JPH0658071B2

JPH0658071B2 - ２サイクル内燃機関の空燃比制御装置

Info

Publication number: JPH0658071B2
Application number: JP62015101A
Authority: JP
Inventors: 雄彦広瀬; 博史野口; 敏雄棚橋; 豊一梅花; 敏雄伊藤; 欽吾堀井; 秀男永長
Original assignee: Toyota Motor Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp
Priority date: 1987-01-27
Filing date: 1987-01-27
Publication date: 1994-08-03
Anticipated expiration: 2009-08-03
Also published as: JPS63183231A

Description

【発明の詳細な説明】〔産業上の利用分野〕この発明は２サイクル内燃機関に適した燃料供給量制御
装置に関する。

〔従来の技術〕

２サイクル内燃機関では掃気のために吸気ポートと排気
ポートとが連通する期間が非常に長くなる。通常のよう
に気化器により混合気の形で燃料をシリンダに供給する
と吹き抜けにより排気系にそのまま排出されることが多
い。そこで、燃料インジェクタを設置し、機関の吸気サ
イクルにおける所定の期間だけ燃料を噴射させるシステ
ムが提案される。ところが、このような燃料噴射システ
ムを採用しても吸入空気の吹き抜け自体は解消できな
い。即ち、２サイクル内燃機関では吸入された新気がシ
リンダボア内で全然燃焼に関与することなくそのまま排
気管に吹き抜けてしまい、機関吸入系を通過する空気量
と比較して実際に燃焼に関与するシリンダボア内の空気
の量が少なくなり、吹き抜けする空気の割合は負荷や回
転数等の機関運転条件で変化する。一方、機関に供給さ
れる燃料の量は設定空燃比をもとに吸入系を通過する空
気量によって算出される。そのため、２サイクル内燃機
関では噴射された燃料の量がシリンダボア内で実際に燃
焼に関与する空気量に対応しなくなり、空燃比が設定値
に維持できなくなる。

そこで、特開昭５３−２７７３１号では機関の負荷及び
回転数によって決まる基本的な噴射量に対して吹き抜け
割合に応じた補正を加え、補正された量の燃料を噴射す
るようにしたものを提案している。ここに補正量は吸入
空気量及び機関回転数のそれぞれに応じて指数関数等の
代数関数に従って変化させている。即ち、補正量の、吸
入空気量及び機関回転数に対する変化の仕方を指数関数
に近似させ、基本噴射量に補正を加え、最終的に噴射さ
れる燃料の量を得ている。

〔発明が解決しようとする問題点〕

従来技術は、吹き抜け割合の変化は負荷及び回転数だけ
に依存して変化すると見なして補正を行う思想のもので
ある。しかしながら、運転条件に応じた吹き抜け割合の
変化は、負荷及び回転数だけでなく、冷却水温度等の機
関本体温度によっても変化する。即ち、機関本体温度の
変化により掃気特性が影響を受けて、これにより吹き抜
け量が大小変化される。従来技術では単に負荷及び回転
数のみで補正していたため、吹き抜けの補償を完全には
行うことができず、設定空燃比に正確に制御することが
できなかった。

この発明は機関本体温度の変化にも係わらず吹き抜けを
正確に補償し、設定空燃比を得ることができるようにす
ることを目的とする。

〔問題点を解決するための手段〕

この発明によれば、第１図において、２サイクル内燃機
関の空燃比制御装置は内燃機関に所望の量の燃料を供給
する燃料供給手段２と、内燃機関の負荷や、回転数等の
運転条件で決まる燃料供給量を算出する燃料供給量算出
手段３と、内燃機関の機関本体温度を検出する機関本体
温度検出手段４と、機関本体温度検出手段４が検出する
機関本体温度より燃料供給量の補正因子を算出し燃料供
給量算出手段３が算出する燃料供給量を修正する燃料供
給量修正手段５と、修正された後の量の燃料が機関に供
給されるように燃料供給手段２への燃料供給信号を形成
する手段６とから構成される。

〔作用〕

燃料供給量算出手段３は、負荷や回転数に応じて燃料供
給量を算出し、燃料供給量修正手段５は、機関本体温度
検出手段４が検出する機関本体温度より燃料供給量の補
正因子を算出し、燃料供給信号形成手段６は修正された
燃料供給量が得られるように燃料供給手段２への燃料供
給信号を形成する。

〔実施例〕

第２図は、この発明が応用される吸入弁及び排気弁を有
するタイプの６気筒の２サイクル内燃機関の全体概略構
成を、第３図は一つの気筒を示す。後述するようにこの
タイプの２サイクル内燃機関はブローダウン後の排気の
逆流時に排気スワールを起こさせて、新気を燃焼室上部
の点火栓の付近に集中させるという成層作用を生起さ
せ、軽負荷運転時の着火性の向上を図る工夫をしたもの
である。しかしながら，この発明はこのタイプの２サイ
クル内燃機関に限定されず、通常のピストンバルブ型の
２サイクル内燃機関にも応用することができる。第２，
３図において、１０は内燃機関の本体であり、シリンダ
ブロック１２と、シリンダボア１４と、クランク軸１５
と、ピストン１６と、燃焼室１７と、シリンダヘッド１
８と、点火栓１９とを備える。シリンダヘッド１８は二
つの吸気ポート20a,20b、二つの排気ポート２２ａ，２
２ｂを有し、夫々の吸気ポート、排気ポートを開閉する
ため吸気弁２４ａ，２４ｂと、排気弁２６ａ，２６ｂと
を備えた所謂４バルブ型である。吸気弁及び排気弁は夫
々専用のカム２７，２８によって開閉駆動される。３
０，３１はバルブスプリングである。排気ポート２２
ａ，２２ｂはブローダウン後に排気ガスがシリンダボア
にその負圧により逆流するときに、シリンダボア内にそ
の垂直軸線の回りに排気ガスの旋回運動（スワール）が
得られるような形状に選定される。

第２図において、３２はサージタンクを示す、気筒数と
一致した数の吸気管３３に接続される。吸気管３３は内
部仕切壁３３−１を有し、二つの吸気通路３４ａ，３４
ｂが形成され、夫々、吸気ポート２０ａ，２０ｂに接続
される。第２の吸気通路３４ｂはその有効寸法が第１の
吸気通路３４ａより大きく、かつ吸気制御弁３６が設置
される。各気筒の吸気制御弁３６はリンク手段３６′に
よってアクチュエータ３７に連結される。アクチュエー
タ３７は、例えば負圧作動のダイヤフラム機構であり、
図示しない切換弁によって負圧又は大気圧との間を切り
換えられ、吸気制御弁３６は吸気通路３４ｂを解放する
位置と、閉鎖する位置とを選択的にとることができる。
吸気制御弁３６は後述の通り、軽負荷時に閉鎖され、高
負荷時に開放される。燃料インジェクタ３８ａ，３８ｂ
が吸気通路３４ａ，３４ｂに配置される。４０ａ，４０
ｂはリード弁であり、逆流の制御のため必要に応じて設
置される。

サージタンク３２の上流における吸気系にはインタクー
ラ４２、機械式過給機４４、スロットル弁４６、エアフ
ローメータ４８及びエアクリーナ５０が順々に配置され
る。機械式過給機４４は例えばルーツポンプ又はベーン
ポンプによって構成され、その駆動軸４４−１上にプー
リ５２が設けられ、ベルト５４によりクランク軸１５上
のプーリ５６に連結される。機械式過給機４４を迂回す
るバイパス通路４４′にバイパス制御弁４５が設置さ
れ、過給機４４とスロットル系４６の間の圧力の調整を
行うものである。インタクーラ４２はこの実施例では空
冷式として構成され、入口容器４２−１と、出口容器４
２−２と、その間を連通する熱交換管４２−３と、熱交
換管４２−３上に取り付けられるフィン４２−４とから
構成される。

排気マニホルド５４は、この実施例では、＃１〜＃３ま
での気筒グループ、＃４〜＃６までの気筒グループの夫
々のため二つに別々に設置される。このグループ分け
は、これらの二つのグループ間で点火が交互に起こるよ
うになされる。即ち、この実施例では点火順序は＃１，
＃６，＃２，＃４，＃３，＃５の順序であるものとす
る。点火を交互とするグループ分けにより、後述のよう
に、掃気行程における一つの気筒の排気圧力が他の気筒
の排気圧力によって影響されないようにすることができ
る。＃１〜＃３の気筒グループ、＃４〜＃６の気筒グル
ープの排気マニホルド５４は夫々専用の触媒コンバータ
（マフラを兼用する又は専用のマフラを別に設置しても
良い）５６に接続される。

５８はディストリビュータであり、周知のように、各気
筒の点火栓１９に接続され、所望のクランク角度で点火
が行われるように、図示しないイグナイタ及び点火コイ
ルにより制御される。

制御回路６０はこの発明に従って所望の空燃比が得られ
るようにインジェクタ３８ａ，３８ｂの作動を制御する
ものであり、マイクロコンピュータ・システムとして構
成される。制御回路６０はマイクロプロセシング・ユニ
ット（ＭＰＵ）６０−１と、メモリ６０−２と、入力ポ
ート６０−３と、出力ポート６０−４と、これらを接続
するバス６０−５とから構成される。入力ポート６０−
３には各センサが接続され、運転条件信号が入力され
る。エアフローメータ４８は、体積流量型のものとする
ことができ、吸気管を通過する吸入空気の流量Ｑの計測
を行う。エアフローメータの代わりに吸気管圧力を検出
する圧力センサを設置した燃料噴射システムにもこの発
明は応用することができる。この場合は、半導体型の吸
気管圧力センサ６１がスロットル弁４６の下流で、過給
機４４の上流に設置され、吸気管圧力ＰＭに応じた信号
を発生する。圧力センサ６１の設置箇所は、バイパス通
路４４′を設置したこの実施例では、バイパス空気流量
により圧力が影響を受けないようにバイパス通路４４′
の接続箇所の上流に設置するのが好適である。バイパス
を設置しない過給システムであれば、過給機の下流に圧
力センサを設置することも可能である。クランク角度セ
ンサ６２，６４がディストリビュータ５８に設置され
る。第１のクランク角度センサ６２はディストリビュー
タ軸５８−１上に固定されるマグネット片５８−２と対
面設置されて、例えばクランク角度で３６０°毎（機関
１サイクルに相当）のパルス信号を発生し、基準信号と
なる。一方、第２のクランク角度センサ６４はディスト
リビュータ軸５８−１上のマグネット片５８−３と対面
設置され、例えばクランク角度で３０°毎のパルス信号
を発生し、機関回転数を知ることができると共に、燃料
噴射ルーチンの開始信号となる。水温センサ６８が機関
本体１０に設置され、ウォータジャケット１０−１内の
冷却水の温度ＴＨＷに応じた信号を発生する。

ＭＰＵ６０−１はメモリ６０−２に格納されたプログラ
ム及びデータに従って演算処理を実行し、吸気制御弁ア
クチュエータ３７、並びにインジェクタ３８ａ，３８ｂ
の駆動信号の形成処理を実行する。出力ポート６０−４
はアクチュエータ３７及び各気筒の燃料インジェクタ３
８ａ，３８ｂに接続され、駆動信号が印加される。

第４図はカム２７及び２８のプロフィール及び向きで決
まる一つの気筒における吸気弁２４ａ，２４ｂ及び排気
弁２６ａ，２６ｂの作動タイミングを示すものである。
先ず、吸気弁２４ａ，２４ｂ及び排気弁２６ａ，２６ｂ
は下死点（ＢＤＣ）手前８０°で開き始め、下死点（Ｂ
ＤＣ）後４０°で閉じ終わる。一方、吸気弁２４ａ，２
４ｂは下死点（ＢＤＣ）手前６０°で開き始め、下死点
（ＢＤＣ）後６０°で閉じ終わる。尚、Ｉは燃料噴射期
間を示す。第５図は各気筒での排気弁の作動している期
間をクランク角度に対して示すタイミング図である。２
サイクル機関であることから、３６０°ＣＡで一サイク
ルが完了され、点火順序に従って排気弁はクランク角度
６０°毎に第３図に示される期間ＥＸにわたって開弁さ
れる。点火順序が一つ置き気筒を集めた一つのグループ
（＃１〜＃３又は＃４〜＃６）についていうと、排気弁
は１２０°毎に開放され、その各グループでは点火順序
の隣接する気筒間では排気弁の開放期間が相互に重複し
ないようになっている。これにより、或る一つの気筒の
排気圧力がそのグループ内で次に点火される気筒の排気
圧力に影響を及ぼすことがなくなる。即ち、排気圧力は
ブローダウンの影響で脈動するが、この脈動が他の気筒
に伝達されるとその圧力が予測できないような形で変化
し、そのため新気の吹き抜け量の予測性が失われ、吹き
抜け量に応じて空燃比を正確に補償するというこの発明
の目的を達成することができなくなってしまうので、こ
れを防止しているのである。一方、二つのグループを含
めていうと、排気弁の開放期間は点火順序が隣接する気
筒間では相互に重複があるが、排気マニホルド５４はこ
れらの気筒間で別々となっているので、一つの気筒の排
気圧力が他の気筒の排気圧力に影響を及ぼすということ
はない。

この発明が応用される吸気弁及び排気弁を備えたタイプ
の２サイクル内燃機関の燃焼作動について先ず説明す
る。機関の軽負荷時には吸気制御弁36は閉鎖され、吸入
空気は第１の吸気通路34aをのみを介して機関に導入さ
れる。ピストン１６の下降の過程において、先ず下死点
（ＢＤＣ）前８０°付近で排気弁２６ａ，２６ｂが開き
始める。そのため、燃焼室より排気ガスは第６図（イ）
の矢印Ｐのように排気ポート２２ａ，２２ｂに流出さ
れ、所謂ブローダウンが起こるが、このブローダウン弱
いためすぐに終了し、排気ポート２２ａ，２２ｂの圧力
は、次に点火すべき気筒が別の排気マニホルド５４を別
とするグループに属しているため、その気筒の排気圧力
の影響を受けることがない。そして、ピストン１６が更
に下降するとシリンダボア１４内は弱いが負圧となるた
め、排気ポート２２ａ，２２ｂとの圧力差によって矢印
Ｑのようにシリンダボアに向けて排気ガスが逆流する
（第６図（ロ））。そして、排気ポート２６ａ，２６ｂ
の形状故にシリンダボア内に矢印Ｒで示すような排気ガ
スの旋回流（スワール）が形成される。この頃、吸気弁
２４ａ（２４ｂも）が開き始めるが、そのリフトが未だ
小さいこと、スロットル弁４６が絞られていること、吸
気制御弁３６が閉鎖され、有効寸法の大きい吸気通路３
４ｂは閉鎖され、有効寸法の小さな吸気通路３４ａのみ
空気が流れ得ること、に基づいて新気の導入は実質的に
起こらない。ピストン１６が更に下降すると、排気ガス
のスワールが継続され、一方吸気弁24a,２４ｂのリフト
が大きくなるので新気は矢印Ｓのようにシリンダボアに
導入され、この際排気ガスはスワールに乗ってシリンダ
ボア１４の下部に移り、一方噴射された燃料と混ざった
新気はスワールした排気ガスの部分の上方の点火栓電極
の近傍に集まる（第６図（ハ））とうい成層化が達成さ
れる。このような排気ガスＲと新気Ｓとの成層状態はピ
ストンが下死点（ＢＤＣ）に到達しても維持される（第
６図（ニ））。（ホ）では吸気弁２４ａ，２４ｂが閉鎖
され、新気の吹き返しが防止される。それからピストン
は上昇に移行するが、このような成層状態は圧縮完了ま
で維持され、点火栓近傍の新気部分に容易に着火させる
ことができる。

機関の高負荷状態では、吸気制御弁３６は開放される。
そのため、今まで閉鎖されていた吸気通路３４ｂが開放
される。第７図においてピストン１６の下降の過程で先
ず排気弁２６ａ，２６ｂが開くとシリンダボア１４内の
排気ガスはブローダウンＰによって排気ポート２２ａ，
２２ｂに流出されるが、そのブローダウンは軽負荷時と
比較して強くかつ接続時間が長く（第７図（イ））、大
量の排気ガスが排気ポートに排出される。第７図（ロ）
の時点で吸気弁２４ａ，２４ｂが開き始めるが、今度は
吸気制御弁３６が開放しており、スロットル弁４６の開
度が大きく、かつ過給機４４が充分な過給作動を行って
いるので、新気の導入が矢印Ｔのように行われる。この
際、吸気ポート２０ａ，２０ｂの双方から新気が導入さ
れ、この新気は矢印Ｔのようにシリンダボア壁面に沿っ
て上から下に向け流れ、排気ガスを矢印Ｕのように排気
ポート２２ａ，２２ｂに流出せしめ、所謂横断掃気が実
現される。第７図（ハ）の時点では強いブローダウンに
基づく圧力波パルスにおける負圧成分が現れ、排気ポー
ト２２ａ，２２ｂが一時的に負圧となり、その結果シリ
ンダボアへの新気Ｔの導入が更に促進され、一部の新気
はＶのように排気ポート２２ａ，２２ｂに一旦流出し貯
蔵される。この貯蔵された新気は、排気ポート２２ａ，
２２ｂの圧力が正圧に復帰すると矢印Ｗのようにシリン
ダボアに逆流し、新気のスワールＸを生成せしめる（第
７図（ニ））。これにより、乱れが発生し着火後の火炎
伝播性が向上する。第７図（ホ）の時点で吸気弁２４
ａ，２４ｂが閉鎖を完了し、新気に吹き返しが防止され
る。

次に、以上述べた燃焼作動における吸気制御弁３６の作
動を行わしめる制御回路６０の作動を第８図のフローチ
ャートによって説明する。このルーチンは一定時間毎に
実行させることができる。ステップ１００ではフラグFT
VIS＝１か否か判別される。FTVIS＝０のときはステップ
１０２に進み、吸入空気量−回転数比Q/NEが所定値(Q/N
E)₀より大きいか否か判別され、ステップ１０４では回
転数NEが所定値(NE)₀より大きいか否か判別される。吸
入空気量−回転数比Q/NE＞所定値(Q/NE)₀又は回転数NE
＞所定値(NE)₀のときはステップ１０６に進み、出力ポ
ート６０−４よりアクチュエータ３７に吸気制御弁３６
を開放せしめる信号が出力される。ステップ１０８では
フラグFTVIS＝１とセットされる。FTVIS＝１のときはス
テップ１１０に進み、吸入空気量−回転数比Q/NEが所定
値(Q/NE)₁より小さいか否か判別され、ステップ１１２
では回転数NEが所定値(NE)₁より小さいか否か判別され
る。吸入空気量−回転数比Q/NE＜所定値(Q/NE)₁でかつ
回転数NE＜所定値(NE)₁のときはステップ１１４に進
み、出力ポート６０−４よりアクチュエータ３７に吸気
制御弁３６を閉鎖せしめる信号が出力される。ステップ
１１６ではフラグFTVIS＝０とセットされる。

次にこの発明の燃料噴射制御について説明する。４サイ
クル機関における通常の燃料噴射制御装置と同様に、こ
の発明でも原理的には吸入空気量を計測し、その計測値
に応じて量の燃料噴射を行うことにより所期の空燃比を
得ようとするものである。ところが、通常のピストンバ
ルブの２サイクル内燃機関でも同様な問題があるのであ
るが、排気弁及び吸気弁が同時に開放保持される期間が
長いため新気の吹き抜けの問題が多い。そして、吹き抜
けする新気の割合は負荷や、回転数や、その他の運転条
件に応じて変化する。そこで、特開昭５３−２７７３１
号のように代数関数近似により吹き抜けを補償すること
が提案される。ところが、この発明のように吸気弁及び
排気弁を備えた２サイクル内燃機関では、ブローダウン
によって排気ガス圧力は脈動し、吹き抜け割合はこれに
準じて複雑に変化し、単なる指数関数近似によっては正
確な補償がなし得ない。加えて、この発明のように吸気
制御弁３６の開閉によって吹き抜け割合が不連続的に変
化するものにあっては単なる代数関数によっては吹き抜
け割合に応じて正確に空燃比を補償することは非常に困
難である。そこで、この発明ではメモリ６０−２中に、
複数の運転条件に応じた新気捕捉係数のデータを格納し
ておき、実際の運転中に補間演算によって新気捕捉係数
を算出し、これによって燃料噴射量を補正することで、
吹き抜け割合が運転条件によって変化しても所期の空燃
比が得られるようにしたものである。第９図は燃料噴射
ルーチンを示すもので、このルーチンは第２クランク角
度センサ６４からの３０°ＣＡ信号に到来毎に実行され
るクランク角度割り込みルーチンである。ステップ１３
０では燃料噴射演算タイミングか否かの判別が行われ
る。第３図に示すように燃料噴射は吸気弁２４ａ，２４
ｂの開き始め後の所定角度範囲で行われるのでこれに僅
か先立つ所定のクランク角度でこの演算は実行される。
このタイミングは第１クランク角度センサ６２からの３
６０°ＣＡ信号によりクリヤされ、第２クランク角度セ
ンサ６４からの３０°ＣＡ信号によりインクリメントさ
れるカウンタの値により知ることができる。燃料噴射演
算タイミングと判別すれば、ステップ１３２に進み、基
本燃料噴射量Ｔｐが、Ｔｐ＝ｋ（Ｑ′／ＮＥ）によって算出される。ここにＱ′は質量に換算された吸
入空気量Ｑであり、エアフローメータ４８の計測値を吸
入空気温度等で補正した後の値である。（吸気管圧力Ｐ
Ｍにより燃料噴射量を知るシステムではＱ′／ＮＥの代
わりにＰＭを使用することができる。）ステップ１３４
では新気捕捉係数ｆ_TRのマップ演算が実行される。ここ
に新気捕捉係数ｆ_TRとはエアフローメータ４８により計
測される吸入空気量に対して、吹き抜けにより排気系に
流出した新気量を引いた、シリンダボア内で実際に燃焼
に関与する新気の割合に関する燃料噴射量の補正因子の
ことを言う。新気捕捉係数ｆ_TRが、吸入空気量−回転数
比と回転数とに対してどのように変化するかを第１０図
に概念的に示す。ブローダウンによる排気管の圧力脈動
の影響等により吸入空気量−回転数比及び回転数に対し
て複雑に変化することが分かる（ブローダウンによる影
響がない場合を破線で示す）。そして、吸気制御弁３６
を開放と閉鎖とで切り換えるとその境目で新気捕捉係数
ｆ_TRが不連続的に変化することも分かる（２点鎖線参
照）。メモリ６０−２には第１０図に従って、吸入空気
量−回転数比と回転数との組み合わせに対する新気捕捉
係数ｆ_TRのデータが格納されている。そして、実測の吸
入空気量−回転数比と回転数とによって補間演算が実行
され、現在の運転条件に適合した新気捕捉係数ｆ_TRの算
出が行われる。尚、吸気管圧力ＰＭにより燃料噴射量を
知るシステムではＰＭと回転数との組み合わせにより新
気捕捉係数ｆ_TRのマップが組まれ、圧力センサ６１によ
り実測される吸気管圧力より補間演算が実行される。ま
た実施例では基本燃料噴射を先ず算出し、これに新気捕
捉係数ｆ_TRを乗算することで補正を行っているが、吸入
空気量に新気捕捉係数ｆ_TRによる補正を先ず加え、補正
された吸入空気量より基本燃料噴射量を算出してもよ
い。

ステップ１３６では水温による新気捕捉係数ｆ_TRの水温
補正係数Ｋの算出が行われる。即ち、機関の水温（即ち
機関本体温度）が低くなると、排気圧力が降下し、掃気
し易くなるので新気が排気系に抜け易くなるので吹き抜
け量は増加する。そこで、水温ＴＨＷが低くなればなる
ほど補正係数Ｋの値は小さくなるように設定される。メ
モリ６０−２には水温ＴＨＷに応じた水温補正係数Ｋの
マップがあり、水温センサ６８により実測される現在の
水温に対する水温補正係数Ｋの補間演算が実行される。
ステップ１３８では最終燃料噴射量ＴＡＵが、ＴＡＵ＝ｆ_TR×Ｋ×Ｔｐ×α＋β によって算出される。ここにα，βはこの発明と直接関
係しないため説明を省略する補正係数、補正量を代表的
に示している。

ステップ１４０ではスラグFTVIS＝１か否か、即ち吸気
制御弁３６が開放状態か、閉鎖状態かの判別が行われ
る。吸気制御弁３６が開いているときはステップ１４２
に進み、第１の燃料インジェクタ３８ａの燃料噴射時間
を格納するアドレスＴＡＵａにＴＡＵが入れられ、第２
の燃料インジェクタ３８ｂの燃料噴射時間を格納するア
ドレスＴＡＵｂに零が入れられる。即ち、第１のインジ
ェクタ３８ａのみ作動され、第２のインジェクタ３８ｂ
は作動されない。ステップ１４０で吸気制御弁３６が閉
じているときはステップ１４４に進み、第１の燃料イン
ジェクタ３８ａの燃料噴射時間を格納するアドレスＴＡ
ＵａにＴＡＵの１／３が入れられ、第２の燃料インジェ
クタ３８ｂの燃料噴射時間を格納するアドレスＴＡＵｂ
にＴＡＵの残りの２／３が入れられる。ここに１／３，
２／３は特定の意味はなく、適合定数であり、第２図の
吸気通路３４ｂの有効寸法＞第１の吸気通路３４ａの有
効寸法であることから、空燃比をどちらでも一定とする
ため、第２のインジェクタ３８ｂからの燃料噴射量が第
１のインジェクタ３８ａからの燃料噴射量より多いこと
を示すに過ぎない。ステップ１４６では所期の噴射開始
時期からTAUa,ＴＡＵｂに応じた期間だけインジェクタ
３８ａ，３８ｂが作動されるように燃料噴射信号形成処
理が行われる。この処理自体は周知であるから詳細説明
は省略する。ステップ１４８では３０°ＣＡ信号の到来
毎に実行開始される他の処理を概括的に示している。

〔発明の効果〕

この発明では２サイクル内燃機関において、機関本体温
度に応じて吹き抜けを補償することにより機関本体温度
にかかわらず正確な空燃比の制御が実現され、出力の向
上排気系の触媒等の過熱が防止され、かつ燃料消費率の
向上を図ることができる。

【図面の簡単な説明】

第１図はこの発明の構成を示す図。第２図はこの発明の実施例のシステム全体概略図。第３図は一つの気筒の横断面を示す図（第２図III−III
線に沿う図）。第４図は機関の１サイクルでの一つの気筒の吸気弁、排
気弁の作動タイミング角度線図。第５図は機関の１サイクルでの各気筒の排気弁の作動タ
イミングを示す線図。第６図は軽負荷時におけるこの発明の実施例の吸気弁及
び排気弁付き２サイクル内燃機関の１サイクルにおける
燃焼作動を説明する図。第７図は高負荷時におけるこの発明の実施例の吸気弁及
び排気弁付き２サイクル内燃機関の１サイクルにおける
燃焼作動を説明する図。第８図及び第９図は制御回路の作動を説明するフローチ
ャート図。第１０図は吸入空気量−回転数比及び回転数に対する新
気捕捉係数ｆ_TRの変化の概念図。１０……機関本体１７……燃焼室２４ａ，２４ｂ……吸気弁２６ａ，２６ｂ……排気弁３４ａ，３４ｂ……吸気通路３６……吸気制御弁３８ａ，３８ｂ……燃料インジェクタ４２……インタクーラ４４……機械式過給機４８……エアフローメータ５４……排気マニホルド６０……制御回路６２，６４……クランク角度センサ６８……水温センサ

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者梅花豊一愛知県豊田市トヨタ町１番地トヨタ自動車株式会社内 (72)発明者伊藤敏雄愛知県豊田市トヨタ町１番地トヨタ自動車株式会社内 (72)発明者堀井欽吾愛知県豊田市トヨタ町１番地トヨタ自動車株式会社内 (72)発明者永長秀男愛知県豊田市トヨタ町１番地トヨタ自動車株式会社内 (56)参考文献特開昭61−215420（ＪＰ，Ａ)

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】２サイクル内燃機関において以下の構成要
素、すなわち、内燃機関に所望の量の燃料を供給する燃料供給手段、内燃機関の負荷や、回転数等の運転条件で決まる燃料供
給量を算出する燃料供給量算出手段、内燃機関の機関本体温度を検出する機関本体温度検出手
段、機関本体温度検出手段が検出する機関本体温度より燃料
供給量の補正因子を算出し燃料供給量算出手段が算出す
る燃料供給量を修正する燃料供給量修正手段、修正された後の量の燃料が機関に供給されるように燃料
供給手段への燃料供給信号を形成する手段、から成ることを特徴とする２サイクル内燃機関の空燃比
制御装置。