JPH0718364B2

JPH0718364B2 - 内燃機関の空燃比制御装置

Info

Publication number: JPH0718364B2
Application number: JP24148886A
Authority: JP
Inventors: 敦生奥村
Original assignee: Toyota Motor Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp
Priority date: 1986-10-13
Filing date: 1986-10-13
Publication date: 1995-03-06
Anticipated expiration: 2010-03-06
Also published as: JPS6397849A

Description

【発明の詳細な説明】〔産業上の利用分野〕本発明は触媒コンバータの上流側および下流側に空燃比
センサ（本明細書では、酸素濃度センサ（O₂センサ）を
設け、上流側のO₂センサによる空燃比フィードバック制
御に加えて下流側のO₂センサによる空燃比フィードバッ
ク制御を行う内燃機関の空燃比制御装置に関する。

〔従来の技術〕

単なる空燃比フィードバック制御（シングルO₂センサシ
ステム）では、酸素濃度を検出するO₂センサをできるだ
け燃焼室に近い排気系の箇所、すなわち触媒コンバータ
より上流である排気マニホールドの集合部分に設けてい
るが、O₂センサの出力特性のばらつきのために空燃比の
制御精度の改善に支障が生じている。かかるO₂センサの
出力特性のばらつきおよび燃料噴射弁等の部品のばらつ
き、経時あるいは経年的変化を補償するために、触媒コ
ンバータの下流に第２のO₂センサを設け、上流側O₂セン
サによる空燃比フィードバック制御に加えて下流側O₂セ
ンサによる空燃比フィードバック制御を行うダブルO₂セ
ンサシステムが既に提案されている（参照：特開昭58−
48756号公報）。このダブルO₂センサシステムでは、触
媒コンバータの下流側に設けられたO₂センサは、上流側
O₂センサに比較して、低い応答速度を有するものの、次
の理由により出力特性のばらつきが小さいという利点を
有している。

（１）触媒コンバータの下流では、排気温が低いので熱
的影響が少ない。

（２）触媒コンバータの下流では、種々の毒が触媒にト
ラップされているので下流側O₂センサの被毒量は少な
い。

（３）触媒コンバータの下流では排気ガスは十分に混合
されており、しかも、排気ガス中の酸素濃度は平衡状態
に近い値になっている。

従って、上述のごとく、２つのO₂センサの出力にもとづ
く空燃比フィードバック制御（ダブルO₂センサシステ
ム）により、上流側O₂センサの出力特性のばらつきを下
流側O₂センサにより吸収できる。実際に、第２図に示す
ように、シングルO₂センサシステムでは、O₂センサ出力
特性が悪化した場合には、排気エミッション特性に直接
影響するのに対し、ダブルO₂センサシステムでは、上流
側O₂センサの出力特性が悪化しても、排気エミッション
特性は悪化しない。つまり、ダブルO₂センサシステムに
おいては、下流側O₂センサが安定な出力特性を維持して
いる限り、良好な排気エミッションが保証される。

〔発明が解決しようとする問題点〕

しかしながら、ダブルO₂センサシステムにおける下流側
O₂センサは触媒コンバータの下流に位置しているため
に、ある時間だけ遅れてリッチ、リーン出力を発生す
る。つまり、触媒コンバータ（三元触媒）のO₂ストレー
ジ効果により下流側O₂センサの出力は遅延する。従っ
て、下流側O₂センサの出力がリーンからリッチへ変化し
た時には、触媒コンバータ上流の空燃比は既に理論空燃
比より大きくリッチ側にずれており、この結果、CO,HC
エミッションの悪化および燃費の悪化を招き、逆に、下
流側O₂センサの出力がリッチからリーンへ変化した時に
は、触媒コンバータ上流の空燃比は既に理論空燃比より
大きくリーン側にずれており、この結果、NOxエミッシ
ョンの悪化およびドライバビリティの悪化を招くという
問題点がある。

なお、三元触媒のO₂ストレージ効果について説明する
と、三元触媒はNOx,CO,HCを同時に浄化するものであ
り、その浄化率ηを第３図の一点鎖線に示すように、理
論空燃比（λ＝１）よりリッチ側ではNOxの浄化率が大
きく、リーン側ではCO,HCの浄化率が大きい（HCは図示
しないが、COと同一傾向である）。この結果、要求浄化
率ηをηｏとすれば、制御可能な空燃比ウィンドウｗは
非常に狭く（ｗ＝w₁）、従って、理論空燃比に対する空
燃比フィードバック制御も、本来、この範囲（w₁）で行
わなければならない。しかし、三元触媒は、空燃比がリ
ーンのときにはO₂を取込み、空燃比がリッチになったと
きにCO,HCを取込んでリーンのときに取込まれたO₂と反
応せしめるというO₂ストレージ効果を有し、空燃比フィ
ードバック制御はこのようなO₂ストレージ効果を積極的
に利用するため、最適な周波数、振幅で空燃比を制御さ
せるようにしている。この結果、第３図の実線に示すよ
うに、空燃比フィードバック制御時には浄化率ηは向上
し、制御可能な空燃比ウィンドウｗは実質的に広く（ｗ
＝w₂）なる。

なお、上流側O₂センサの応答速度を実質的に上昇せしめ
るために、上流側O₂センサの比較電圧を可変とするシン
グルO₂センサシステムは既に知られている（参照：特開
昭60−19935号公報）。

従って、本発明の目的は、下流側空燃比センサ（O₂セン
サ）の応答速度を実質的に上昇させることによりCO,HC,
NOxエミッションの悪化、燃費の悪化、ドライバビリテ
ィの悪化等を防止することにある。

〔問題点を解決するための手段〕

上述の問題点を解決するための構成は第１図に示され
る。

第１図において、排気ガス中の特定成分濃度を検出する
第１、第２の空燃比センサが内燃機関の排気系に設けら
れた排気ガス浄化のための触媒コンバータの上流側、下
流側に、それぞれ、設けられている。比較手段は下流側
（第２の）の空燃比センサの出力V₂と比較電圧V_R2とを
比較し、比較電圧更新手段は下流側空燃比センサの出力
V₂に追随させて比較電圧V_R2を更新させる。定数演算手
段は下流側空燃比センサの出力V₂と比較電圧V_R2との比
較結果に応じて空燃比フィードバック制御に関与する定
数たとえばスキップ定数RSR,RSLを演算する。この結
果、空燃比補正量演算手段は空燃比フィードバック制御
に関与する定数RSR,RSLと上流側（第１の）空燃比セン
サの出力V₁とに応じて空燃比補正量FAFを演算する。そ
して、空燃比調整手段は空燃比補正量FAFに応じて機関
の空燃比を調整するものである。

〔作用〕

上述の手段によれば、下流側空燃比センサのリッチ、リ
ーン変化点が迅速に検出されることになる。

〔実施例〕

第４図は本発明に係る内燃機関の空燃比制御装置の一実
施例を示す全体概略図である。第４図において、機関本
体１の吸気通路２にはエアフローメータ３が設けられて
いる。エアフローメータ３は吸入空気量を直接計測する
ものであって、ポテンショメータを内蔵して吸入空気量
に比例したアナログ電圧の出力信号を発生する。この出
力信号は制御回路10のマルチプレクサ内蔵A/D変換器101
に供給されている。ディストリビュータ４には、その軸
がたとえばクランク角に換算して720゜毎に基準位置検
出用パルス信号を発生するクランク角センサ５およびク
ランク角に換算して30゜毎に基準位置検出用パルス信号
を発生するクランク角センサ６が設けられている。これ
らクランク角センサ5,6のパルス信号は制御回路10の入
出力インターフェイス102に供給され、このうち、クラ
ンク角センサ６の出力はCPU103の割込み端子に供給され
る。

さらに、吸気通路２には各気筒毎に燃料供給系から加圧
燃料を吸気ポートへ供給するための燃料噴射弁７が設け
られている。

また、機関本体１のシリンダブロックのウォータジャケ
ット８には、冷却水の温度を検出するための水温センサ
９が設けられている。水温センサ９は冷却水の温度THW
に応じたアナログ電圧の電気信号を発生する。この出力
もA/D変換器101に供給されている。

排気マニホールド11より下流の排気系には、排気ガス中
の３つの有害成分HC,CO,NOxを同時に浄化する三元触媒
を収容する触媒コンバータ12が設けられている。

排気マニホールド11には、すなわち触媒コンバータ12の
上流側には第１のO₂センサ13が設けられ、触媒コンバー
タ12の下流側の排気管14には第２のO₂センサ15が設けら
れている。O₂センサ13,15は排気ガス中の酸素成分濃度
に応じた電気信号を発生する。すなわち、O₂センサ13,1
5は空燃比が理論空燃比に対してリーン側かリッチ側か
に応じて、異なる出力電圧を制御回路10でA/D変換器101
に発生する。

制御回路10は、たとえばマイクロコンピュータとして構
成され、A/D変換器101、入出力インターフェイス102、C
PU103の外に、ROM104:RAM105、バックアップRAM106、ク
ロック発生回路107等が設けられている。

また、制御回路10において、ダウンカウンタ108、フリ
ップフロップ109、および駆動回路110は燃料噴射弁７を
制御するためのものである。すなわち、後述のルーチン
において、燃料噴射量TAUが演算されると、燃料噴射量T
AUがダウンカウンタ108にプリセットされると共にフリ
ップフロップ109もセットされる。この結果、駆動回路1
10が燃料噴射弁７の付勢を開始する。他方、ダウンカウ
ンタ108がクロック信号（図示せず）を計数して最後に
そのキャリアウト端子が“1"レベルとなったときに、フ
リップフロップ109がセットされて駆動回路110は燃料噴
射弁７の付勢を停止する。つまり、上述の燃料噴射量TA
Uだけ燃料噴射弁７は付勢され、従って、燃料噴射量TAU
に応じた量の燃料が機関本体１の燃焼室に送り込まれる
ことになる。

なお、CPU103の割込み発生は、A/D変換器101のA/D変換
終了時、入出力インターフェイス102がクランク角セン
サ６のパルス信号を受信した時、クロック発生回路107
からの割込信号を受信した時、等である。

エアフローメータ３の吸入空気量データＱおよび冷却水
温データTHWは所定時間毎に実行されるA/D変換ルーチン
によって取込まれてRAM105の所定領域に格納される。つ
まり、RAM105におけるデータＱおよびTHWは所定時間毎
に更新されている。また、回転速度データNeはクランク
角センサ６の30゜CA毎の割込みによって演算されてRAM1
05の所定領域に格納される。

第５図は上流側O₂センサ13の出力にもとづいて空燃比補
正係数FAFを演算する第１の空燃比フィードバック制御
ルーチンであって、所定時間たとえば4ms毎に実行され
る。

ステップ501では、上流側O₂センサ13による空燃比の閉
ループ（フィードバック）条件が成立しているか否かを
判別する。たとえば、冷却水温が所定値以下の時、機関
始動中、始動後増量中、暖機増量中、パワー増量中、上
流側O₂センサ13の出力信号が一度も反転していない時、
燃料カット中等はいずれも閉ループ条件が不成立であ
り、その他の場合が閉ループ条件成立である。閉ループ
条件が不成立のときには、ステップ527に進んで空燃比
補正係数FAFを1.0とする。なお、FAFを閉ループ制御終
了直前値としてもよい。この場合には、ステップ528に
直接進む。他方、閉ループ条件成立の場合はステップ50
2に進む。

ステップ502では、上流側O₂センサ13の出力V₁をA/D変換
して取組み、ステップ503にてV₁が比較電圧V_R1たとえば
0.45V以下か否かを判別する、つまり、空燃比がリッチ
かリーンかを判別する、つまり、空燃比が理論空燃比か
リーン（V₁≦V_R1）であれば、ステップ504にてディレイ
カウンタCDLYが正か否かを判別し、CDLY＞０であればス
テップ505にてCDLYを０とし、ステップ506に進む。ステ
ップ506では、ディレイカウンタCDLYを１減算し、ステ
ップ507,508にてディレイカウンタCDLYを最小値TDLでガ
ードする。この場合、デイレイカウンタCDLYが最小値TD
Lは到達したときにはステップ509にて第１の空燃比フラ
グF1を“0"（リーン）とする。なお、最小値TDLは上流
側O₂センサ13の出力においてリッチからリーンへの変化
があってもリッチ状態であるとの判断を保持するための
リーン遅延時間であって、負の値で定義される。他方、
リッチ（V₁＞V_R1）であれば、ステップ510にてデイレイ
カウンタCDLYが負か否かを判別し、CDLY＜０であればス
テップ511にてCDLYを０とし、ステップ512に進む。ステ
ップ512ではデイレイカウンタCDLYを１加算し、ステプ5
13,514にてデイレイカウンタCDLYを最大値TDRでガード
する。この場合、デイレイカウンタCDLYが最大値TDRに
到達したときにはステップ515にて第１の空燃比フラグF
1を“1"（リッチ）とする。なお、最大値TDRは上流側O₂
センサ13の出力においてリーンからリッチへの変化があ
ってもリーン状態であるとの判断を保持するためのリッ
チ遅延時間であって、正の値で定義される。

ステップ516では、第１の空燃比フラグF1の符号が反転
したか否かを判別する、すなわち遅延処理後の空燃比が
反転したか否かを判別する。空燃比が反転していれば、
ステップ517にて、第１の空燃比フラグF1の値により、
リッチからリーンへの反転か、リーンからリッチへの反
転かを判別する。リッチからリーンへの反転であれば、
ステップ518にてFAF←FAF＋RSRとスキップ的に増大さ
せ、逆に、リーンからリッチへの反転であれば、ステッ
プ519にてFAF←FAF−RSLとスキップ的に減少させる。つ
まり、スキップ処理を行う。

ステップ512にて第１の空燃比フラグF1の符号が反転し
ていなければ、ステップ520,521,522にて積分処理を行
う。つまり、ステップ520にて、F1＝“0"か否かを判別
し、F1＝“0"（リーン）であればステップ521にてFAF←
FAF＋KIRとし、他方F1＝“1"（リッチ）であればステッ
プ522にてFAF←FAF−KILとする。ここで、積分定数KIR,
KILはスキップ定数RSR,RSLに比して十分小さく設定して
あり、つまり、KIR＜RSR（KIL＜RSL）である。従って、
ステップ521はリーン状態（F1＝“0"）で燃料噴射量を
徐々に増大させ、ステップ522はリッチ状態（F1＝
“1"）で燃料噴射量を徐々に減少させる。

ステップ518,519,521,522にて演算された空燃比補正係
数FAFはステップ523,524にて最小値たとえば0.8にてガ
ードされ、また、ステップ525,526にて最大値たとえば
1.2にてガードされる。これにより、何らかの原因で空
燃比補正係数FAFが大きくなり過ぎ、もしくは小さくな
り過ぎた場合に、その値で機関の空燃比を制御してオー
バーリッチ、オーバリーンになるのを防ぐ。

上述のごとく演算されたFAFをRAM105に格納して、ステ
ップ528にてこのルーチンは終了する。

第６図は第５図のフローチャートによる動作を補足説明
するタイミング図である。上流側O₂センサ13の出力によ
り第６図（Ａ）に示すごとくリッチ、リーン判別の空燃
比信号A/Fが得られると、デイレイカウンタCDLYは、第
６図（Ｂ）に示すごとく、リッチ状態でカウントアップ
され、リーン状態でカウントダウンされる。この結果、
第６図（Ｃ）に示すごとく、遅延処理された空燃比信号
A/F′（フラグF1に相当）が形成される。たとえば、時
刻t₁にて空燃比信号A/Fがリーンからリッチに変化して
も、遅延処理された空燃比信号A/F′はリッチ遅延時間T
DRだけリーンに保持された後に時刻t₂にてリッチに変化
する。時刻t₃にて空燃比信号A/Fがリッチからリーンに
変化しても、遅延処理された空燃比信号A/F′はリーン
遅延時間（−TDL）相当だけリッチに保持された後に時
刻t₄にてリーンに変化する。しかし、空燃比信号A/Fが
時刻t₅,t₆,t₇のごとくリッチ遅延時間TDRより短い期間
で反転すると、デイレイカウンタCDLYが最大値TDRに到
達するのに時間を要し、この結果、時刻t₈にて遅延処理
後の空燃比信号A/F′が反転される。つまり、遅延処理
後の空燃比信号A/F′は遅延処理前の空燃比信号A/Fに比
べて安定となる。このように遅延処理後の安定した空燃
比信号A/F′にもとづいて第６図（Ｄ）に示す空燃比補
正係数FAFが得られる。

次に、下流側O₂センサ15による第２の空燃比フィードバ
ック制御について説明する。第２の空燃比フィードバッ
ク制御としては、第１の空燃比フィードバック制御に関
与する定数としてのスキップ量RSR,RSL、積分定数KIR,K
IL、遅延時間TDR,TDL、もしくは上流側O₂センサ13の出
力V₁の比較電圧V_R1を可変にするシステムと、第２の空
燃比補正係数FAF2を導入するシステムとがある。

たとえば、リッチスキップ量RSRを大きくすると、制御
空燃比をリッチ側に移行でき、また、リーンスキップ量
RSLを小さくしても制御空燃比をリッチ側に移行でき、
他方、リーンスキップ量RSLを大きくすると、制御空燃
比をリーン側に移行でき、また、リッチスキップ量RSR
を小さくしても制御空燃比をリーン側に移行できる。従
って、下流側O₂センサ15の出力に応じてリッチスキップ
量RSRおよびリーンスキップ量RSLを補正することにより
空燃比が制御できる。

また、リッチ積分定数KIRを大きくすると、制御空燃比
をリッチ側に移行でき、また、リーン積分定数KILを小
さくしても制御空燃比をリッチ側に移行でき、他方、リ
ーン積分定数KILを大きくすると、制御空燃比をリーン
側に移行でき、また、リッチ積分定数KIRを小さくして
も制御空燃比をリーン側に移行できる。従って、下流側
O₂センサ15の出力に応じてリッチ積分定数KIRおよびリ
ーン積分定数KILを補正することにより空燃比が制御で
きる。リッチ遅延時間TDR＞リーン遅延時間（−TDL）と
設定すれば、制御空燃比はリッチ側に移行でき、逆に、
リーン遅延時間（−TDL）＞リッチ遅延時間（TDR）と設
定すれば、制御空燃比はリーン側に移行できる。つま
り、下流側O₂センサ15の出力に応じて遅延時間TDR,TDL
を補正することにより空燃比が制御できる。さらにま
た、比較電圧V_R1を大きくすると制御空燃比をリッチ側
に移行でき、また、比較電圧V_R1を小さくすると制御空
燃比をリーン側に移行できる。従って、下流側O₂センサ
15の出力に応じて比較電圧V_R1を補正することにより空
燃比が制御できる。

これらスキップ量、積分定数、遅延時間、比較電圧を下
流側O₂センサによって可変することはそれぞれに長所が
ある。たとえば、遅延時間は非常に微妙な空燃比の調整
が可能であり、また、スキップ量は、遅延時間のように
空燃比のフィードバック周期を長くすることなくレスポ
ンスの良い制御が可能である。従って、これら可変量は
当然２つ以上組み合わされて用いられ得る。

第７図を参照して空燃比フィードバック制御に関与する
定数としてのスキップ量を可変にしたダブルO₂センサシ
ステムについて説明する。

第７図は下流側O₂センサ15の出力にもとづいてスキップ
量RSR,RSLを演算する第２の空燃比フィードバック制御
ルーチンであって、所定時間たとえば512ms毎に実行さ
れる。ステップ701では、下流側O₂センサ15による閉ル
ープ条件か否かを判別する。たとえば、上流側O₂センサ
13による閉ループ条件不成立、下流側O₂センサ15の出力
信号が一度も反転しない時、下流側O₂センサ15が故障し
ている時、等はいずれも閉ループ条件が不成立であり、
その他の場合が閉ループ条件成立である。閉ループ条件
でなければステップ724,725に進みスキップ量RSR,RSLを
一定値RSR₀,RSL₀とする。たとえば、 RSR₀＝５％ RSL₀＝５％である。なお、スキップ量RSR,RSLは閉ループ制御終了
直前値としてもよい。この場合には、ステップ724に直
接進む。

閉ループであれば、ステップ702に進み、下流側O₂セン
サ15の出力V₂をA/D変換して取込む。次いで、ステップ7
03にて、第２の空燃比フラグF2が“0"（リーン）か“1"
（リッチ）かを判別する。F2＝“0"（リーン）であれ
ば、ステップ704にて、 V₂＋Ａ＜V_R2 ただし、Ａは一定値もしくは機関の負荷パラメータQ,Ne
等により可変である所定値、 V_R2は比較電圧が満足されているか否かを判別する。この結果、V₂＋Ａ
＜V_R2のときのみ、ステップ705に進み、V_R2←V₂＋Ａと
して比較電圧V_R2を更新する。他方、F2＝“1"（リッ
チ）であれば、ステップ706にて、 V₂−Ａ＞V_R2 が満足されているか否かを判別する。この結果、V₂−Ａ
＞V_R2のときのみ、ステップ707に進み、V_R2←V₂−Ａと
して比較電圧V_R2を更新する。

このように、比較電圧V_R2は下流側O₂センサ15の出力V₂
に対して所定値Ａをもって追随して変化する。なお、ス
テップ704,705における所定値Ａとステップ706,707にお
ける所定値Ａは異なる値としてもよく、また、O₂センサ
15の応答性に応じて狙いの空燃比に応じて可変としても
よい。

ステップ708では、最新の比較電圧V_R2を用いて下流側O₂
センサ15の出力V₂のリッチ、リーン判別を行う。すなわ
ち、V₂≦V_R2か否かを判別する。この結果、V₂≦V_R2であ
ればステップ709にて第２の空燃比フラグF2を“0"（リ
ーン）とし、他方、V₂＞V_R2であればステップ710に進ん
で第２の空燃比フラグF2を“1"（リッチ）とする。この
ようにして、下流側O₂センサ13の出力V₂に追随する比較
電圧V_R2を用いて下流側O₂センサ15の出力状態を判別す
ることにより第２の空燃比フラグF2が設定されることに
なる。

次に、ステップ711にて第２の空燃比フラグF2が“0"か
否かが判別され、この結果、F2＝“0"（リーン）であれ
ばステップ712〜717に進み、他方、F2＝“1"（リッチ）
であればステップ718〜723に進む。

ステップ712では、RSR←RSR＋ΔRS（一定値たとえば0.0
8％）とし、つまり、リッチスキップ量RSRを増大させて
空燃比をリッチ側に移行させる。ステップ713,714で
は、RSRを最大値MAXたとえば6.2％にてガードする。さ
らに、ステップ715にてRSL←RSL−ΔRSとし、つまり、
リーンスキップ量RSLを減少させて空燃比をリッチ側に
移行させる。ステップ716,717では、RSLを最小値MINた
とえば2.5％にてガードする。

他方、ステップ711にてF2＝“1"（リッチ）のときに
は、ステップ718にてRSR←RSR−ΔRSとし、つまり、リ
ッチスキップ量RSRを減少させて空燃比をリーン側に移
行させる。ステップ719,720では、RSRを最小値MINにて
ガードする。さらに、ステップ721にてRSL←RSL←ΔRS
とし、つまり、リーンスキップ量RSLを増大させて空燃
比をリーン側に移行させる。ステップ722,723では、RSL
を最大値MAXにてガードする。

上述のごとく演算されたRSR,RSLはRAM105に格納された
後に、ステップ726にてこのルーチンは終了する。

なお、空燃比フィードバック中に演算されたFAF,RSR,RS
Lは一旦他の値に変換してバックアップRAM106に格納す
ることもでき、これにより、再始動時等における運転性
向上にも役立つものである。第７図における最小値MIN
は過渡追従性がそこなわれないレベルの値であり、ま
た、最大値MAXは空燃比変動によるドライバビリティの
悪化が発生しないレベルの値である。

このように、第７図のルーチンによれば、下流側O₂セン
サ15の出力がリーンであれば、リッチスキップ量RSRが
徐々に増大され、且つリーンスキップ量RSLが徐々に減
少され、これにより、空燃比はリッチ側へ移行される。
また、下流側O₂センサ15の出力がリッチであれば、リッ
チスキップ量RSRが徐々に減少され、且つリーンスキッ
プ量RSLが徐々に増大され、これにより、空燃比はリー
ン側へ移行される。

第８図は噴射量演算ルーチンであって、所定クランク角
毎たとえば360゜CA毎に実行される。ステップ801ではRA
M105より吸入空気量データＱおよび回転速度データNeを
読出して基本噴射量RAUPを演算する。たとえばTAUP←α
・Q/Ne（αは定数）とする。ステップ802にてRAM105よ
り冷却水温データTHWを読出してROM104に格納された１
次元マップにより暖機増量値FWLを補間計算する。ステ
ップ803では、最終噴射量TAUを、 TAU←TAUP・FAF・（FWL＋β）＋γ により演算する。なお、β・γは他の運転状態パラメー
タによって定まる補正量である。次いで、ステップ804
にて、噴射量TAUをダウンカウンタ108にセットすると共
にフリップフロップ109をセットして燃料噴射を開始さ
せる。そして、ステップ805にてこのルーチンは終了す
る。

なお、上述のごとく、噴射量TAUに相当する時間が経過
すると、ダウンカウンタ108のキャリアウト信号によっ
てフリップフロップ109がリセットされて燃料噴射は終
了する。

第９図は第５図、第７図、第８図のフローチャートによ
って得られるスキップ量RSR,RSLのタイミング図であ
る。第９図（Ａ）に示すごとく、下流側O₂センサの出力
V₂が変化すると、時刻t₁,t₃,…にて出力V₂がV₂に追随し
て変化する比較電圧V_R2を横切り、この結果、リーン状
態と判別され、他方、時刻t₂,…にて出力V₂が比較電圧V
_R2を横切って、リッチ状態と判別される。この結果、第
９図（Ｂ），（Ｃ）に示すごとく、時間t₁〜t₂,…にお
いては、リッチスキップ量RSRは増大し、リーンスキッ
プ量RSLは減少し、他方、時間t₂〜t₃においては、リッ
チスキップ量RSRは減少し、リーンスキップ量RSLは増大
する。

このように下流側O₂センサ15の出力V₂の比較電圧V_R2をV
₂に追随して変化させると、従来のごとく、比較電圧をV
_R2′（＝0.55V）に固定した場合に比較して、リーンか
らリッチへまたはその逆の変化点の検出が時間Δt₁,Δt
₂,Δt₃,…だけ早くなる。つまり、時間Δt₁,Δt₂,Δt₃,
…だけ早く見込み制御を行っていることになる。なお、
第９図（Ｂ），（Ｃ）のRSR′,RSL′は比較電圧をV_R2′
に固定した場合を示す。

なお、第１の空燃比フィードバック制御は4ms毎に、ま
た、第２の空燃比フィードバック制御は512ms毎に行わ
れるのは、空燃比フィードバック制御は応答性の良い上
流側O₂センサによる制御を主にして行い、応答性の悪い
下流側O₂センサによる制御を従にして行うためである。

また、上流側O₂センサによる空燃比フィードバック制御
に関与する他の定数、たとえば遅延時間、積分定数、等
を下流側O₂センサの出力により補正するダブルO₂センサ
システムにも、また、第２の空燃比補正係数を導入する
ダブルO₂センサシステムにも本発明を適用し得る。ま
た、スキップ量、遅延時間、積分定数のうちの２つを同
時に制御することにより制御性を向上できる。さらに、
スキップ量RSR,RSLのうちの一方を固定し他方のみを可
変とすることも、遅延時間TDR,TDLのうちの一方を固定
し他方のみを可変とすることも、あるいはリッチ積分定
数KIR、リーン積分定数KILの一方を固定し他方を可変と
することも可能である。

また、吸入空気量センサとして、エアフローメータの代
りに、カルマン渦センサ、ヒートワイヤセンサ等を用い
ることもできる。

さらに、上述の実施例では、吸入空気量および機関の回
転速度に応じて燃料噴射量を演算しているが、吸入空気
圧および機関の回転速度、もしくはスロットル弁開度お
よび機関の回転速度に応じて燃料噴射量を演算してもよ
い。

さらに、上述の実施例では、燃料噴射弁により吸気系へ
の燃料噴射量を制御する内燃機関を示したが、キャブレ
タ式内燃機関にも本発明を適用し得る。たとえば、エレ
クトリック・エア・コントロールバルブ（EACV）により
機関の吸入空気量を調整して空燃比を制御するもの、エ
レクトリック・ブレード・エア・コントロールバルブに
よりキャブレタのエアブリード量を調整してメイン系通
路およびスロー系通路への大気の導入により空燃比を制
御するもの、機関の排気系へ送り込まれる２次空気量を
調整するもの、等に本発明を適用し得る。この場合に
は、ステップ801における基本噴射量TAUP相当の基本燃
料噴射量がキャブレタ自身によって決定され、すなわ
ち、吸入空気量に応じた吸気管負圧と機関の回転速度に
応じて決定され、ステップ803にて最終燃料噴射量TAUに
相当する供給空気量が演算される。

さらに、上述の実施例では、空燃比センサとしてO₂セン
サを用いたが、COセンサ、リーンミクスチャセンサ等を
用いることもできる。

さらに、上述の実施例はマイクロコンピュータすなわち
ディジタル回路によって構成されているが、アナログ回
路により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によれば、下流側空燃比セン
サの応答速度を実質的に上昇させることができるので、
触媒コンバータ上流の空燃比の大きなずれを防止するこ
とができ、従って、エミッションの悪化、燃費の悪化、
ドライバビリティの悪化等を防止できる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の構成を説明するための全体ブロック
図、第２図はシングルO₂センサシステムおよびダブルO₂セン
サシステムを説明する排気エミッション特性図、第３図は三元触媒のO₂ストレージ効果を説明するグラ
フ、第４図は本発明に係る内燃機関の空燃比制御装置の一実
施例を示す全体概略図、第５図は、第７図、第８図は第４図の制御回路の動作を
説明するためのフローチャート、第６図は第５図はフローチャートを補足説明するための
タイミング図、第９図は第５図、第７図、第８図のフローチャートによ
り得られるスキップ量RSR,RSLを説明するためのタイミ
ング図である。１……機関本体、３……エアフローメータ、４……ディストリビュータ、 5,6……クランク角センサ、 10……制御回路、12……触媒コンバータ、 13……上流側（第１の）O₂センサ、 15……下流側（第２の）O₂センサ。

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】内燃機関の排気系に設けられた排気ガス浄
化のための触媒コンバータの上流側、下流側に、それぞ
れ設けられ、排気ガス中の特定成分濃度を検出する第
１、第２の空燃比センサと、該第２の空燃比センサの出力と比較電圧とを比較する比
較手段と、該第２の空燃比センサの出力に追随させて前記比較電圧
を更新させる比較電圧更新手段と、前記第２の空燃比センサの出力と前記比較電圧との比較
結果に応じて空燃比フィードバック制御に関与する定数
を演算する定数演算手段と、前記第１の空燃比センサの出力および前記空燃比フィー
ドバック制御に関与する定数に応じて空燃比補正量を演
算する空燃比補正量演算手段と、該空燃比補正量に応じて前記機関の空燃比を調整する空
燃比調整手段と、を具備する内燃機関の空燃比制御装置。
【請求項２】前記比較電圧更新手段が、前記第２の空燃比センサの出力が前記比較電圧より高い
ときに、該第２の空燃比センサの出力から第１の所定値
を減算して得られた値と該比較電圧とを比較し、該減算
して得られた値が該比較電圧より高いときにのみ該減算
して得られた値を該比較電圧とする手段と、前記第２の空燃比センサの出力が前記比較電圧より低い
ときに、該第２の空燃比センサの出力に第２の所定値を
加算して得られら値と該比較電圧とを比較し、該加算して得られた値が該比較電圧より低いときにのみ
該加算して得られた値を該比較電圧とする手段と、を具備する特許請求の範囲第１項に記載の内燃機関の空
燃比制御装置。
【請求項３】前記第１、第２の所定値を前記機関の負荷
パラメータに応じて変化させる特許請求の範囲第２項に
記載の内燃機関の空燃比制御装置。
【請求項４】前記空燃比フィードバック制御に関与する
定数がスキップ定数である特許請求の範囲第１項に記載
の内燃機関の空燃比制御装置。
【請求項５】前記空燃比フィードバック制御に関与する
定数が積分定数である特許請求の範囲第１項に記載の内
燃機関の空燃比制御装置。
【請求項６】前記空燃比フィードバック制御に関与する
定数が遅延時間である特許請求の範囲第１項に記載の内
燃機関の空燃比制御装置。
【請求項７】前記空燃比フィードバック制御に関与する
定数が前記第１の空燃比センサ出力の比較電圧である特
許請求の範囲第１項に記載の内燃機関の空燃比制御装
置。