JPH0364646A - 内熱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１ 本発明１よ　内燃機関のシリンダ内に流入する燃料の挙
動を記述した燃料挙動モデルに基づき設定された制御則
に則って燃料噴射量を制御する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、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量を制御する装置の一
つとして、例えば特開昭５９−］９６９３０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入力、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、該制御入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。

しかし上記制御入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（よ　例えば特開昭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１
↓　制御則を内燃機関の各運転領域毎に切り換えなけれ
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換えのために制
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燃料挙動モデルに基づき、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
を切り換えることなく（即ち一つの制御則で）燃料噴射
量制御を実行できる燃料噴射量制御装置を提案した ［発明が解決しようとする課題］ しかし上記燃料挙動モデルによっても内燃機関の燃料挙
動を常に正確に記述することは難しく、吸気弁と排気弁
とが同時に開くバルブオーバーラツプにより吸気管にお
いて吸気の逆流が発生する運転領域（例えば４気筒内燃
機関の高負荷運転領域）で、燃料挙動モデルと実際の燃
料挙動とが対応しなくなることがある。このため上記提
案の装置において（五　一つの制御則により燃料噴射量
制御を実行することができるものの、吸気の逆流が発生
する運転領域で空燃比の制御精度が低下するといった問
題があった 尚こうしたモデル誤差に伴う制御誤差に１．、制御則を
周知のサーボ系に拡大して積分動作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
悪くなってしまう。

そこで本発明（戴　上記のように内燃機関の燃料挙動を
記述した燃料挙動モデルに基づき設定された一つの制御
則により内燃機関の燃料噴射量制御を行なう装置におい
て、吸気の逆流に伴い燃料挙動モデル１こ誤差が生じた
場合に１１　　制御則を自動補正して、空燃比の制御精
度を常に確保できるよう］二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（飄第１図
に例示する如く、 内燃機関Ｅ／Ｇの運転状態を検出する運転状態検出手段
Ｍｌと、 該運転状態検出手段Ｍｌの検出結果に基づき、内燃機関
Ｅ／Ｇのシリンダ内に流入する燃料の挙動を記述した燃
料挙動モデルに基づき予め設定された制御則に従って、
内燃機関Ｅ／Ｇへの燃料噴射量を算出する燃料噴射量算
出手段Ｍｌと、該燃料噴射量算出手段Ｍｌの算出結果に
応じて内燃機関Ｅ／Ｇに燃料仁噴射供給する燃料噴射実
行手段Ｍ３と、 を備えた内燃機関の燃料噴射量制御装置において、上記
運転状態検出手段Ｍｌの一つとして、内燃機関Ｅ／Ｇの
吸気管を流れる吸気の流量を双方向に検出する流量セン
サＭ４を設けると共に、該流量センサＭ４からの検出信
号に基づき、上記吸気管において吸気導入口から内燃機
関Ｅ／Ｇ側に流れる吸気流量と、上記吸気管において内
燃機関Ｅ／Ｇから吸気導入口側に流れる吸気流量との比
率を算出する吸気逆流率算出手段Ｍ５と、該吸気逆流率
算出手段Ｍ５の算出結果に基づき、上記燃料挙動モデル
の誤差を推定するモデル誤差推定手段Ｍ６と、 該モデル誤差推定手段Ｍ６にて推定された燃料挙動モデ
ルの誤差に基づき、上記燃料噴射量算出手段Ｍ２の制御
則を補正する補正手段Ｍ７と、を設けたことを特徴とす
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］ 以上のように構成された本発明の燃料噴射量制御装置に
おいて（よ　まず吸気道流率算出手段Ｍ５が、流量セン
サＭ４からの検出信号に基づき、吸気導入口から内燃機
関Ｅ／Ｇ側へと吸気管を正方向に流れる吸気流量と、内
燃機関Ｅ／Ｇから吸気導入口側へと吸気管を逆方向に流
れる吸気流量との比率を算出し、モデル誤差推定手段Ｍ
６が、その算出結果に基づき、燃料挙動モデルの誤差を
推定する。すると補正手段Ｍ７がその推定された燃料挙
動モデルの誤差に基づき、燃料噴射量算出手段Ｍ２が燃
料噴射量の算出に用いる制御則を補正する。

即ち本発明の燃料噴射量制御装置（上　吸気管において
正方向に流れる吸気流量と逆方向に流れる吸気流量との
比率に基づき、燃料挙動モデルの誤差を推定し、その推
定結果に基づき制御則色補正するようにされている。

［実施例］ 以下１こ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４気筒４サイクルの内
燃機関２とその周辺装置の構成を表す概略構成図である
。

図に示す如く、内燃機関２の吸気管４に（よ　その上流
から、吸入空気を浄化するエアクリーナ６、吸気管４を
流れる空気の流量（吸気流１）Ｇａを検出する熱線式の
エアフロメータ８、内燃機関２に吸入される空気量（吸
気量）を制御するためのスロットルバルブ１０、スロッ
トルバルブ１０の開度（スロットル開度）θＴＨを検出
するスロットル開度センサ］２、及び吸気の脈動を抑え
るためのサージタンク１４が備えら札　排気管１６に（
友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。

また内燃機関２に（よ　その運転状態を検出するための
センサとして、上述のエアフロメータ８及びスロットル
開度センサ１２の他に　ディストリビュータ２２に取り
付けら札　内燃機関２が３０”ＣＡ（但し、’ＣＡ：　
　クランク角度）回転する度に検出信号を出力する回転
角センサ２４、同じくディストリビュータ２２に取り付
けら札　特定気筒が吸気行程にあるとき検出信号を出力
する気筒判別センサ２６、及び冷却水温ＴＨＷを検出す
る水温センサ２８が備えられている。

尚ディストリビュータ２２（よ　イグナイタ３０からの
高電圧を所定の点火タイミングで各気筒＃］〜＃４の点
火プラグ３２−１〜３２−４に順次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（上　夫々、論理演
算回路として構成された電子制御回路４０に入力さ札　
各気筒＃１〜＃４の吸気分岐管４１−１〜４１−４に夫
々設けられた燃料噴射弁４２−１〜４２−４からの燃料
噴射量τを制御するのに用いられる。

即ち電子制御回路４０にｊ　　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ｃｐｕｓｏ、ｃｐｕｓｏ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憶されたＲ
ＯＭ５２．　　同じ＜ｃｐｕｓｏ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Ｒ　Ａ
　Ｍ　５４．　　上記各センサからの検出信号を入力す
るための入力ボート５６、及びＣＰＵ５０での演算結果
に応じて各気筒＃］〜＃４の燃料噴射弁４２−１〜４２
−４を各々開弁するための出力ポート５８等から構成さ
札内燃機関２の各気筒＃１〜＃４に流入する燃料混合気
の空燃比が予め設定された目標空燃比になるように燃料
噴射弁４２−１〜４２−４からの燃料噴射量τを制御す
る。

このように構成された電子制御回路４０で（よ各気筒＃
１〜＃４毎に、第３図に示す如き制御則に従って燃料噴
射量制御が実行される。以下この制御則について簡単に
説明し、その後この制御則の設計手順等について説明す
る。尚第３図は各気筒毎の燃料噴射制御計を示す図であ
って、ハード的な構成を示すものではなく、実際には後
述の第６図及び第７図のフローチャートに示したプログ
ラムを実行することにより実現される。

またこの制御則は、内燃機関２のシリンダ２ａ内に流入
する燃料の挙動を記述した次式（１）及び（２）に示す
燃料挙動モデルに基づき設計されたものである。

−）−（１−Ｒ−３）　　τ（ｋ）　　　　・−・（２
）（但し、　ｆｗ：　吸気管壁面付着燃料量、ｆｖ：吸
気管内蒸発燃料量、τ：燃料噴射量、Ｖｆｗ：吸気管壁
面からの燃料蒸発量、千〇二　筒内流入燃料量、Ｐ、　
　Ｑ、　　Ｒ，Ｓ、　　Ｄ：　定数）第３図に示すよう
に、まずエアフロメータ８にて検出された吸気流量Ｇ　
ａ　ＬＬ　　正流・逆流識別部Ｂ１に入力される。

正流・逆流識別部Ｂ　１　［１エアフロメータ８にて検
出された吸気流量Ｇａが、吸気管４において内燃機関２
側に流れる正方向の吸気流Ｊｉ　Ｇ　ａ・であるか、或
はエアクリーナ６側に流れる逆方向の吸気流量Ｇａ−で
あるかを識別するためのもので、この正流・逆流識別部
Ｂ１にて識別された正方向の吸気流量Ｇａ・（よ　内燃
機関２のシリンダ内に流入する空気量（筒内流人空気量
）ｍｅを算出する筒内流入空気量算出部Ｂ２に入力され
る。

つまり、本実施例ではエアフロメータ８に熱線式のもの
が使用さ札　エアフロメータ８からは、吸気管４を流れ
る吸気流量Ｇａに応じてその方向とは関係なく検出信号
が出力されるため、正流・逆流識別部Ｂ１で（よ　エア
フロメータ８で検出された吸気流量Ｇａが、正方向の吸
気流量Ｇａ”であるか、或は逆方向の吸気流ｊｌ　Ｇ　
ａ−であるがを識別して、筒内流入空気量算出部８２側
で正方向の吸気流量Ｇａ゛を用いて筒内流入空気量ｍｃ
を算出できるようにされているのである。

尚、本実施例のように内燃機関２が４気筒４サイクルエ
ンジンの場合、吸気の逆流が発生しない運転領域で（よ
　第４図に点線で示す如く、エアフロメータ８により検
出される吸気流ｉＧａが内燃機関２の１８０’ＣＡ毎に
変化するが、吸気の逆流が発生する運転領域で（志　第
４図に実線で示す如く、エアフロメータ８により検出さ
れる吸気流量Ｇａが、吸気の正流・逆流の変化に応じて
内燃機関２の９０’ＣＡ毎に変化する。また吸気の逆流
が発生する運転領域であっても、その逆流量Ｇａ−ＬＬ
正方向に流れる吸気流量Ｇａ”に対して必ず小さくなる
。このため正流・逆流識別部Ｂ］では、９０”ＣＡ毎に
エアフロメータ８からの検出信号を読み込み、その値と
前回読み込んだ値とを大小比較することにより、吸気の
正流・逆流を識別するようにされている。

次に筒内流人空気量算出部Ｂ　２　ＬＬ　　正流・逆流
識別部Ｂ１にて識別された正方向の吸気流量Ｇａ（Ｇａ
・）と、回転角センサ２４からの検出信号により得られ
る内燃機関２の回転速度ωとに基づき、次式（３） ％式％（３） （但し、α、β：定数、ｍｃ（ｋ−１）：　前回の算出
値）を用いて、内燃機関２の１８０’ＣＡ毎に筒内流入
空気量ｍｃを算出するためのもので、その算出結果ｍｃ
ｌｉ　　目標燃料量算出部Ｂ３に出力される。

すると目標燃料量算出部Ｂ３で（上　筒内流入空気量ｍ
ｃと制御目標となる予め設定された目標燃室比（目標空
燃比の逆数）λ「とを乗することで、内燃機関２のシリ
ンダ内に供給すべき燃料量（目標燃料量）ｍｃｒが算出
される。またこの目標燃料量ｍ　ａ　ｒ　（上　係数ｆ
３乗算部Ｂ４に入力さ札　係数ｆ３乗算部Ｂ４において
、この目標燃料量ｍａｒと予め設定された係数ｆ３とが
乗じられる。

次に筒内流入空気量算出部Ｂ２にて算出された筒内流人
空気量ｍＣは、吸気圧力算出部ＢＳにも入力される。吸
気圧力算出部Ｂ５は、この入力された筒内流入空気ｉｍ
ｃに基づき、吸気管４内部の圧力（吸気圧力）ＰＭを算
出するためのもので、その算出結果ＰＭは、水温センサ
２８により検出された冷却水温ＴＩ−ＩＷと共に、燃料
蒸発速度算出部Ｂ６に入力される。

燃料蒸発速度算出部Ｂ６１Ｌ　　吸気管圧力ＰＭと冷却
水温Ｔ）−ＩＷとから、吸気管壁面からの単位時間当り
の燃料蒸発量（燃料蒸発速度）Ｖｆを算出するためのも
ので、まず冷却水温Ｔ目Ｗ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
ＰＭとから燃料蒸発速度Ｖｆ　を算出する。

つまり吸気管壁面からの燃料蒸発速度ＶｆにＩ。

吸気管４内での燃料の飽和蒸気圧Ｐｓと吸気圧力ＰＭ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ＴＨＷ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１よ　まず冷却水温Ｔｌ
−ＩＷ（’Ｋ）をパラメータとする次式（４）を用いて
飽和蒸気圧Ｐｓを求め、 Ｐｓ＝β１−Ｔ目Ｗ２−Ｂ２・ＴＨＷ＋β３　　−４４
）（但し、βｌ、β２．β３：定数） その後この算出した飽和蒸気圧Ｐｓと吸気管圧力ＰＭと
から燃料蒸発速度Ｖｆを算出するようにされている。

次に燃料蒸発速度算出部Ｂ６で算出された燃料蒸発速度
Ｖｆ（Ｌ　　燃料蒸発量算出部Ｂ７に入力される。燃料
蒸発量算出部Ｂ７（＠　　燃料蒸発速度Ｖｆを内燃機関
２の回転速度ωで除することにより内燃機関２の１回転
当りに吸気管壁面から蒸発する燃料量Ｖｆｗを算出する
ためのもので、その算出結果（燃料蒸発量）Ｖｆｗｌ上
　係数子４巣算部Ｂ８に入力さ札　係数ｆ４乗算部Ｂ８
において予め設定された係数ｆ４が乗じられる。

また燃料蒸発量算出部Ｂ７にて算出された燃料蒸発量Ｖ
ｆｗＥ　　状態変数推定部Ｂ９にも入力される。状態変
数推定部Ｂ９１１　　予め設定された演算式を用いて、
上記入力された燃料蒸発量Ｖｆｗと、−時遅延部８１０
を介して入力される前回算出した燃料噴射量τ（ｋ−１
）と、後述のモデル誤差算出部Ｂ１４で算出されたモデ
ルパラメータＰ、　　Ｒの誤差△Ｐ、ΔＲと、当該状態
変数推定部Ｂ９で前回推定した状態変数量？　ｗ（ｋ−
１）及び？　ｖ（ｋ−１）とから、次回の燃料噴射量τ
（ｋ）を算出するための状態変数量ｆｗ及びｆｖを推定
する。そしてこの推定結果？Ｗ及び？■に（よ　係数ｆ
１乗算部Ｂｌｌ及び係数ｆ２乗算部Ｂ１２にて、夫々係
数千１及びｆ２が乗じられる。

方正流・逆流識別部Ｂ１により識別された吸気管４を正
方向に流れる吸気流ｉ　Ｇ　ａ”ｌ　　及び逆方向に流
れる吸気流量Ｇａ−は、夫々、逆流率算出部Ｂ１３に入
力される。逆流率算出部８１３Ｆ　　各吸気流量Ｇａ’
、Ｇａ−の比率ｙ　（＝　Ｇ　ａ−／　Ｇ　ａ’、　　
以下、逆流率という。）を算出するためのもので、その
算出結果γ（よ　モデル誤差算出部Ｂ１４に入力される
。するとモデル誤差算出部Ｂ１４ｔｉ　　逆流率γに基
づき、予め設定された第５図（ａ）及び（ｂ）に示す如
きマツプを用いて、上記（１）及び（２）式で記述され
た燃料挙動モデルにおけるモデルパラメータＰ、　　Ｒ
の誤差△Ｐ、△Ｒを求め、その算出結果△Ｐ、△Ｒを、
上述の状態変数推定部Ｂ９に出力すると共に、係数千５
乗算部Ｂ１５及び係数ｆ６乗算部Ｂ１６に夫々出力する
。

次に上記各係数乗算部Ｂ１５，８１６１１　　人力され
た各モデル誤差△Ｐ、△Ｒに対して、夫々、係数ｆ５．
　　係数子６を乗するためのもので、その乗算結果ｆ５
・△Ｐ、ｆ６・△Ｒを、夫々、状態変数乗算部Ｂ１７．
噴射量乗算部８１８に出力する。

すると状態変数乗算部Ｂ１７．噴射量乗算部８１８で（
よ　これら各乗算結果ｆ５・△Ｐ、ｆ６・ΔＲに、状態
変数推定部Ｂ９で推定された状態変数？Ｗ。

−時遅延部Ｂ１０を介して入力される前回算出した燃料
噴射量τ（ｋ−１）が夫々乗じられる。そしてこの状態
変数乗算部Ｂ１７及び噴射量乗算部Ｂ１８による乗算結
果は、上述の各種係数乗算部Ｂ　４゜Ｂ８，８１１，８
１２での乗算結果と共に加算部Ｂ１９〜Ｂ２３で加算さ
れ　これによって燃料噴射量τが決定される。

次に上記制御則の基本となる燃料挙動モデル、及び該燃
料挙動モデルに基づく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ｔ′Ｌ
　古田勝久著「実システムのデジタル制御」システムと
制弧Ｖｏ１．２８．　　Ｎｏ、１２．　１９８４毛　　
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。

まず内燃機関２の各気筒＃１〜＃４内に流入する燃料量
（筒内流入燃料量）ｆｃｌ＆　　各気筒の燃料噴射弁４
２からの燃料噴射量τと、吸気管４（詳しくは各気筒の
吸気分岐管４］）壁面への付着燃料量ｆｗと、吸気管４
内部での蒸発燃料量ｆｖとを用いて次式（５）のように
記述することができる。

ｆｃ　＝αｌ・ｒ＋α２・ｆｗ＋ｃｒ３・ｆｖ　　　・
＝（５）即ち上記筒内流人燃料量ｆｃｌ；ｉ、　　燃料
噴射弁４２からの噴射燃料の直接流入量α１−τと、そ
の噴射燃料が付着した吸気分岐管４１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
吸気分岐管４１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、上式（５）
のように記述することができる。

上式（５）において、燃料噴射量τは燃料噴射弁４２の
開弁時間によって定まるので、付着燃料量ｆｗ及び蒸発
燃料量ｆｖを知ることができれ（ヱ燃料量ｆｃを予測す
ることができる。

そこで次に付着燃料ｊｌｆ　ｗ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ｆｗｌ＠　　吸気行程時
のシリンダ内への流入によって、吸気行程毎にその一部
α２が減少するイ包　　吸気管４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４２から噴
射される燃料噴射量τ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（即ち燃料蒸発速度）Ｖｆと内燃
機関２の回転速度ωとから、α５・Ｖｆ／ω（＝α５・
Ｖ　ｆｗ、　　α５：比例定数）として表すことができ
る。このため吸気管壁面への付着燃料量ｆｗは次式（６
）に示す如く記述できる。

ｆ　ｗ（ｋ＋Ｉ）＝　（１−α２）　・ｆ　ｗ（ｋ）＋
　ａ　４−　ｒ　（ｋ）−ａ　５・Ｖ　ｆｗ（ｋ）　　
　　　・・・（６）一方蒸発燃料量ｆｖｌ；Ｌ　　吸気
行程時のシリンダ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（ｔＬ　　燃料噴射量τの一
部α６が蒸発することによって増加し、更に付着燃料の
蒸発量よって増加する。このため吸気管４内部での蒸発
燃料量ｆｖは次式（７）に示す如く記述できる。

ｆ　ｖ（ｋ＋１）＝　（１−４２３，１ｆ　ｖ（ｋ）＋
　ａ　６−　ｒ　（ｋ）＋　ａ　５・Ｖ　ｆｗ（ｋ）　
　　　　−（７）従って上記（５）〜（７）式において
、（１−α２）をＰ。

（１−α３）をＱ、　α４をＲ２α６をＳ、　α５をＤ
として整理することにより、付着燃料量ｆｗと蒸発燃料
量ｆｖとを状態変数として、内燃機関２の各気筒毎の燃
料挙動を表す前述の（１）及び（２）式を得ることがで
き、各気筒の吸気サイクル（７２０℃Ａ）をサンプリン
グ周期として離散系で表現された燃料挙動モデルが定ま
る。

このような燃料挙動モデルで（ｉ　　Ｖｆｗ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Ｐ、
　　Ｑ、　　Ｒ，Ｓ、　　Ｄを周知の同定法により定め
れ（ヱ　各気筒毎の燃料挙動を内燃機関２の全運転領域
で正確に記述することができる。しかし内燃機関２の高
負荷運転時等に吸気管４内で吸気の逆流が発生すると、
各気筒＃１〜＃４の吸気分岐管４１内での燃料も内燃機
関２とは反対方向に流れ　その燃料挙動を正確に記述で
きなくなる。

そこで本実施例では、こうした吸気の逆流に伴い生ずる
制御誤差を補償するため、前述の（１）及び（２）式で
記述された燃料挙動モデルを次式（８）及び（９）式の
如く変形し、この変形された燃料挙動モデルに基づき制
御則を決定している。

＋（１−Ｒ−８）　　τ（ｋ） △Ｐ−ｆ　ｗ（ｋ）−△Ｒ−ｒ　（ｋ）　　　　・＝（
９）即ち、上記（１）及び（２）式で記述された燃料挙
動モデルにおいて、蒸発燃料量ｆｖ及び燃料蒸発量Ｖｆ
ｗ（上　　付着燃料量ｆｗ、　　燃料噴射量τに比べて
著しく小さく、モデルパラメータＱ、　　Ｓ、　　Ｄに
変動があっても制御精度には殆ど影響しないため、本実
施例でｆｉ　　（＋）及び（２）式で記述された燃料挙
動モデルに、制御精度に大きな影響を与えるパラメータ
Ｐ、　　Ｒの誤差△Ｐ、△穴を加えることによって（８
）及び（９）式の燃料挙動モデルを設定し、この燃料挙
動モデルに基づき制御則を決定することで、前述のモデ
ル誤差算出部Ｂ１６において推定されるモデル誤差△Ｐ
、△Ｒを用いて制御則を補正し、燃料噴射量の制御精度
を補償するようにしている。

尚、モデルパラメータＰ　ｆｉ　　吸気行程時のシリン
ダ内への流入によって壁面付着燃料がα２だけ減少する
ことを想定して設定されたモデルパラメータ（１−α２
）であるが、吸気の逆流が発生した場合に（上　シリン
ダ内へ燃料が流入し難くなり、壁面付着燃料のシリンダ
内に流入する割合α２は小さくなるため、吸気逆流時に
はモデルパラメータＰは通常より大きくなる。従って吸
気の逆流率γから誤差ΔＰを算出するために使用される
第５図（ａ）のマツプ（よ　逆流率γが大きいほど誤差
△Ｐが大きくなるように設定される。

また　モデルパラメータＲｆｉ　　噴射燃料の内の吸気
管壁面に付着する割合α４を表すものであるが、吸気の
逆流が発生した場合に（よ　シリンダ内に直接流入した
噴射燃料がシリンダ側から吹き戻さ札　それが壁面付着
燃料となるため、吸気逆流時にはこのモデルパラメータ
Ｒも増加する。このため吸気の逆流率γから誤差△Ｒを
算出するため二使用される第５図（ｂ）のマツプも、逆
流率γが大きいほど誤差△Ｒが大きくなるように設定さ
れる。

次に上記（８）及び（９）式で記述された燃料挙動モデ
ルに基づく本実施例の制御則の設計手順について説明す
る。

上記燃料挙動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、燃料挙動モデルを線形近似する。上
記（８）及び（９）式において、ｘ（ｋ）＝　［ｆ　ｗ
（ｋ）　　ｆ　ｖ（ｋ）］　”　　　　　　−（１０）
３’　（ｋ）＝　ｆ　ｃ（ｋ）　　（１−Ｒ−３）　ｒ
　（ｋ）十△Ｐ−ｆ　ｗ（ｋ）＋△Ｒ−ｒ　（ｋ）　　
−（１４）ｕ（ｋ）＝τ（ｋ）　　　　　　　　　　　
　　　　　・・・（１５）ｃ＝　　［１−Ｐ　　１−Ｑ
］　　　　　　　　　　・・・（１６）とおくと、上記
（８）及び（９）式は Ｘ（ｋ＋１）＝Ａ−Ｘ（ｋ）＋ｌ３−１１（ｋ）＋Ｗ（
ｋ）　　−（１７）ｙ（ｋ）＝　Ｃ−ｘ　（ｋ）　　　
　　　　　　　　　・・・（１８）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（１７）及び（１８）は次式（１９）、
（２０）に示す如くなる。

ｘ　ｒ　＝Ａ　−ｘ　ｒ　＋Ｂ　−ｕ　ｒ　＋ｗ（ｋ）
　　　　−（１９）ｙ　ｒ　＝Ｃ°ｘ　ｒ　　　　　　
　　　　　　　・・・（２０）上式（１７）〜（２０）
より、 ｘ（ｋ＋１）−ｘ　ｒ　＝Ａ　（ｘ（ｋ）−ｘ　ｒ　）
＋Ｂ　（ｕ（ｋ）−ｕ　ｒ）　　−（２１）ｙ（ｋ）−
ｙ　ｒ　＝Ｃ（ｘ（ｋ）　−ｘ　ｒ　）　　　　　＝・
（２２）次に、上式（２１）、　（２２）において、Ｘ
　（ｋ）＝　ｘ　（ｋ）　−ｘ　ｒ　　　’　　　　　
　　　−（２３）Ｕ　（ｋ）　＝　ｕ　（ｋ）　−ｕ　
ｒ　　　　　　　　　　　−・−（２４）Ｙ　（ｋ）＝
　ｙ　（ｋ）　　ｙ　ｒ　　　　　　　　　　　−−−
（２５）とおくと（２１）、（２２）式は次式（２６）
、　（２７）の如くなる。

Ｘ　（ｋ＋１）＝　Ａ　Ｘ　（ｋ）＋　Ｂ　Ｕ　（ｋ）
　　　　　　・・・（２６）Ｙ　（ｋ）＝ＣＸ　（ｋ）
　　　　　　　　　　　　・・・（２７）この（２６）
及び（２７）において、Ｘ（ｋ）−０とすれ（ＬＹ　（
ｋ）＝　Ｏとなり、ｕ（ｋ）ｕｒであれＩｆ、　　ｙ（
ｋ）−ｙｒとなる。従って上式（２６）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（２８）の如く求まる。

Ｕ　（ｋ）二Ｆ　Ｘ　（ｋ）　　　　　　　　　　　　
　・・・（２８）またこの（２８）式は、上記（２３）
及び（２４）式より次式（２９）の如くなる。

ｕ　（ｋ）＝Ｆ　−ｘ　（ｋ）−Ｆ　−ｘ　ｒ　十ｕ　
ｒ　　　　−（２９）従って、上記（Ｉ９）及び（２０
）式において、がＸｒ、ｕｒについて解ければ上式（２
９）が確定し、ｕ　（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（３０）は前述の（１０）〜（１
６）式より、次式（３１）の如くなり、 ｘｒ、１ｌｒ（即ちｆｗｒ、　　ｆｖｒ、　　ｒｒ）が
夫々次式（３２）〜（３４）の如く求まる。

ｆｗｒ＝β１１−Ｖ　ｆｗ（ｋ）＋β１２（ｆ　ｃｒ（
ｋ）−（１−Ｒ−８）−ｒ（ｋ）ｌ＋β１３（ΔＰ−ｆ
ｗ（ｋ）＋ΔＲ−ｒ　（ｋ）ｌ・（３２）ｆｖｒ＝β２
１・Ｖ　ｆｗ（ｋ）十β２２（ｆ　ｃｒ（ｋ）−（１−
Ｒ−８）−ｒ（ｋ））＋β２３（ΔＰ−ｆ　ｗ（ｋ）＋
△Ｒ・ｒ　（ｋ）ｌ・−（３３）τ「二β３ＬＶ　ｆｗ
（ｋ）＋β３２（ｆ　ｃｒ（ｋ）−（１−Ｒ−８）ｒ（
ｋ））＋β３３（△Ｐ−ｆ　ｗ（ｋ）＋△Ｒ−ｒ　Ｃｋ
’））−（３４）（但し、β１１〜β３３は定数） 従ってこれら各式（３２）、（３３）、（３４）を上記
（２９）式に代入することによって、制御人力ｕ（ｋ）
、　　即ち燃料噴射量ｒ　（ｋ）を求めるための演算式
が次式（３５）の如く導出さ札　本実施例の制御則が決
定される。

ｒ　（ｋ＋１）＝　ｆ　ｌ−ｆ　ｗ（ｋ）十ｆ　２・ｆ
　ｖ（ｋ）＋　ｆ　３−　ｆ　ｃｒ（ｋ）＋　ｆ　４−
Ｖ　ｆｗ（ｋ）十ｆ５−△Ｐ　−ｆ　ｗ（ｋ）＋　ｆ　
６・△Ｒ−ｒ　（ｋ）　　−（３５）尚、この（３５）
式は　第３図において燃料噴射量ｒを算出するための各
組　即ち各種乗算部Ｂ　４゜８８、Ｂ　１　＋、８１２
，８１５〜８１８．及び加算部８１９〜８２３を記述し
ている。またこの（３５）式における状態変数　即ち付
着燃料量ｆｗ及び蒸発燃料量ｆｖＬＬ　　第３図の状態
変数推定部Ｂ９において算出されるが、状態変数推定部
Ｂ９［よ　前述の状態方程式（８）をそのまま用いて状
態変数ｆｗ及びｆｖを算出するようにされている。

次に上記筒内流入空気量Ｂ２にて筒内流入空気量ｍｃを
算出するのに用いられる前述の（３）式（よ吸気の逆流
はないものとしで、以下のように設定されている。

まず吸気管４内部での空気量の変化（凰　吸気の質量保
存則により次式（３６）の如く記述できる。

Ｖ／Ｃ”ｄＰＭ／ｄｔ＝Ｇａ−Ｍｃ　　　−＝（３６）
（但し、Ｖ：吸気管の容積、Ｃ：空気中の音速ＰＭ：吸
気圧九　Ｇａ：　吸気流量、Ｍｃ：気筒内に流入する吸
気の流量） 上記（３６）式から、吸気圧力ＰＭの時間変化は次式（
３７）の如く記述でき、 ｄＰＭ／ｄｔ＝（Ｇａ−Ｍｃｌ−Ｃ２／Ｖ　　−（３７
）この（３７）式を離散化すると、次式り３８）が得ら
れる。

Ｐ　Ｍ　（ｋ＋１）　−Ｐ　Ｍ　（ｋ）＝　（Ｇ　ａ−
Ｍ　ｃ　ｌ・△ｔ−Ｃ２／Ｖ　　　　　＝・（３８）ま
た４気筒内燃機関で（九　吸気管圧力ＰＭは各気筒の吸
気行程毎に変化するため、上記（３８）式のサンプリン
グ周期としては内燃機関２の吸気サイクル（１８０’Ｃ
Ａ）と対応させればよく、その時間は回転速度ωを用い
て３０／ωと記述できるので、上記（３８）式（志 Ｐ　Ｍ　（ｋ＋１）　−Ｐ　Ｍ　（ｋ）＝（Ｇａ・３０
／ω−ＭＣ・３０／ω）・Ｃ２／ｖ＝（Ｇａ−３０／ω
−ｍｃ（ｋ））・Ｃ２／Ｖ　　−（３９）と記述できる
。　（但し、ｍＣ：吸気量）一方内燃機関の体積効率η
を次式（４０）の如く仮定、すると、 η＝Ａ　−ＰＭ＋Ｂ　　　　　　　　　　　　　・・・
（４０）（但し、Ａ、Ｂ：定数） 吸気量ｍｃは、次式（４１）の如く記述できる。

ｍｃ　＝ｒ）・ｖ＝Ａ・ｖ・ＰＭ＋Ｂ−υ　　　・＝（
４１）（但し、υ：気筒容積） 従って上記（４１）式から、上記（３９）式に於ける吸
気圧力Ｐ　Ｍ　（ｋ）、　　Ｐ　Ｍ　（ｋ＋１）は夫々
次式（４２）、　　（４３）の如く記述できるようにな
り、 Ｐ　Ｍ　（ｋ）＝　（ｍｅ（ｋ）　−Ｂ　−ｖ　ｌ／　
Ａ　・ｖ　　　　−（４２）Ｐ　Ｍ　（ｋ＋１）　＝　
（ｍｃ（ｋ＋１）　−Ｂ　−ｖ　ｌ／　Ａ　・ｖ　　・
−（４３）これら各式を（３９）式に代入すると次式（
４４）が得られる。

ｍｃ　　（ｋ＋１）＝　Ａ　・ｖ　・３　０・Ｇ　ａ　
−Ｃ２／ω・ｖ＋ｍｃ　　（ｋｌ（１−Ａ　・ｖ　・Ｃ
２／　Ｖ　）−（４４）この（４４）式は吸気量ｍＣの
挙動を表わしており、（／１ｖ−３０・Ｃ２／Ｖ）　を
定数αトシ、　（１−Ａ・υ・Ｃ２／　Ｖ　）　　を定
数βとすると、上記（４４）式は前述の（３）式の如く
記述できる。従って各定数α及びβを周知の同定法によ
って決定すれ（ヱ　吸気サイクル（１８０℃Ａ）をサン
プリング周期として吸気量ｍｅを求めるための前述の演
算式（３）が設定できる。

尚、筒内流入空気量算出部Ｂ２で算出された筒内流入空
気量ｍｃから吸気圧力ＰＭを算出する吸気圧力算出部Ｂ
５で（よ　上記（４２）又は（４３）式におけるＡ・υ
及びＢ・υの値を、夫々、定数ＡＩ及びＢｌとして周知
の同定法により決定することにより得られる次式（４５
） ％式％（４５） を用いて、吸気圧力ＰＭが算出される。

次に上記の如く設計された制御則に従って電子制御回路
４０で実行される燃料噴射量算出処理を、第６図に示す
フローチャートに沿って説明する。

尚この処理（よ　回転角センサ２４及び気筒判別センサ
２６から出力される検出信号に基づ龜　内燃機関２が１
８０’ＣＡ回転する度に実行される。

図に示す如く燃料噴射量算出処理で（よ　まずステップ
１００を実行して、カウンタＣをインクリメントし、続
くステップ１１０に移行して、カウンタＣの値が４以上
となったか否かを判断する。

そしてＣ≧４であれ（ヱ　次ステツプ１２０に移行して
カウンタＣの値をＯにセットした後、ステップ１３０に
移行し、Ｃ＜４であればそのままステップ１３０に移行
する。

尚このカウンタＣｍ　　次ステツプ１３０で内燃機関２
が１８０’ＣＡ回転する度に変化する吸気行程の気筒を
識別するために用いられるもので、気筒判別センサ２６
から特定気筒が吸気行程に入ったときに出力される識別
信号１こより初期化される。

ステップ１３０で（よ　次に吸気行程となる気筒の番号
＃Ｘを、上記カウンタＣの値に基づき法衣に示す如く設
定する。尚、以下の説明においてこの設定された特定気
筒＃Ｘに対して算出される諸量に〔よ　添え字＃Ｘを付
して表す。

表 そして続くステップ１４０で（上　後述の筒内流人空気
量算出処理にて算出された最新の筒内流人空気量ｍｃ（
ｋ）に基づき、前述の（４５）式を用いて現時点の吸気
圧力Ｐ　Ｍ　（ｋ）を算出する吸気圧力算出部Ｂ５とし
ての処理を実行し、ステップ１５０に移行する。

ステップ１５０で（上　上記求めた吸気圧力ＰＭ（ｋ）
と回転角センサ２４からの検出信号に基づき得られる現
時点の内燃機関２の回転速度ω（ｋ）とに基づき、内燃
機関２の負荷状態に応じた目標燃空比λｒを算出する。

尚このステップ１５０では、通常、空気過剰率が１　（
即ち理論空燃比）となるように目標燃室比λｒが設定さ
札　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に目標燃室比λｒが
リッチ側に設定さね　内燃機関２の軽負荷運転時等に１
よ　燃料を通常より減量して燃費を向上するため二目標
燃空比λ「がリーン側に設定される。

ステップ１５０にて目標燃室比λｒ（ｋ）が設定される
と、今度はステップ１６０に移行し、この目標燃室比λ
ｒ（ｋ）と、後述の筒内流人空気量算出処理にて算出さ
れた最新の筒内流入空気量ｍｃ（ｋ）とを乗算して、＃
×気筒内に供給すべき目標燃料量ｍｃｒ（ｋ）（＝λ「
・ｍａｌ　を算出する、目標燃料量算出部Ｂ３としての
処理を実行する。

また続くステップ１７０で（よ　水温センサ２８により
検出された現時点の冷却水温ＴＨＷ（ｋ）と、ステップ
１４０で求めた吸気管圧力Ｐ　Ｍ　（ｋ）とに基づき、
壁面付着燃料の蒸発速度Ｖｆを求め、その値を内燃機関
２の回転速度ω（ｋ）で除算することにより、＃×気筒
の吸気分岐管壁面から内燃機関２が７２０’ＣＡ回転す
る間に蒸発する燃料量（即ち燃料蒸発量）　Ｖ　ｆｗ（
ｋ）を算出する、燃料蒸発速度算出部Ｂ６及び燃料蒸発
量算出部Ｂ７としての処理を実行し、ステップ１８０に
移行する。

ステップ１８０で（上　上記ステップ１６０及びステッ
プ１７０にて求めた目標燃料量ｍｃｒ（ｋ）及び燃料蒸
発量ｖ　ｆｗ（ｋ）と、＃×気筒（二対して前回（７２
０’ＣＡ前）燃料噴射を行った燃料噴射量τ＃Ｘと、前
回この燃料噴射量τ＃Ｘを算出した際に後述のステップ
２００にて求めた＃×気筒における付着燃料量ｆ　ｗ＃
Ｘ及び蒸発燃料量ｆ　ｖ＃Ｘと、後述の筒内流入空気量
算出処理で算出された最新のモデルパラメータＰ、　　
Ｒの誤差△Ｐ、△Ｒとに基づき、前述の（３５）式を用
いて、＃×気筒に対する燃料噴射量τ＃Ｘを算出する。

そして続くステップ１９０で（よ　この算出された燃料
噴射量τ＃Ｘを、＃×気筒の燃料噴射弁４２表駆動する
図示しないタイマにセットする。尚このタイマセットに
より、所定の同期噴射タイミングで＃×気筒の燃料噴射
弁４２が開弁さね　燃料噴射量τ＃Ｘに応じた燃料が＃
Ｘ気筒に対して噴射供給される。

このように＃Ｘ気筒に対する燃料噴射量τ＃Ｘの算出及
び燃料噴射のためのタイマセットが実行されると、次に
ステップ２００に移行し、ステップ１７０で求めた燃料
蒸発量Ｖ　ｆｗ（ｋ）と、ステップ１８０で求めた＃Ｘ
気筒に対する燃料噴射量τ＃Ｘと、前回このステップ２
００にて求めた＃Ｘ気筒における付着燃料量？　ｗ＃Ｘ
及び蒸発燃料量？　ｖ＃Ｘと、後述の筒内流人空気量算
出処理で算出された最新のモデルパラメータＰ、　　Ｒ
の誤差△Ｐ、△Ｒとに基づき、前述の（８）式を用いて
、＃×気筒における付着燃料量？　Ｗ＃Ｘ及び蒸発燃料
量？　ｖ＃Ｘを算出する、状態変数推定部Ｂつとしての
処理を実行し、処理を一旦終了する。

次に上記燃料噴射量算出処理を実行するのに使用される
筒内流人空気量ｍＣ及び燃料挙動モデルの誤差を表す△
Ｐ、△Ｒを算出する、筒内流人空気量算出処理１こつい
て、第７図に示すフローチャートに沿って説明する。尚
この処理（上　回転角センサ２４及び気筒判別センサ２
６から出力される検出信号に基づき、内燃機関２が９０
℃八回転する度に実行される。

図に示す如く筒内流人空気量算出処理で（よ　まずステ
ップ２１０にて、エアフロメータ８からの検出信号に基
づき現時点の吸気流量Ｇ　ａ　（ｋ）を検出し、続くス
テップ２２０に移行して、この検出した吸気流１１Ｇａ
（ｋ）が前回ステップ２１０で検出した吸気流量Ｇ　ａ
　（ｋ−１）より大きいか否かを判断する正流・逆流識
別部Ｂ１としての処理を実行する。

そして今回検出した吸気流１ｔＧａ（ｋ）が前回検出し
た吸気流量Ｇａ（ｋ−１）より大きい場合に（よステッ
プ２１０で検出した吸気流量Ｇ　ａ　（ｋ）　Ｉｔ。

吸気管４を内燃機関２側に正方向に流れる吸気流Ｊｉ　
Ｇ　ａ″であると判断して、ステップ２３０に移行し、
この吸気流量Ｇ　ａ　（ｋ）と、現時点の内燃機関２の
回転速度ω（ｋ）と、前回求めた筒内流入空気量ｍｃ（
ｋ−１）とから、前述の（３）式を用いて筒内流入空気
量ｍｅ（ｋ）を算出する、筒内流人空気量算出部Ｂ３と
しての処理を実行する。

次に続くステップ２４０で（よ　スロットル開度センサ
１２により検出されたスロットル開度θＴ）（が所定開
度θＴＨＯより大きく、現在吸気管４において吸気の逆
流が発生し得る状態か否かを判断する。そしてスロット
ル開度θＴＨが所定開度θＴＨＯを越えていれ（ヱ　ス
テップ２５０に移行して、ステップ２１０で求めた吸気
流１Ｇａ（ｋ）と前回求めた吸気流ｉｌ　Ｇ　ａ　（ｋ
−１）とに基づき、次式（４６）％式％（４８） を用いて吸気管４における吸気の逆流率γを算出する、
逆流率算出部Ｂ１３としての処理を実行し、ステップ２
６０に移行する。

ステップ２６０で（上　この算出した逆流率γに基づき
、予め設定された第５図（ａ）及び（ｂ）に示すマツプ
を用いて、モデルパラメータＰ、　　Ｒの誤差△Ｐ、△
Ｒを算出するモデル誤差算出部Ｂ１４としての処理を実
行し、処理を一旦終了する。尚第５図（ａ）及び（ｂ）
のマツプ（よ　吸気の逆流率γ二基づき、モデルパラメ
ータＰ、　　Ｒの誤差△Ｐ及びΔＲを夫々求めるための
マツプであるが、これは予め実験等により設定されてい
る。

次にステップ２２０にて、ステップ２］○で今回検出し
た吸気流量Ｇ　ａ　（ｋ）が前回検出した吸気流量Ｇ　
ａ　（ｋ−１）以下であると判断された場合に］よ今回
検出した吸気流量Ｇ　ａ　（ｋ）　Ｅ　　吸気管４を逆
方向に流れる吸気流量Ｇａ−であるとして、ステップ２
７０に移行し、上記ステップ２４０と同様にスロットル
開度センサ１２により検出されたスロットル開度θＴ）
（が所定開度θＴ）（Ｏより大きく、現在吸気管４にお
いて吸気の逆流が発生し得る状態か否か琶判断する。そ
してスロットル開度θＴＨが所定開度θＴＨＯを越えて
いれ（ヱ　ステップ２８０に移行して、今回求めた吸気
流１Ｇａ（ｋ）と前回求めた吸気流ｉｌ　Ｇ　ａ　（ｋ
−１）とに基づき、次式（４７）％式％（４７） を用いて吸気の逆流率γを算出する、逆流率算出部Ｂ１
３としての処理を実行し、上記ステップ２６０に移行す
る。

また次にステップ２４０或はステップ２７０にてスロッ
トル開度θＴ）Ｉが所定開度θＴＨＯ以下であると判断
されるた場合に（上　吸気の逆流は発生せず、燃料挙動
モデルに誤差は生じないので、ステップ２９０に移行し
て、モデルパラメータＰ、　　Ｒの誤差△Ｐ、△Ｒとし
て値Ｏをセットした後、処理を一旦終了する。

以上説明したように本実施例の燃料噴射量制御装置で（
上　熱線式のエアフロメータ８を用いて吸気管４を流れ
る吸気流量Ｇａを双方向に検出すると共に　その検出結
果に基づき、吸気管４を逆方向１こ流れる吸気流量Ｇａ
−の正方向に流れる吸気流ｊｉ　Ｇ　ａ・に対する比率
（逆流率）γを算出し、その算出結果を用いて、制御則
を設計するに当たって用いた燃料挙動モデルの誤差△Ｐ
、△Ｒを算出して、燃料噴射量算出系にフィードバック
するようニされている。このため本実施例の装置によれ
（戴内燃機関２の過渡運転時等に吸気の逆流が発生して
、燃料挙動モデルが実際の燃料挙動と対応しなくなった
としても、これによる制御誤差を良好に補正することが
可能となり、空燃比の制御精度を向上できる。

［発明の効果］ 以上説明したよう（：、本発明の内燃機関の燃料噴射量
制御装置で（瓜　吸気管おいて正方向に流れる吸気流量
と逆方向に流れる吸気流量との比率に基づき、燃料挙動
モデルの誤差を推定し、その推定結果に基づき制御則を
補正するようにされている。このため吸気管内で吸気の
逆流が発生して、制御則の設計に用いた燃料挙動モデル
と実際の燃料挙動とが対応しなくなった場合にも、これ
１こよる制御誤差を補償して、空燃比の制御精度を確保
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は　第２図は実施
例の内燃機関２及びその周辺装置を表す概略構成は　第
３図は電子制御回路４０による燃料噴射量制御のための
制御則を表わすブロックは第４図はエアフロメータ８に
より検出される吸気流量Ｇａを表す線は　第５図（ａ）
及び（ｂ）は吸気′の逆流率γに基づき燃料挙動モデル
の誤差△Ｐ及び△Ｒを夫々算出するためのマツプを表す
線は第６図は電子制御回路４０で実行される燃料噴射量
算出処理を表すフローチャート、第７図は同じく電子制
御回路４０で実行される筒内流入空気量算出処理を表す
フローチャート、である。 １・・・運転状態検出手段 ２・・・燃料噴射量算出手段 ３・・・燃料噴射実行手段 ４・・・流量センサ ５・・・吸気逆流率算出手段 ６・・・モデル誤差推定手段 ７・・・補正手段　　　　Ｅ／Ｇ、２・・・内燃ｔａ関
・・エアフロメータ（熱線式） ２・・・スロットル開度センサ ４・・回転角センサ　　２６・・・気筒判別センサ８・
・・水温センサ　　　４０・・・電子制御回路２・・・
燃料噴射弁

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 内燃機関の運転状態を検出する運転状態検出手段と、 該運転状態検出手段の検出結果に基づき、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燃料挙動モデ
   ルに基づき予め設定された制御則に従って、内燃機関へ
   の燃料噴射量を算出する燃料噴射量算出手段と、 該燃料噴射量算出手段の算出結果に応じて内燃機関に燃
   料を噴射供給する燃料噴射実行手段と、を備えた内燃機
   関の燃料噴射量制御装置において、上記運転状態検出手
   段の一つとして、内燃機関の吸気管を流れる吸気の流量
   を双方向に検出する流量センサを設けると共に、 該流量センサからの検出信号に基づき、上記吸気管にお
   いて吸気導入口から内燃機関側に流れる吸気流量と、上
   記吸気管において内燃機関から吸気導入口側に流れる吸
   気流量との比率を算出する吸気逆流率算出手段と、 該吸気逆流率算出手段の算出結果に基づき、上記燃料挙
   動モデルの誤差を推定するモデル誤差推定手段と、 該モデル誤差推定手段にて推定された燃料挙動モデルの
   誤差に基づき、上記燃料噴射量算出手段の制御則を補正
   する補正手段と、 を設けたことを特徴とする内燃機関の燃料噴射量制御装
   置。