JPH0658072B2

JPH0658072B2 - ２サイクル内燃機関の空燃比制御装置

Info

Publication number: JPH0658072B2
Application number: JP62015102A
Authority: JP
Inventors: 雄彦広瀬; 博史野口; 豊一梅花; 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: JPS63183232A

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吸入空気
量−回転数比（負荷相当値）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号では機関の負荷因子
としての吸入空気量−回転数比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−回転数比及
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
−回転数比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として吸入空気
量−回転数比及び回転数だけで決ま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、それ以外の要因、特に吸気マ
ニホルド圧力により変化する。即ち、吸気マニホルドは
負荷に応じて変化するが、吸入空気量−回転数比とは１
対１に対応しない。逆にいえば、同一の吸入空気量−回
転数比であっても吸気マニホルド圧力は変化する。そし
て、同圧力の変化により圧力により掃気特性が変化し、
吸入空気量−回転数比及び回転数だけで燃料噴射量を補
正していた従来技術では空燃比を精密に設定値に制御す
ることができなかった。そのため、触媒が過熱したり、
燃料消費率が悪化したりする問題点がある。

この発明は、吹き抜け割合が吸気マニホルド圧力によっ
て複雑に変化しても正確に設定空燃比に制御するように
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
関において、空燃比制御装置は、内燃機関１に所望の量
の燃料を供給する燃料供給手段２と、負荷や、回転数等
の内燃機関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、内燃機関の吸気マニホルド１′
の圧力を検出する吸気マニホルド圧力検出手段４と、吸
気マニホルド圧力検出手段４が検出する吸気マニホルド
圧力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吹き抜けに応じて修正す
る燃料供給量修正手段５と、修正された量の燃料が機関
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、吸気マニホルド圧力検出手段４は吸気マ
ニホルド圧力を検出し、燃料供給量修正手段５は、吸気
マニホルド圧力に応じて吹き抜けが補償されるように、
燃料供給量算出手段３が算出する燃料供給量を修正し、
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な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は吸気マニホルド（又はサージタ
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，３４ｂ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３
６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を開放する位置と、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，４０ｂ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。

吸気マニホルド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間の圧力調整を行う
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４２−
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。圧力センサ６１が吸気マニホルド３２に設置さ
れ、吸気マニホルド圧力を検出する。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、このブローダウンは
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
いるてので、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２２
ａ，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２
４ａ，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、この計測値
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。そして、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としての吸入空気量−回転数比
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号のように吸入空気量−
回転数比及び回転数により吹き抜けを補償している。と
ころが、吹き抜け量は負荷及び回転数だけでなく吸気マ
ニホルド圧力でも影響をうける。そもそも、吸気マニホ
ルド圧力は負荷に応じて変化すく因子ではあるが、吸入
空気量−回転数比と吸気マニホルド圧力との間に厳密な
１対１の対応はない。逆にいえば、同一の吸入空気量−
回転数比の値でも吸気マニホルド圧力が変化すれば吹き
抜け割合は変化し、掃気特性が変化する。例えば、同一
吸入空気量−回転数比でもサージタンク圧力が高いほど
吹き抜け量は増加する。従来はサージタンク圧力の影響
は無視されていたため、吹き抜けを正確に補償すること
ができず、空燃比を設定値に制御できない問題点があっ
た。この発明はこれを解決するものである。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１３０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，
２４ｂ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３６０°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。ステップ１３４
では新気捕捉係数ｆ_TR1のマップ演算が実行される。こ
こに新気捕捉係数ｆ_TR1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_TR1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_TR1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_TR1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_TR1の算出が行われる。

ステップ１３５では吸気マニホルド圧力による新気捕捉
係数ｆ_TR2の算出が行われる。即ち、吸気マニホルド圧
力ＰＭの大小により掃気特性が変化し、新気の吹き抜け
量が代わる。例えば吸気マニホルド圧力が高い程吹き抜
け量は多くなる。この実施例では、メモリに回転数と吸
気マニホルド圧力ＰＭとの組合せに対する新気捕捉係数
ｆ_TR2のデータマップがあり、現在の吸気マニホルド圧
力ＰＭと機関回転数ＮＥとによりｆ_TR2のマップ演算を
行う。内、回転数とマップは精度向上のためには好まし
いが、単にサージタンク圧力ＰＭとｆ_TR2との１次元マ
ップとすることもできる。

ステップ１３６では水温による補正係数Ｋの算出が行わ
れる。即ち、機関の水温が低くなると、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_TR1×ｆ_TR2×Ｔｐ×Ｋ×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、吸気マニホ
ルド圧力に応じて吹き抜けを補償することで、吸気マニ
ホルド圧力に関わらず正確な空燃比の制御が実現され、
出力向上、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II−II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_TR1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３２……吸気マニホルド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６１……吸気マニホルド圧力センサ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、内燃機関の吸気マニホルドの圧力を検出する吸気マニホ
ルド圧力検出手段、吸気マニホルド圧力検出手段が検出する吸気マニホルド
圧力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。