するための状態変Ｆ［量。

即ち付着燃料量ｆ−及び蒸発燃料量ｆνを推定する。そ
してこの推定結果？−及び？Ｖには、係数ｆ１乗算部Ｐ
８及び係数ｆ２乗算部Ｐ９で、夫々、係数ｆ１及びｆ２
が乗算される。

また次にこの状態変数推定部Ｐ６で算出された付着燃料
量？−は、係数γ乗算部Ｐ５で算出されたモデルパラメ
ータ（１−α２）の変動量Δα２と共に第１乗算部ＰＩ
Ｏに人力される。第１乗算部Ｐ１０は付着燃料量？−と
変動量△α２とを乗することで、モデルパラメータ（１
−α２）の変動に伴い生ずる付着燃料量？−の変化量を
求めるためのもので、その乗算結果Δα２・？−には、
係数ｆ５乗算部ｐＨで更に係数ｆ５が乗じられる。

一方上記吸気管圧力Ｐ及び回転速度ωは、吸気温センサ
１４により検出された吸気温Ｔｉと共に第３演算部Ｐ１
２にも入力される。第３演算部Ｐ１２は、これら人力さ
れた６値Ｐ、ω、Ｔｉをパラメータとする次式（９） ％式％（９） （但し、βＸ（ω）、βｙ（ω）：回転速度ωの関数）
を用いて、シリンダ２ａ内に流人する空気量ｍを算出す
るためのもので、その算出結果ｍは第２乗算部Ｐ１３に
人力される。すると第２乗算部Ｐ１３では、その算出さ
れた空気量ｍと予め設定された目標燃空比λ「とを乗算
し、シリンダ２ａ内に流人すべき燃料量（即ち、目標燃
料量）λ「ｍを算出する。またこの目標燃料量大「ｍは
、係数ｆ３乗算部Ｐ１４に人力され、予め設定された係
数ｆ３が乗算される。

そしてこの係数ｆ３乗算部Ｐ１４による乗算結果は、他
の係数乗算部Ｐ３．　　Ｐ８．　　Ｐ９．　　Ｐｉ　１
での乗算結果と共に加算部、Ｐ１５〜Ｐ１Ｂで加算され
、これによって燃料噴射弁３２からの次回の燃料噴射量
ｑ　（ｋ）が決定される。

次に上記第３図の制御則の設計方法について説明する。

尚この種の制御則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、ν
ｏ１．２Ｂ、　Ｎｏ、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。

既述したように上記制御則は、（５）″及び（６）”式
に示す物理モデルに基づき設計されている。このモデル
は非線形であるので、線形制御理論を適用するために、
まず上記モデルを線形近似する。

上記（５）”　、　（６）”式において、まずＶ　ｆ（
ｋ）／　ω（ｋ）　＝　Ｖ　ｆｗ（ｋ）　　　　　　　
　　　　　　＝（１０）とし、更に、 ｘ（ｋ）＝　［ｆ　ｗ（ｋ）　　ｆ　ｖ（ｋ）］　’　
　　　　−（１１）ｙ（ｋ）＝λ（ｋ）ｍ（ｋ）　−（
１−α４−α（３）Ｑ（ｋ）＋△α２・ｆ　ｗ（ｋ）　
　・・・（１５）１１１（ｋ）＝ｑ（ｋ）−（１６）　
　Ｃ＝　［Ｑ！２　　α３］　＝（１７）とおくと、（
５）”　、（６）“式は ｘ（ｋ＋１）＝Ａ−ｘ（ｋ）＋Ｂ−ｕ（ｋ）＋ｗ（ｋ）
　　・・・（１８）ｙ（ｋ）＝Ｃ◆ｘ（ｋ）　　　　　
　　　　　・・・（１９）で表すことができる。

ここで、ｙ（ｋ）　＝ｙ　ｒ　（目標値）で定常となる
とき、ｕ（ｋ）＝ｕ　ｒ、　　ｘ（ｋ）＝ｘ　ｒとする
と、上式（１８）及び（１９）は次式（２０）、（２１
）に示す如くなる。

ｘ　ｒ　＝Ａ＊ｘ　ｒ　＋Ｂ−ｕ　ｒ　＋ｗ（ｋ）　　
　　−（２０）ｙｒ＝ｃ−ｘｒ　　　　　　　　　　　
　　・・・（２１）上式（１８）〜（２１）より、 ｘ（ｋ＋１）　−ｘ　ｒ　＝Ａ　（ｘ（ｋ）　−ｘ　ｒ
　）＋　ＩＢ　（ｕ（ｋ）　−ｕ　ｒ　）　　−（２２
）ｙ（ｋ）−ｙ　ｒ　＝Ｃ（ｘ（ｋ）−ｘ　ｒ　）　　
　　−（２３＞次に、上式（２２）　、　（２３）にお
いて、Ｘ　（ｋ）＝ｘ（ｋ）　−ｘ　ｒ　　　　　　　
　　　　−（２４）Ｕ　（ｋ）＝　ｕ（ｋ）　−１ｕｒ
　　　　　　　　　　　−（２５）Ｙ（ｋ）ｙ（ｋ）−
ｙ　ｒ　　　　　　　　　　　＝−（２６）とおくと、
（２２）、（２３）式は次式（２７Ｘ２８）の如くなる
。

Ｘ　（ｋ＋１）−Ａ　Ｘ　（ｋ）　＋　Ｂ　Ｕ　（ｋ）
　　　　　　　　　　・ぺ２７）Ｙ　（ｋ）　＝　ＣＸ
　（ｋ）　　　　　　　　　　　　・・・（２８）この
（２７）及び（２８）において、Ｘ　（ｋ）→０とすれ
ば、Ｙ（ｋ）＝’Ｏとなり、ｕ（ｋ）−＋ｕｒであれば
、３’（ｋ）−＋ｙｒとなる。従って上式（２７）の最
適レギュレータを設計すればよい。即ち、離散型リカツ
チ方程式を解くことで、最適制御は次式（２９）の如く
求まる。

Ｕ　（ｋ）　＝　Ｆ　Ｘ　（ｋ）　　　　　　　　　　
　　　・・・（２９）またこの（２９）式は、上記（２
４）及び（２５）式より次式（３０）の如くなる。

ｔｕ（ｋ）＝Ｆ◆ｘ（ｋ）　−Ｆ◆ｘ　ｒ　＋　ｕ　ｒ
　　　　・（３０）従って、上記（２０）及び（２１）
式において、がｘｒ、ｔｕｒについて解ければ上式（３
ｏ）が確定し、１１　（ｋ）を求めることができるよう
になる。

本実施例の場合、上式（３１）は前述の（１１）〜（１
７）式より、次式（３２）の如くなり、 ｘｒ、　ｕｒ　（即ちｆｗｒ、ｆｖｒ、ｑｒ）が夫々次
式（３３）〜（３５）の如く求まる。

ｆｗｒ＝β１１−　Ｖ　ｆｗ（ｋ）＋β１２◆（λｒ＋
ｍ（ｋ）−（１−０４−α６）　ｑ　（ｋ）＋Δα２◆
ｆ　ｗ（ｋ））・・・（３３）ｆｖｒ＝β２１　・Ｖ　
ｆｗ（ｋ）＋β２２◆（λｒｏｍ（ｋ）−（１−０４−
α６）ｑ（１＜）＋Δα２◆ｆｃシ（ｋ　））　　・・
−（３４）ｑ　　ｒ　＝　ｆ１２１−Ｖｆｗ（ｋ）　＋
β２３◆　（λ　ｒ　−ｍ（ｋ）−（１−０４−α６）
　ｑ　（ｋ）＋Δα２◆ｆ　ｗ（ｋ））・・・（３５）
（但し、β１１〜β２３は定数） 従ってこれら各式（３３）、（３４）、（３５）式を上
記（３ｏ）式に代入することによって、制御人力ｕ（ｋ
）、即ちｑ（１＜）を求めるための演算式が次式（３６
）の如く求まる。

Ｑ　（ｋ）＝　ｆ　１−　ｆ　Ｗ（ｋ）＋　ｆ　２◆ｆ
　ｖ（ｋ）＋　ｆ　３−ｍ（ｋ）入ｒ＋　　ｆ　４−Ｖ
ｆ（ｋ）／ｃ、＋（ｋ）＋　ｆ　５　・Δａ２　・ｆ　
ｗ（ｋ）・・・（３６） 尚上式（３６）は、上述の燃料噴射量算出手段Ｍ９で使
用される演算式に相当し、第３図の制御則を記述してい
る。

次に状態変数推定部Ｐ７は、上式（３６）における状態
変数量、即ち付着燃料量ｆｗ及び蒸発燃料量ｆνを推定
するためのものである。

この種の推定装置は、通常、ゴピナスの設計法等によっ
てオブザーバとして設計されるが、本実施例では内燃機
関２に実際に供給された燃料混合気の空燃圧入を測定す
る空燃比センサが設けられていないため、通常のオブザ
ーバを設計することができない。しかし内燃機関２での
燃料挙動は、前述の（５）”　　式によってほぼ正確に
記述できる。

そこで本実施例では、（５’）”　　式をそのまま用い
て各状態変数量ｆ−及びｆνを求めるようにされている
。

次に電子制御回路３０で実行される燃料噴射制御を第４
図に示すフローチャートに基づいて説明する。尚、以下
の説明では、現在の処理において扱われる量を添字（１
り）を付して表わし、前回（即ち、内燃機関２の１サイ
クル前）の処理で求めた値を添字（ｋ−１）を付して衷
わす。

当該燃料噴射制御は内燃機関２の始動と共に開始され、
内燃機関２の運転中繰り返し実行される。

処理が開始されるとまずステップ１００を実行して、付
着燃料量？ｗ（ｋ−１）、蒸発燃料量？ν（ｋ−１）、
燃料噴射量ｑ（ｋ−１）及５び吸気管圧力Ｐ（ｋ−１）
に所定の初期値を設定し、続くステップ１１０に移行し
て、上記各センサからの出力信号に基づき、吸気管圧力
Ｐ　（ｋ）、吸気温度Ｔｉ（ｋ）、内燃機関２の回転速
度の（ｋ）、及び冷却水温Ｔ（ｋ）を求める。

次にステップ１２０では、上記ステップ１１０で求めた
吸気管圧力Ｐ（ｋ）と、内燃機関２の回転速度ω（ｋ）
とに基づき、内燃機関２の負荷に応じた目標燃空比入ｒ
を算出する。尚このステップ１２０では、通常、燃料混
合気の空気過剰率が１　（即ち理論空燃比）となるよう
目標燃空比λ「が設定され、内燃機関２の高負荷運転時
等には燃料を通常より増量して内燃機関の出力を上げる
ため、目標燃空比λ「がリッチ側に設定され、内燃機関
２の軽負荷運転時等には、燃料を通常より減量して燃費
を向上するため、目標燃空比入「がリーン側に設定され
る。

ステ・ンプ１２０で目標燃空比λｒ（ｋ）が設定される
と、会席はステップ１３０に移行し、上記ステップ１２
０で求めた吸気管圧力Ｐ　（ｋ）と吸気温度Ｔｉ（ｋ）
と内燃機関２の回転速度ω（ｋ）とに基づき、前述の（
９）式の如き演算式また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）を算出する第３演
算部Ｐ４としての処理を実行する。

また続くステップ１４０では、上記ステップ１１Ｏで求
めた冷却水温Ｔ　（ｋ）と吸気管圧力Ｐ　（ｋ）とに基
づき、壁面付着燃料の蒸発量Ｖｆを求め、その値を内燃
機関２の回転速度の（ｋ）で除算し、内燃機関２の１サ
イクル間に吸気管４壁面から蒸発する燃料の蒸発量Ｖ　
ｆｗ（ｋ）　（ｆ！口ちＶ　ｆ（ｋ）／ω（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１５０では、ステ・ンブ１１０で求めた吸
気管圧力Ｐ　（ｋ）と前回の吸気管圧力Ｐ（ｋ−１）と
の偏差を求め、係数γを乗じてモデルパラメータ（１−
α２）の変動量Δα２を算出する、第２演算部Ｐ４及び
係数γ乗算部Ｐ５としての処理を実行し、ステ・ンプ１
６０に移行する。

そしてステップ１６０では、ステップ１４０で求めた燃
料蒸発量Ｖｆｗ（ｋ）と、ステップ１５０で求めたモデ
ルパラメータ（１−α２）の変動量△α２と、前回の燃
料噴射量ｑ　（ｋ−１）と、前回求めた付着燃料量？ｗ
（ｋ−１）及び蒸発燃料量’？　ｖ（ｋ−１）とにより
、前述の（５）　”を用いて付着燃料量？ｗ（ｋ）及び
蒸発燃料量？ｖ（ｋ）を推定する状態変数推定部Ｐ６と
しての処理を実行する。

また次にステップ１７０では、ステップ１２０で設定し
た目標燃空比λｒ（ｋ）とステ・ンプ１３０で求めた空
気量ｍ（ｋ）とを乗算して、シリンダ２ａ内に流人する
目標燃料量大ｒｍ（ｋ）を算出する、第２乗算部Ｐ１３
としての処理を実行する。

そして続くステ・ンプ１８０では、ステ・シブ１４０〜
ステツプ１７０で求めた燃料蒸発量Ｖｆｗ（ｋ）。

モデルパラメータ（１−α２）の変動量△α２．付着燃
料量？ｗ（ｋ）、蒸発燃料量？　ｖ（ｋ）、及び目標燃
料量λｒｒｎ（ｋ＞に基づき、前述の（３６）式を用い
て次回の燃料噴射量ｑ　（ｋ）を算出し、ステップ１９
０に移行する。

するとステ・ンプ１９０では、上記クランク角センサ２
４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ｔで、ステップ１８０で求めた噴射量ｑ　（ｋ）に応
じて燃料噴射弁３２を開弁じ、燃料噴射を実行する。

このステップ１９０で燃料噴射が行なわれ、内燃機関２
への燃料供給が一旦終了すると、ステップ２００に移行
し、今回の処理で求めた状態変数量？　ｗ（ｋ）、　　
？　ｖ（ｋ）、燃料噴ｔＪ′Ｊ量ｑ（ｋ）、及び吸気管
圧力Ｐ　（ｋ）を、次回の処理のために夫々？　ｗ（ｋ
−１）。

？ｖ（ｋ−１）、　　ｑ（ｋ−１）、　　Ｐ（ｋ−１）
ニ置キ換ｆ、再度ステップ１１０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、
制御則が前述の（５）”及び（６）”式で記述された物
理モデルに基づき設定され、内燃機関の過渡運転時に変
化するモデルパラメータ（ｌ−α２）の変動量△α２を
吸気管圧力Ｐの変化量から求め、この変動量Δα２を一
つのパラメータとして制御量ｑを決定するようにされて
いる。この結果、前記提案の装置と同様に単一の制御則
によって燃料噴射量を制御することができるだけでなく
、モデルパラメータ（１−α２）の変動によって生ずる
制御誤差を補償して、内燃機関過渡運転時の空燃比の制
御精度を向上できる。

ここで上記実施例では、制御則を（５）”　、　（６）
”式で記述された物理モデルに基づき設定したが、前述
の（５）′及び（６）′で記述された物理モデルに基づ
き設定すれは、モデルパラメータ（１−α３）の変動に
対しても制御量を補償することができ、より制御精度を
向上できる。尚この場合、制御則は、上記実施例と同様
の手法で設計することができ、次式（４０）の如くなる
。

ｑ（１＜）＝　ｆｌ・ｆｗ（ｋ）＋　ｆ２・ｆｖ（ｋ）
＋　ｆ３φｍ（ｋ）λ「＋ｆ４φＶ　ｆ（ｋ）／ω（ｋ
）＋　ｆ　５◆Δα２◆？ｕ（ｋ）＋ｆ６◆△α３φ？
ν（ｋ）　　　　　　　　・・・（４０）また（５）′
及び（６）′のモデルにおいてΔ（ｌ−０２）を０とし
、モデルパラメータ（１−α３）の変動に対する制御ｉ
ＩＪ差を補償するように構成しても制御精度を向上する
ことは可能である。この場合制御則は、次式（４１）の
如く求められる。

ｑ（ｋ）＝　ｆ　　ｌ令ｆｗ（ｋ）＋　　ｆ２◆　ｆｖ
（ｋ）＋　　ｆ３舎ｍ（ｋ）入　ｒ＋ｆ４・Ｖ　ｆ（ｋ
）／ω（ｋ）＋ｆ６・Δα３◆？ν（ｋ）　　・・・（
４１）また次に上記実施例においては、モデルパラメー
タの変動量△α２を、（８）式の如く、内燃機関２の吸
気管圧力Ｐの変化量（Ｐ　（ｋ）　−Ｐ　（ｋ−１））
に定数γを乗することで算出するように構成したが、モ
デルパラメータ（１−α２）は吸気管圧力Ｐの変化によ
って大きく変化するものの、より正確には、内燃機関２
の暖機状態、或は回転速度等によっても変化するので、
内燃機関２の冷却水温Ｔや回転速度ωを変化させて、吸
気管圧力変化に対するモデルパラメータの変動量△α２
を求める実験を行ない、上記（８）式の比例定数γを冷
却水温Ｔや回転速度ωの関数として設定するようにして
もよい。

この場合変動量Δα２を内燃機関２の運転状態に応じて
より正確に設定することが可能となり、空燃比の制御精
度をより向上できるようになる。

一方モデルパラメータの変動に伴う制御誤差は、内燃機
関の運転状態が急変する程（即ち吸気管圧力の変化量が
大きい程）大きくなり、内燃機関の緩加速時等、内燃機
関の運転状態が緩やかに変化している場合には制御誤差
は小さいので、例えば吸気管圧力Ｐの変化量ΔＰが所定
の上限値以上となった場合にのみ変動量△α２を求め、
内燃機関２の運転変動に対する制御誤差を補償するよう
にしてもよい。また吸気管圧力Ｐの変化量ΔＰが所定値
以上となった場合にのみ変動量Δα２に所定値を設定し
、それ以外の場合には変動量△α２＝０として、制御量
を決定するようにしてもよい。

このように構成した場合、上記実施例の装置に比べ、制
御精度は若干低下するものの、変動量Δα２の算出に要
する制御プログラムを簡素化でき、その演算時間を短縮
できる。

また上記実施例においては、空燃比センサを用いず、空
燃比を目標空燃比に制御可能な燃料噴射量制御装置を例
にとり説明したが、排気系に空燃比センサを設けて空燃
比のフィードパ・ンク制御を行なうように構成すれば、
制御精度をより向上することが可能である。尚この場合
、制御則としては空燃比センサにより検出された内燃機
関２の実空燃比と目標空燃比との偏差を一つのパラメー
タとして燃料噴射量を決定する、周知のサーボ系として
設計すればよい。またこの場合内燃機関の実空燃比を検
出することができるので、状態変数量ｆｗ、ｆνを推定
する状態変数推定部Ｐ６を、最少次元オブザーバ、同一
次元オブザーバ、有限整定オブザーバ等、周知のオブザ
ーバとして構成することもできる。

［発明の効果］ 以上説明したように、本発明の内燃機関の燃料噴射量制
御装置によれば、吸気管圧力の時間当りの変化量を一つ
のパラメータとして内燃機関の過渡運転時に生ずるモデ
ルパラメータの変動量を求め、変動量を一つのパラメー
タとして内燃機関の制御量（即ち燃料噴射量）を決定す
るようにされているため、内燃機関が加速または減速運
転され、モデルパラメータが変動するような場合であっ
ても、そのモデルパラメータの変動に伴う制御誤差を補
償することが可能となり、空燃比の制御精度を向上でき
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図は実施
例の内燃機関及びその周辺装置を表す概略構成図、第３
図は電子制御回路による燃料噴射制御のための制御則を
示すブロックダイヤグラム、第４図は電子制御回路で実
行される燃料噴射制御処理を表わすフローチャート、で
ある。 Ｍｌ、４・・・吸気管　　　Ｍ２．２・・・内燃機関Ｍ
３．２ａ・・・シリンダ　Ｍ４．３２・・・燃料噴射弁
Ｍ５・・・運転状態検出手段　　Ｍ６・・・除算手段Ｍ
７・・・推定手段　　Ｍ８・・・変化量算出手段Ｍ９・
・・モデル変動補正量算出手段 ＭＩＯ・・・燃料噴ｔＪ′Ｊ量算出手段１２・・・吸気
圧センサ　　１４・・・吸気温センサ２０・・・回転速
度センサ　　２６・・・水温センサ３０・・・電子制御
回路

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 吸気管壁面への付着燃料量及び該吸気管内での蒸発燃料
   量を状態変数として内燃機関のシリンダ内に流入する燃
   料の挙動を記述した物理モデルに則って燃料噴射弁から
   の燃料噴射量を制御する内燃機関の燃料噴射量制御装置
   であって、 内燃機間の回転速度、吸気管圧力、吸気管壁面に付着し
   た燃料の単位時間当りの蒸発量、及びシリンダ内に流入
   する空気量を直接又は間接的に検出する運転状態検出手
   段と、 該運転状態検出手段で検出された吸気管壁面付着燃料の
   蒸発量を回転速度で除算する除算手段と、上記物理モデ
   ルに基づき設定された演算式を使用して、少なくとも上
   記除算手段の演算結果と上記燃料噴射弁からの燃料噴射
   量とに基づき上記状態変数量を推定する推定手段と、 上記運転状態検出手段で検出される吸気管圧力の時間当
   りの変化量を算出する変化量算出手段と、該変化量算出
   手段の算出結果を一つのパラメータとして、上記物理モ
   デルの少なくとも一方の状態変数にかかるモデルパラメ
   ータの変動量を求め、該変動量と上記推定手段で推定さ
   れた該変動量に対応する状態変数量とを乗算するモデル
   変動補正量算出手段と、 上記物理モデルに基づき設定された演算式を使用して、
   上記除算手段及びモデル変動補正量算出手段の演算結果
   、上記推定手段の推定結果、及び上記運転状態検出手段
   で検出された空気量と目標燃空比との積に基づき、上記
   燃料噴射弁から次に噴射する燃料量を算出する燃料噴射
   量算出手段と、を備えたことを特徴とする内燃機関の燃
   料噴射量制御装置。