JPH03210043A - 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〕 本発明は内燃機関の燃料噴射量制御装置に係り、特に機
関燃焼室内に吸入される空気量を予測して燃料噴射量を
制御するようにした内燃機関の燃料噴射量制御装置に関
する。

〔従来の技術〕

従来より、スロットル弁上流側を通過する空気量または
スロットル弁下流側の吸気管絶対圧力（以下、吸気管圧
力という）を所定周期でサンプリングし、このサンプリ
ング値と機関回転速度の検出値とに基づいて基本燃料噴
射時間を演算し、この基本燃料噴射時間を吸気温や機関
冷却水温等で補正して燃料噴射時間を求め、この燃料噴
射時間に相当する時間燃料噴射弁を開弁することにより
燃料噴射量を制御する内燃機関の燃料噴射量制御装置が
知られている。上記の空気量および吸気管圧力の物理量
は、いずれも機関燃焼室に吸入される空気量に対応して
いる。機関が要求する量の燃料を機関燃焼室に供給する
ためには、機関燃焼室に吸入される空気量が確定する時
点、すなわち吸気弁閉弁時を含む吸気弁閉弁付近での物
理量のサンプリング値を用いて燃料噴射量を制御すれば
よい。しかしながら、燃料噴射時間を演算するために所
定時間必要であると共に、燃料噴射弁から噴射された燃
料が燃焼室に到達するまでに所定の飛行時間が必要であ
り、燃焼室に吸入される空気量が確定したときに燃料噴
射量を演算して噴射すると時間遅れによって噴射された
燃料が最適タイミングで機関燃焼室に供給されなくなる
。

このため、従来では、マクロ−リン展開された多項式の
２階微分項までを考慮して定められた以下の式に従って
、噴射された燃料が燃焼室に到達する時点での吸気管内
圧力を予測し、予測した吸気管内圧力ＰＭＦを用いて燃
料噴射量を演算して噴射することが行なわれている（特
開昭６０−１６９６４７号公報、特開昭６２−１５７２
４４号公報）。

ＰＭＦ＝２．５ＰＭ−２，０ＰＭ３６０＋０．５ＰＭ７
２０ ただし、ＰＭはサンプリングした現在の吸気管圧力、Ｐ
Ｍ３６０は現在より３６０°ＣＡ（クランク角）前にサ
ンプリングした吸気管圧力、ＰＭ７２０は現在より７２
０°ＣＡ前にサンプリングした吸気管圧力である。

しかしながら、上記の技術では、予測すべき時点（予測
先）と実際に予測した時点との期間が長いと、吸気管圧
力等を予測した後の運転状態の変化等により予測値と実
際の値との間に誤差を生じ易く、例えば、吸気管圧力等
を予測した後に加速すると実際に燃焼室に吸入される空
気量が予測値より多くなるため、空燃比がリーンとなり
、ドライバビリティや排気エミッションが悪化する。こ
の問題を解決するために従来では特開昭６３−７５３２
５号公報に示されるように、主燃料噴射装置の他にシリ
ンダ内へ直接燃料を噴射する直接燃料噴射装置を設け、
エアフローメータでの検出吸入空気量とクランク角セン
サでの検出機関回転数とから燃料噴射量を演算すると共
に燃料噴射量の不足分を求め、主燃料噴射装置から燃料
を噴射すると共に燃料噴射量の不足分を直接燃料噴射装
置からシリンダ内へ直接噴射することが行なわれている
。

〔発明が解決しようとする課題〕

しかしながら、上記従来技術では、検出吸入空気量に基
づいて燃料噴射量を演算しているため、急加速時には燃
料噴射量演算時の検出吸入空気量と吸気弁閉弁付近での
吸入空気量との差が大きくなり、このため燃料噴射量の
不足分が多くなって点火前に不足量の全量を噴射できな
くなる虞れが生ずる。また、主燃料噴射装置の他に直接
燃料噴射装置が必要になるための製造コストが高くなる
、という問題がある。

この問題を解決するために本出願人は、噴射された燃料
が燃焼室に到達する時点での吸気管圧力を予測し、予測
された吸気管圧力から求めた燃料噴射量と、予測先に対
応する時点での現在の検出吸気管圧力から求めた燃料噴
射量とから燃料噴射量の不足分を求めて通常の燃料噴射
と別に不足分を噴射する技術を提案している（特願昭６
３−１４７８５１号）。

一方、燃料噴射量制御装置では、始動性向上のため、通
常の燃料噴射（同期燃料噴射）とは別に、全閉状態のス
ロットル弁が開かれたときに燃料を噴射している（非同
期燃料噴射）。このため、既に本出願人が提案している
技術にこの非同期燃料噴射を適用すると、非同期燃料噴
射直後の不足分の燃料噴射時において燃料噴射量が過多
になり過リッチになることがある。すなわち、不足分の
燃料噴射は、予測された燃料噴射量と検出された燃料噴
射量との差分を補うために実行されるもので、吸気管圧
力の変化に沿った量になっている。このため、上記非同
期燃料噴射が実行されると、噴射された燃料が余分とな
り、過リッチを招くことになる。この問題を解決するた
めに単に上記非同期燃料噴射を中止することが考えられ
るが、始動性が悪化する。

本発明は、上記課題を解決すべくなされたもので、燃料
噴射量を予測すると共に燃料噴射量の不足分を求めて燃
料噴射量を制御する場合に、全閉状態のスロットル弁が
開かれたときに実行される非同期燃料噴射量によって空
燃比が過リッチにならないようにした内燃機関の燃料噴
射量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〕

上記目的を達成するために本発明は、第１図に示すよう
に、機関燃焼室に吸入される空気量に関連した物理量を
所定周期でサンプリングするサンプリング手段Ａと、現
在のサンプリング値と過去のサンプリング値とに基づい
て将来の前記物理量を予測する予測手段Ｂと、前記将来
の物理量に基づいて機関燃焼室に供給すべき燃料量を演
算する燃料量演算手段Ｃと、前記将来の物理量と前記将
来の物理量に対応する時点での現在のサンプリング値と
から機関燃焼室に供給すべき燃料量の不足量を演算する
不足量演算手段りと、全閉状−のスロットル弁が開かれ
たときに噴射する非同期燃料噴射量を演算する非同期燃
料噴射量演算手段Ｆと、前記燃料量演算手段Ｃ１前記不
足量演算手段りおよび非同期燃料噴射量演算手段Ｆで演
算された量の燃料を噴射する燃料噴射手段Ｅと、前記非
同期燃料噴射を実行した直後に噴射する燃料量の不足量
が非同期燃料噴射量分だけ減量されるように補正する補
正手段Ｃと、を含んで構成したものである。

〔作用〕

以下本発明の詳細な説明する。サンプリング手段Ａは、
機関燃焼室に吸入される空気量に関連した物理量（例え
ば、スロットル弁上流側を通過する空気量、スロットル
弁下流側の吸気管圧力等）を所定周期でサンプリングす
る。予測手段Ｂは、現在のサンプリング値と過去のサン
プリング値とに基づいて将来の物理量を予測する。この
将来の物理量は、吸気弁閉弁時に機関燃焼室内に存在す
る空気量、すなわち燃焼に寄与する空気量であるのが好
ましいが、吸気下死点（またはこの付近）から吸気弁閉
弁時（またはこの付近）までの間の所定時点における物
理量の予測値が実用上問題のない値である。燃料量演算
手段Ｃは、将来の物理量（予測手段Ｂで予測された予測
値）に基づいて機関燃焼室に供給すべき燃料量を演算す
る。不足量演算手段りは、予測手段Ｂで予測された将来
の物理量とこの将来の物理量に対応する時点での現在の
サンプリング値（吸気弁閉弁付近でのサンプリング値）
とから機関燃焼室に供給すべき燃料量の不足量を演算す
る。また、非同期燃料噴射量演算手段Ｆは全閉状態のス
ロットル弁が開かれたときに噴射する非同期燃料噴射量
を演算する。そして、燃料噴射手段Ｅから燃料量演算手
段Ｃ１不足量演算手段りおよび非同期燃料噴射量演算手
段Ｆで演算された量の燃料が噴射される。補正手段Ｇは
、非同期燃料噴射が実行されたときには、非同期燃料を
実行した直後に噴射する燃料噴射量の不足量が非同期燃
料噴射量分だけ減量されるように補正する。このように
、予測手段Ｂで将来の物理量を予測し、この物理量の予
測値に対応した量の燃料を噴射するようにしているため
、予測値とこの予測値に対応する実際のサンプリング値
との差を最小にすることができ、これによって燃料量の
不足量を最小にして短時間に全量の不足量を燃焼室内に
供給することができる。また、燃料噴射手段Ｅから機関
燃焼室に供給すべき燃料量および燃料量の不足量を噴射
するようにしているため、新たな燃料噴射手段を設ける
必要がなくなる。更に、非同期燃料噴射を実行したとき
には不足量を減量しているため、過リッチを防止するこ
とができる。

〔発明の効果〕

以上説明したように本発明によれば、燃料噴射弁を増加
させることなく、また燃料噴射量の不足量を最小にして
急加速時等に燃料供給量の不足による排気エミッション
等の悪化を防止すると共に始動性向上のための非同期燃
料噴射と併用したときの過リッチの発生を防止すること
ができる、という効果が得られる。

〔実施例〕

以下図面を参照して本発明の実施例を詳細に説明する。

本実施例は、４気筒機関に本発明を適用して４気筒独立
に燃料噴射制御を行なうようにしたものである。第２図
は本発明が適用可能な燃料噴射量制御装置を備えた内燃
機関（エンジン）の概略を示すものである。

このエンジンは、マイクロコンピュータ等の電子制御回
路によって制御されるものであり、エアクリーナ（図示
せず）の下流側には、スロットル弁８が配置され、この
スロットル弁８にはスロットル弁全閉状態でオンするア
イドルスイッチ１０が取付けられ、スロットル弁８の下
流側にサージタンク１２が設けられている。このサージ
タンク１２には、半導体式の圧力センサ６が取付けられ
ている。この圧力センサ６は、吸気管圧力の脈動成分を
取除くための時定数が小さく　（例えば、３〜５　ｍ５
ｅｃ　）かつ応答性の良いＣＲフィルタ等で構成された
フィルタ　（第３図）に接続されている。

なお、このフィルタは圧力センサ内に内蔵させるように
しても良い。また、スロットル弁８を迂回しかつスロッ
トル弁上流側とスロットル弁下流側のサージタンク１２
とを連通ずるようにバイパス路１４が設けられている。

このバイパス路１４には４極の固定子を備えたパルスモ
ータ１６Ａによって開度が調節されるｌ５Ｃ（アイドル
スピードコントロール）バルブ１６Ｂが取付けられてい
る。

サージタンク１２は、インテークマニホールド１８およ
び吸気ボート２２を介してエンジン２０の燃焼室に連通
されている。そしてこのインテークマニホールド１８内
に突出するよう各気筒毎に燃料噴射弁２４が取付けられ
ている。

エンジン２０の燃焼室は、排気ボート２６およびエキゾ
ーストマニホールド２８を介して三元触媒を充填した触
媒装置（図示せず）に連通されている。このエキゾース
トマニホールド２８には、理論空燃比を境に反転した信
号を出力する０２センサ３０が取付けられている。エン
ジンブロック３２には、このエンジンブロック３２を貫
通してウォータジャケット内に突出するよう冷却水温セ
ンサ３４が取付けられている。この冷却水温センサ３４
は、エンジン冷却水温を検出して水温信号を出力し、水
温信号で機関温度を代表する。な右、機関オイル温を検
出して機関温度を代表させても良い。

エンジン２０のシリンダヘッド３６をｔ通して燃焼室内
に突出するように各気筒毎に点火プラグ３８が取付けら
れている。この点火プラグ３８は、ディストリビュータ
４０およびイグナイタ４２を介して、マイクロコンピュ
ータ等で構成された電子制御回路４４に接続されている
。このディストリビュータ４０内には、ディストリビュ
ータシャフトに固定されたシグナルロータとディストリ
ビュータハウジングに固定されたピックアップとで各々
構成された気筒判別センサ４６および回転角センサ４８
が取付けられている。気筒判別センサ４６は例えば７２
０°ＣＡ毎に気筒判別信号を出力し、回転角センサ４８
は例えば３０°ＣＡ毎にエンジン回転数信号を出力する
。

電子制御回路４４は第３図に示すようにマイクロプロセ
ッシングユニット　（ＭＰＵ）６０、’Ｊ−ド・オンリ
・メモリ　（ＲＯＭ）６２、ランダム・アクセス・メモ
リ　（ＲＡＭ）６４、バックアップラム（ＢＵ−ＲＡＭ
）６６、入出カポ−トロ８、入力ポードア０、出力ポー
ドア２．７４．７６およびこれらを接続するデータバス
やコントロールバス等のバス７５を含んで構成されてい
る。入出カポ−トロ８には、アナログ−デジタル＜Ａ／
Ｄ）変換器７８とマルチプレクサ８０とが順に接続され
ている。マルチプレクサ８０には、抵抗Ｒとコンデンサ
Ｃとで構成されたＣＲフィルタ７およびバッファ８２を
介して圧力センサ６が接続されると共にバッファ８４を
介して冷却水温センサ３４が接続されている。また、マ
ルチプレクサ８０にはアイドルスイッチ１（ｌが接続さ
れている。

ＭＰＵ６０は、マルチプレクサ８０およびＡ／Ｄ変換器
７８を制御して、ＣＲフィルタ７を介して入力される圧
力センサ６出力、アイドルスイッチ１０出力および冷却
水温センサ３４出力を順次デジタル信号に変換してＲＡ
Ｍ６４に記憶させる。

このＡ／Ｄ変換は１８０°ＣＡ毎に行なうことができる
が、所定時間毎に行なってもよい。従って、マルチプレ
クサ８０、Ａ／Ｄ変換器７８およびＭＰＵ６０等は、圧
力センサ出力を所定クランク角で（所定周期で）サンプ
リングするサンプリング手段として作用する。入力ポー
ドア０には、コンパレータ８８およびバッファ８６を介
してｏ２センサ３０が接続されると共に波形整形回路９
０を介して気筒判別センサ４６および回転角センサ４８
が接続されている。出カポ〜ドア２は駆動回路９２を介
してイグナイタ４２に接続され、出力ポードア４はダウ
ンカウンタを備えた駆動回路９４を介して燃料噴射弁２
４に接続され、そして出力ポードア６は駆動回路９６を
介してＩＳＣバルブのパルスモータ１６Ａに接続されて
いる。なお、９８はクロック、９９はタイマである。上
記ＲＯＭ６２には、以下で説明する制御ルーチンのプロ
グラム等が予め記憶されている。

以下本実施例の制御ルーチンを説明する。なお以下の説
明では予測吸気管圧力に基づいて演算された燃料噴射時
間に基づいて噴射する燃料噴射を同期燃料噴射、同期燃
料噴射以外の燃料噴射、すなわち全閉状態のスロットル
弁が開かれたときに噴射される燃料噴射及び燃料噴射の
不足分を噴射する燃料噴射を非同期燃料噴射として説明
する。

第４図は全閉状態のスロットル弁が開かれたときの非同
期燃料噴射を実行するルーチンを示すもので、ステップ
１６１においてアイドルスイッチがオンからオフに変化
したか否かを判断することによって、全閉状態のスロッ
トル弁が開かれたか否かを判断する。アイドルスイッチ
がオンからオフに変化したときには、ステップ１６３に
おいて非同期燃料噴射時間ＴＡＵＡＳＹＬＬを演算する
。

この非同期燃料噴射時間ＴＡＵＡＳＹＬＬは、吸気管圧
力と同じ単位で与えられた非同期吸気管圧力ＰＬＡＳＹ
とこの吸気管圧力を燃料噴射時間に換算するための換算
係数ＫＩＮＪとの積で表されている。次のステップ１６
５では、非同期燃料噴射時間ＴＡＵＡＳＹＬＬに相当す
る時間燃料噴射を開弁することによって非同期燃料噴射
を実行し、ステップ１６７において非同期燃料噴射を実
行したことを示すフラグＦをセットする。なお、この非
同期燃料噴射ルーチンは第６図に示すメインルーチンの
なかで実行される。

第５図は１８０°ＣＡ毎に実行される非同期燃料噴射実
行ルーチンを示すもので、ステップ１４０において、所
定周期（２〜４　ｍ５ｅｃ毎）でＡ／Ｄ変換されてＲＡ
Ｍに記憶されている吸気管圧力の現在のサンプリング値
ＰＭを取込む。次のステップ１４２では以下の式に従っ
て現在のサンプリング値ＰＭに対応する燃料噴射量、す
なわち機関が実際に要求している実燃料噴射量を表わす
実燃料噴射時間ｔＴＡＵを演算する。

ｔＴＡＵ＝ＰＭ−ＫＩＮＪ−ＦＷＬ　　　・・・〔１）
ただし、ＫＩＮＪは上記と同様に吸気管圧力を燃料噴射
時間に換算するための換算係数、ＦＷＬは機関冷却水温
に応じて定まる補正係数である。

次のステップ１４４では、実燃料噴射時間ｔＴＡＵから
予測燃料噴射時間ＴＡＵＲ（第５図のステップ１６２で
演算される）を減算することにより非同期燃料噴射時間
ＴＡＵＡＳＹを演算する。ステップ１４６では、非同期
燃料噴射時間ＴＡＵＡＳＹと燃料噴射弁の特性によって
定められている最小燃料噴射時間ＴＡＵＭＩＮ（燃料噴
射弁によって噴射可能な最小燃料量）とを比較し、ＴＡ
ＵＡＳＹ＞ＴＡＵＭＩＮならばステップ１４８において
フラグＦがセットされているか否かを判断し、フラグＦ
がセットされているときには、ステップ１５０において
フラグＦをリセットし、ステップ１５２においてステッ
プ１４４で演算された非同期燃料噴射時間ＴＡＵＡＳＹ
を第４図のステップ１６３で演算された非同期燃料噴射
時間ＰＬＡＳＹ−ＫＩＮＪ　　（＝ＴＡＵＡＳＹＬＬ＞
だけ小さくする。次のステップ１５４においてステップ
１４６と同様に非同期燃料噴射時間ＴＡＵＡＳＹと最小
燃料噴射時間ＴＡＵＭＩＮとを比較しＴＡＵＡＳＹ＞Ｔ
ＡＵＭＩＮのときにステップ１５６において直ちに燃料
噴射を実行することにより非同期燃料噴射を実行する。

そして、ステップ１５８において予測吸気管圧力ＰＭＦ
を演算した後ステップ１５９においてフラグＸＴＡＵＣ
ＡＬを反転させた後ステップ１６０へ進む。なお、予測
吸気管圧力ＰＭＦの演算については後述する。ステップ
１６０においてフラグＸＴＡＵＣＡＬがリセットされて
いるか否かを判断する。フラグＸ　Ｔ　Ａ　Ｕ　ＣＡＬ
がリセットされているときにはステップ１６２において
以下の式に従って予測燃料噴射時間ＴＡＵＲを演算する
。

ＴＡＵＲ＝ＰＭＦ−ＫＩＮＪ−ＦＷＬ・ＦＡＦ・・・　
　　・・・（２） ただし、ＦＡＦは０２センサ出力に基づいて空燃比を理
論空燃比にフィードバック制御するための空燃比フィー
ドバック補正係数である。

ここで、フラグＸＴＡＵＣＡＬはステップ１５２におい
て１８０’ＣＡ毎に反転されるから、予測燃料噴射時間
ＴＡＵＲは３６０°ＣＡ毎に演算されることになる。ス
テップ１６４では、吸気管壁面への燃料付着量（マニホ
ールドウェット量）による増量分子ＡＵＷを以下の（３
）式に基づいて演算し、ステップ１６６において燃料噴
射弁を実際に開弁する燃料噴射時間ＴＡＵを以下の（４
）式に従って演算してＲＡＭに記憶する。なお、以下の
（３）式および（４）式の詳細については後述する。

Ｔ　Ａ　Ｕ　Ｗ　＝　Ｋ　２　（Ｔ　Ａ　Ｕ　ＲＴ　Ａ
　Ｕ　＆−ｒ十ＴΔＵ１１）　　　　・・・（３） ＴＡＵ＝ＴＡＵＲ＋ＴＡＵＷ　　　　　　・・・（４）
第６図は燃料噴射ルーチンを示すもので、ステップ１７
０において燃料噴射タイミングか否かを判断し燃料噴射
タイミングのときにはステップ１７２においてＲＡＭに
記憶されている燃料噴射時間ＴＡＵを取込み、ステップ
１７４において燃料噴射時間ＴＡＵに相当する時間燃料
噴射弁を開弁して同期燃料噴射を実行する。なお、同期
燃料噴射実行中に非同期燃料噴射の要求があったときに
は、同期燃料噴射時間ＴＡＵを非同期燃料噴射時間ＴＡ
ＵＡＳＹまたはＴＡＵＡＳＹＬＬに相当する時間延長す
る。上記のように制御したときの同期燃料噴射と非同期
燃料噴射とのタイミングを第７図に示す。第７図から理
解されるようにアイドルスイッチがオンからオフに変化
した時点で非同期燃料噴射が実行され、この非同期燃料
噴射の直後の非同期燃料噴射ＴＡＵＡＳＹＩは、アイド
ルスイッチがオンからオフに変化したときの非同期燃料
噴射分だけ減量されて噴射される。

以下予測吸気管圧力ＰＭＦの演算原理を説明する。Ｘ’
　ＣＡでの吸気管圧力を示す関数をｆ　（ｘ）としてｍ
″ＣＡ先の吸気管圧力を予測するものとすると、予測光
の吸気管圧力は関数ｆ　（ｘ＋ｍ）で表わされる。この
関数をテーラ−展開すると次の（５）式のようになる。

ｎ！ ＋　＋で、ｆ　　（ｘ＋ｍ）＝ＰＭＦを、現在の吸気管
圧力ｆ（ｘ）＝ＰＭ、ａ″ＣＡ前の吸気管圧力ＰＭａ、
２ａ’ＣＡ前の吸気管圧力ＰＭ２ａで表わすものとする
と、 ａ　　　　　　　　　　　　ａ ・ΔΔＰＭ ・・・（７） となるから、上記（５）式は次の（８）式のようになる
。

・ΔΔＰＭ＋・・・　　・・・（８） 上記（８）式の右辺第３項以下（ΔΔＰＭ以下）を、実
験により定められる適合定数をｋとしてｋ・ΔＰＭ＋Δ
ΔＰＭで近似すると次の（９）式のようになる。

Ｐ　Ｍ　Ｆ　＝ＰＭ＋（−＋　ｋ　）　　・ΔＰＭ＋Δ
ΔＰＭ　　・・・（９）吸気管圧力と機関回転速度とで
燃料噴射量を制御する制御装置では、圧力センサ出力を
ＣＲフィルタとディジタルソフトフィルタで処理した値
をサンプリング値として採用しているから、上記（９）
式の予測吸気管圧力ＰＭＦはフィルタでの処理公達れて
いる。このため、適合定数ｋをフィルタによる遅れ分を
考慮して補正する必要がある。フィルタの時定数をＴ、
機関回転速度をＮＥとするとＴ−ＮＥ／６００００補正
する必要がある。また、予測先のクランク角についても
燃料噴射方法（同時噴射や独立噴射）に応じて適合させ
る必要がある。このため、フィルタの遅れ分および予測
先のクランク角等の補正を考慮した新たな適合定数をｋ
ｌとし、また、 であるからこれらによって（９）式を変形すると次のよ
うになる。

Ｐ　Ｍ　Ｆ　＝　Ｐ　Ｍ　２　ａ　＋ （２＋−＋ｋ １）（ＰＭ ＰＭａ） ＰＭ２ａ＋　　（２＋　−十ｋｌ）　　ΔＰＭ・・・Ｏ
Ｄ 上記０υ式の各項間には、第８図に示す関係かあり、変
化率ΔＰＭを含んでいるため、低回転時や急加速時等の
よにうサンプリング回数が少なくかつ吸気管圧力が変化
してΔＰＭが大きくなるときには予測吸気管圧力ＰＭＦ
がオーバシュートすることになる。また、急減速時には
アンダシュートすることになる。このため、本実施例で
は、第１２図に表わされているように、今回のサンプリ
ング値ＰＭと前回のサンプリング値ＰＭａとの差（変化
率）ΔＰＭの絶対値が大きくなる程大きくなる比率で差
ΔＰＭの絶対値が小さくなるように差ΔＰＭを補正して
差ΔＰＭを圧縮した圧縮値ＤＰＭを用いた次の式で予測
吸気管圧力ＰＭＦを演算する。

ＰＭＦ＝ＰＭ２ａ＋　　（２＋　　＋ｋｌ）ＤＰＭ　　
−＝Ｑ７Ｊ４気筒機関の場合、機関１回転に１回４気筒
同時に燃料を噴射する場合と、４気筒独立に燃料を噴射
する場合とがあるが、４気筒同時噴射の場合、第９図（
１）に示すタイミングで燃料を噴射したとき噴射された
燃料が最も多く吸入される気筒は第１気筒＃１であり、
このとき第１気筒の燃焼室へ吸入される空気量は第１気
筒の吸気弁閉弁時の吸気管圧力によって定まる。従って
、現在より３６０”ＣＡ先の吸気管圧力を予測すればよ
い。なお、上記では噴射された燃料が第１気筒に最も多
く吸入されるとして予測先のクランク角を定めたが、他
の気筒にも吸入されるため予測先のクランク角は実験で
定めるのが好ましく、このときには上記で説明したよう
に、上記適合定数ｋｌを補正することになる。４気筒独
立噴射の場合には、第９図（２）に示されるように、現
在時点で演算されて噴射タイミングで噴射された燃料は
第１気筒＃１に吸入され、このとき機関燃焼室に吸入さ
れる空気量は第１気筒の吸気弁閉弁時の吸気管圧力によ
って定まるから現在より３６０°ＣＡ先の吸気管圧力を
予測すればよい。

また、４気筒機関の場合、吸気管圧力の脈動による変動
周期は１８０°ＣＡ毎と考えられるから、１８０°ＣＡ
毎に吸気管圧力をサンプリングすれば、脈動による変動
の影響を最も少な（することができる。

従って、４気筒機関の場合には、１８０°ＣＡ毎に吸気
管圧力をサンプリングし、現在より３６０°ＣＡ先の吸
気管圧力を予測すればよい。従って、４気筒機関の場合
ａ＝１８０、ｍ＝３６０とすれば予測吸気管圧力ＰＭＦ
は次のようになる。

ＰＭＦ＝ＰＭ３６０＋　（４＋ｋ　１）ＤＰＭ　　・・
・αＪまた、６気筒機関の場合には、第１０図（１）、
（２）に示した燃料噴射のタイミングから理解されるよ
うに、１２０°ＣＡ毎にサンプリングして現在より３６
０°ＣＡ先の吸気管圧力を予測するようにすればよいか
ら、ａ＝１２０、ｍ＝３６０とすれば予測吸気管圧力Ｐ
ＭＦは次のようになる。

ＰＭＦ＝ＰＭ２４０＋　（５＋ｋ　１）　　・ＤＰＭ　
　・・・０優なお、機関燃焼室に吸入される空気量に関
連した物理量としてスロットル弁上流側を通過する空気
量を用いる場合も同様である。

第１１図は、上言己の原理に従って予測吸気管圧力ＰＭ
Ｆを演算する本実施例の第４図のステップ１５０の詳細
なルーチンを示すもので、ステップ１００において現在
の吸気管圧力ＰＭ、１８０゜ＣＡ前の吸気管圧力ＰＭ１
８０および３６０’ＣＡ前の吸気管圧力ＰＭ３６０をＲ
ＡＭから取込むことにより、今回のサンプリング値、前
回のサンプリング値、前々回のサンプリング値を取込む
。

ステップ１０２では、現在の吸気管圧力ＰＭから１８０
℃Ａ前の吸気管圧力ＰＭ１８０を減算することよにより
吸気管圧力の変化率ΔＰＭを演算する。変化率ΔＰＭは
加速時の場合圧、減速時の場合質になる。次のステップ
１０４では、変化率の絶対値　ΔＰＭ　　が所定値α以
上か否かを判断することにより過渡状態か否かを判断す
る。過渡状態と判断されたときには、ステップ１０６に
おいて第１２図に示す変化率ΔＰＭと圧縮値ＤＰＭのテ
ーブルから変化率△ＰＭに対応する圧縮値ＤＰＭを演算
する。この圧縮値ＤＰＭは、変化率△ＰＭの絶対値が大
きくなるに従って大きくなる比率でその絶対値が小さく
なるように圧縮されており、この結果、ＤＰＭ＝ΔＰＭ
の曲線を対数圧縮した値になっている。なお、ΔＰＭを
圧縮する度合は、ΔＰＭ＞Ｏの領域（加速時）とΔＰＭ
＜Ｏの領域（減速時）とで必ずしも一致させる必要はな
く、機関の特性に応じて定めればよい。

次のステップ１０８では、第１３図に示す機関回転速度
ＮＥに応じて定められた適合定数ｋｌのテーブルから現
在の機関回転速度ＮＥに対応した適合定数ｋｌを演算す
る。この適合定数乗数に１は、０を初期値として機関回
転速度が高くなるに従って大きくなるように定められて
いる。なお、２＋ｋｌを適合定数としてもよい。ステッ
プ１１０では上記０３式に示した式に従って予測吸気管
圧力ＰＭＦを演算し、ステップ１１２およびステップ１
１４において１８０°ＣＡ前の吸気管圧力ＰＭ１８０を
３６０°ＣＡ前の吸気管圧力ＰＭ３６０、現在の吸気管
圧力ＰＭを１８０°ＣＡ前の吸気管圧力にそれぞれ置き
換えた後ステップ１５２へ進む。

一方、ステップ１０４において変化率の絶対値　八ＰＭ
　　が所定値α未満と判断されて機関運転状態が定常運
転状態と判断されたときには、吸気管圧力ＰＭ１８０と
変化率ΔＰＭとを用いて予測吸気管圧力ＰＭＦを以下の
式に従って演算し、ステップ１２０およびステップ１２
２において１８０°ＣＡ前の吸気管圧力ＰＭ１８０を３
６０°ＣＡ前の吸気管圧力、予測吸気管圧力ＰＭＦを１
８０°ＣＡ前の吸気管圧力にそれぞれ置き換えた後ステ
ップ１５２へ進む。

ステップ１２２において予測吸気管圧力ＰＭＦを吸気管
圧力ＰＭ１８０に置き換えて上記０５１式に基づいて予
測吸気管圧力ＰＭＦを演算しているため、前回演算した
予測吸気管圧力をＰ　Ｍ　Ｆ　ｏとして上記αω式を変
形すると以下の００式に示すようになる。

３ＰＭＦ、＋ＰＭ ＰＭＦ←　　　　　　　　　　　　　　・・・００上記
００式から理解されるように定常時の予測吸気管圧力Ｐ
ＭＦは、前回の予測吸気管圧力ＰＭＦ、の重みを重くし
て現在の吸気管圧力ＰＭと前回の予測吸気管圧力Ｐ　Ｍ
　Ｆ　ｏ　との加重平均値を演算することにより求めら
れる。このような加重平均値はデシジタルフィルタリン
グ処理で求めることができる。

次に上記（３）および（４）式を詳細に説明する。

今回噴射する燃料噴射量ＴＡＵの内のαが壁面に付着し
、ＴＡＵ・　（ｌ−α）が機関に吸入され、壁面付着量
Ｑの内βが壁面に残り、Ｑ・　（１−β）が機関に吸入
されるものとすると、付着量Ｑ１、吸入量Ｆ＋　は次の
ようになる。

付着量　Ｑ、　＝α・ＴＡＵ＋β・Ｑ、−、・・・α乃
吸入量　Ｆ、＝ＴＡＵ・　（ｌ−α） ＋Ｑｌ−Ｉ　　　Ｎ−β）　・・・α＄機関に吸入され
る吸入量Ｆ１をＴＰ　−ＦＷＬ・ＦＡＦ・・・・＝ＴＡ
ＵＲと等しくなるようにＴＡＵを決定すれば良いから、
Ｏ印は次のようになる。

Ｆｌ　＝ＴＡＵＲ＝ＴＡＵ・　（１−α）＋Ｑｉ−１（
１−β）　・・・（５） ＴＡＵについて解くと、 ０″ｒＪ式より、 Ｑｌ−１ ＝α・ＴＡ　Ｕ　。

十β・Ｑ、−。

であるから、 ・・・（２１） ・・・（２２） となる。

ここで、 ＴＡＵＷ＝ＴＡＵ ＴＡＵＲとおきマ ニホールドウェットによる増量分とすると、増量 分子ＡＵＷは次のようになる。

ＴＡＵＷ＝ＴＡＵ−ＴＡＵＲ （ＴＡＵＲ α・ＴＡＵ。

１−α 十β・ （Ｑｔ Ｑ。

） ） ＴＡＵＴ ＋α・ＴＡＵＲ−α・ＴＡＵ。

＋β・　（Ｑｔ−＋　　　Ｑｔ−２））＋β・　（Ｑｌ
−Ｉ　　　Ｑｌ−２）　）・・・（２３） ここで（２３）式の第２項について検討するとＱ、−、
−Ｑ、−、＝α・　（ＴＡＵｉ−＋　−ＴＡＵｉ−ａ＋
β・　（Ｑｌ−ａ　　Ｑｔ−ａ　） β・　（Ｑｒ−ｚ　　Ｑｒ−ｓ　） ＝α・β・　（ＴＡＵｉ−＋　−ＴＡＵｔ−ａ　）十α
・β’　　　（ＴＡＵＩ−２ＴＡＵｓ−３）＋α・β’
　　　（ＴＡＵｉ−ｓ　　ＴＡＵｔ−ａ）） ＋　・　・ ？ これを（２３）式に代入すると、 ＋α　・Σ β」 ・ΔＴＡＵｔ−Ｊ ） ＋Σ βｊ　・ΔＴＡＵｒ−ｊ　） ・・・（２５） α ここで　　　　＝に２、β＝に３、Σβｊ　・△Ｔ１−
α ＡＵＩ−Ｊ　　＝ＴＡＵ　Ｌ　　Ｓ　ＴＡＵ　ｌｌ−２
＝ＴＡＵＯｔとすると、（２５）式は次となる。

ＴＡＵＷ＝に２・　（（ＴＡＵＲＴＡＵｉ〜１）十ＴＡ
ＵＩｉ）　　　　・・・（２６）ＴＡＵ　１１＝に３・
　（（ＴＡＵｔ−１ＴＡＵＯ＋）＋Ｔ　Ａ　Ｕ　Ｉ　＋
−＋　）　　　・・・（２７）Ｔ　Ａ　Ｕ　Ｏｉ＝　Ｔ
　Ａ　Ｕ　Ｉ　ｌ−２・・・（２８）Ｋ３＝β　　　　
　　　　　　　　　　　　　・・・（３０）従って、噴
射すべきＴ−Ｕは（３１）式のように機関燃焼室内に吸
入させたいＴＡＵＲとマニホールドに付着するウェット
分子ＡＵＷの和となる。

ＴＡＵ＝ＴＡＵＲ＋ＴＡＵＷ　　　　　・・・（３１）
次に本発明の他の実施例について説明する。本実施例は
、全閉レーシング等のように１８０°ＣＡの吸気管圧力
の変化が非常に大きい場合に特に有効である。

第１６図は、第４図と同様に、アイドルスイッチがオン
からオフに変化したときの非同期燃料噴射時間を演算す
るルーチンを示すものである。したがって、第４図と対
応する部分には同一符号を付して説明を省略する。ステ
ップ１６３で非同期燃料噴射時間ＴＡＵＡＳＹＬＬを演
算した後、ステップ１７１においてレジスタＰＭＩＮＪ
に記憶されている吸気管圧力を非同期燃料噴射時間ＴＡ
ＵＡＳＹＬＬに対応する吸気管圧力ＰＬＡＳＹだけ大き
くする。したがって、全閉状態のスロットル弁が開かれ
たときに実行される非同期燃料噴射が実行された直後に
は、レジスタＰＭＩＮＪの値は、吸気管圧力ＰＬＡＳＹ
だけ大きくなる。

第１４図は所定時間（例えば、４ｍ５ｅｃ）毎に実行さ
れるルーチンを示すもので、ステップ１８０においでＡ
／Ｄ変換を起動し、圧力センサ出力のＡ／Ｄ変換値を吸
気管圧力の現在のサンプリング値ＰＭとしてＲＡＭに記
憶する（ステップ１８２）。次のステップ１８４では、
現在のサンプリング値ＰＭからレジスタＰＭＩＮＪに記
憶された値を減算することにより変化率ΔＰＭを演算し
、ステップ１８６において変化率ΔＰＭが所定値Ａ（例
えば３０　ａｏｎＨｇ／　４ｍ５ｅｃ）以上になってい
るか判断する。ΔＰＭ≧Ａのときはステップ１８８にお
いて以下の式に従って非同期燃料噴射時間ＴＡＵＡＳＹ
を演算した後ステップ１９０において非同期燃料噴射を
実行する。そして、ステップ１９２にふいて現在のサン
プリング値ＰＭをレジスタＰＭＩＮＪに記憶する。

ＴＡＵＡＳＹ＝ΔＰＭ−ＫＩＮＪ・ （１＋ＦＷＬ＋ＦＡＳＥ）・・・（３２）第１５図は３
６０°ＣＡ毎に実行されて予測吸気管圧力ＰＭＦを演算
するルーチンを示すもので、ステップ１５０において前
述したように予測吸気管圧力ＰＭＦを演算し、ステップ
１９６において以下の（３２）式に従って予測吸気管圧
力ＰＭＦを用いて燃料噴射時間ＴＡＵを演算した後、ス
テップ１９８において予測吸気管圧力ＰＭＦをレジスタ
ＰＭＩＮＪに記憶する。

ＴＡＵ＝ＰＭＦ−ＫＩＮＪ−ＦＥＶ−ＦＡＦ・（１＋Ｆ
ＷＬ＋ＦＡＳＥ）　　　・・・（３３）第１７図に上記
のように制御したときの非同期燃料噴射の実行タイミン
グを示す。上記のように、予測吸気管圧力ＰＭＦがレジ
スタＰＭＩＮＪに記憶された後、Ａ／Ｄ変換が起動され
る度に現在のサンプリング値がレジスタＰＭＩＮＪに記
憶されるため、予測吸気管圧力と現在のサンプリング値
との差が所定値へ以上のときに第１回目の非同期燃料噴
射が実行され、その後サンプリング値の変化率すなわち
吸気管圧力の変化率が所定値を超える度に非同期燃料噴
射が実行される。従って、Ａ／Ｄ変換毎に燃料噴射量の
不足分と加速増量分とが求められて非同期燃料噴射が実
行されるため、燃料噴射量を機関が要求する値に近づけ
ることができる。このとき、ΔＰＭによる非同期燃料噴
射は、予測吸気管圧力を求めてから吸気閉弁時付近にな
るまでは主として不足分として作用し、それ以後予測吸
気管圧力を求めるまでは主として加速増量分として作用
することになる。また、全閉状態のスロットル弁が開か
れて非同期燃料噴射を実行したときには、レジスタＰＭ
ＩＮＪの値がこの非同期燃料噴射時間に相当する吸気管
圧力ＰＬＡＳＹだけ大きくなっているため、ΔＰＭによ
る非同期燃料噴射のタイミングを遅らせ、この結果ΔＰ
Ｍによる非同期燃料噴射量を減量することになる。これ
によって、スロットル弁が開かれたときの非同期燃料噴
射が実行された場合においても、吸気管圧力の変化に応
じた量の非同期燃料噴射量を噴射することができる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の特許請求の範囲に対応したブロック図
、第２図は本発明が適用可能な燃料噴射量制御装置を備
えた内燃機関の概略図、第３図は第２図の制御回路の詳
細を示すブロック図、第４図は本発明の一実施例におけ
る非同期燃料噴射ルーチンを示す流れ図、第５図は上記
実施例の燃料不足分噴射ルーチンを示す流れ図、第６図
は上記実施例の同期燃料噴射ルーチンを示す流れ図、第
７図は上記実施例の非同期燃料噴射と同期燃料噴射との
タイミングを示す線図、第８図は現在の吸気管圧力のサ
ンプリング値ＰＭ、所定りランク角前のサンプリング値
ＰＭａ、更に所定クランク角前の吸気管圧力ＰＭ２ａと
の関係を示す線図、第９図（１）、（２）は４気筒エン
ジンの噴射タイミングを説明するための線図、第１０図
（１）、（２）は６気筒エンジンの噴射タイミングを説
明するための線図、第１１図はステップ１５０の詳細を
示す流れ図、第１２図は圧縮値ＤＰＭのテーブルを示す
線図、第１３図は適合定数に１の変化を示す線図、第１
４図は本発明の他の実施例における非同期燃料噴射ルー
チンを示す流れ図、第１５図は上記他の実施例の予測吸
気管圧力演算ルーチンを示す流れ図、第１６図は上記他
の実施例の非同期燃料噴射ルーチンを示す流れ図、第１
７図は上記他の実施例の非同期燃料噴射タイミングを示
す線図である。 第 １ 図 第２図 ４８　・田彰１＋：！Ｓ／づ 第３図 ７　・　ＣＲフィルタ 第 図 第 ７ 図 理社 第 ９ 図 り 第１０ 図 （１）　６ダし愼Ｉ２１−〜口ｔｌ＋１（１−リ４／Ｉ
ＩＤ転）（２）６入愼砿１・ｉＨ 第 １１図 Ｅ 第 １６ 図

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. （１）機関燃焼室に吸入される空気量に関連した物理量
   を所定周期でサンプリングするサンプリング手段と、 現在のサンプリング値と過去のサンプリング値とに基づ
   いて将来の前記物理量を予測する予測手段と、 前記将来の物理量に基づいて機関燃焼室に供給すべき燃
   料量を演算する燃料量演算手段と、前記将来の物理量と
   前記将来の物理量に対応する時点での現在のサンプリン
   グ値とから機関燃焼室に供給すべき燃料量の不足量を演
   算する不足量演算手段と、 全閉状態のスロットル弁が開かれたときに噴射する非同
   期燃料噴射量を演算する非同期燃料噴射量演算手段と、 前記燃料量演算手段、前記不足量演算手段および非同期
   燃料噴射量演算手段で演算された量の燃料を噴射する燃
   料噴射手段と、 前記非同期燃料噴射を実行した直後に噴射する燃料量の
   不足量が非同期燃料噴射量分だけ減量されるように補正
   する補正手段と、 を含む内燃機関の燃料噴射量制御装置。