JPH0742877B2 - 内燃機関の空燃比制御装置 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 （産業上の利用分野） この発明は内燃機関の空燃比制御装置に関する。

（従来の技術） 電子制御の燃料噴射式機関はその燃料計量精度の高さか
ら実際に広く採用されており、噴射弁から機関吸気系に
供給される噴射量制御においては機関負荷（たとえば吸
入空気量Qa）と機関回転数Ｎとに基づく基本的な燃料噴
射量（基本パルス幅）Tp（＝Ｋ・Qa/N、ただしＫは定
数。）を他の運転変数に応じて補正することにより噴射
量（噴射パルス幅）Tiを演算し、さらに加速性の向上の
ため、通常の噴射量に加え割込み噴射を行っている（た
とえば、1986年１月（株）鉄道日本社発行「自動車工
学」第35巻第１号第112,113頁等参照）。

なお、前記噴射パルス幅Tiは公知の式にて演算されるも
のである。

Ti＝Tp×COEF×LAMBDA＋Ts …（１） ただし、COEF:各種補正係数の総和 LAMBDA:空燃比補正係数 Ts:無効パルス幅 である。

（発明が解決しようとする問題点） ところで、吸入空気量を調整する絞り弁開度αと回転数
Ｎから吸入空気量を予測する方式（以下これをα−Ｎ方
式と称す。）でかつSPI（シングルポイントインジェク
ション）のときは、噴射ルス幅制御に吸入空気量の計量
に伴う誤差と燃料遅れに伴う誤差との２つの因子が複雑
に絡み、これが噴射パルス幅の制御精度を低下させるこ
とになる。

ここで、過渡時にも定常時と変わらない空燃比を得るた
めには、噴射弁部を通過する空気量に比例させて燃料量
を供給しなければならない。

まず、空気量の計量について考えると、SPIでもエアフ
ローメータにより空気量を計量しているときは、このセ
ンサで過渡時に流れる空気量をも計測できるので、噴射
弁部の空気量としてエアフローメータで検出される空気
量を、エアフローメータの応答遅れ補正を行った後で用
いればよい。

しかしながら、α−Ｎ方式では絞り弁開度より絞り弁部
の定常時の空気量を求めることができるだけで、過渡時
に流れる絞り弁部の空気量を求めることができない。た
とえば、絞り弁部の定常時の空気量Qthは Qth＝ｇ×Ａ｛２κ／（κ−１））×Pa×ρ ×（（Pm/Pa）^2/κ−（Pm/Pa）^{（κ−１）／κ}）｝^1/2
…（11） ただし、A:絞り弁部の流路面積 Pa:大気圧 Pm:吸気管負圧 ρ：空気密度 κ：定数 の式で与えられることが知られており、絞り弁開度から
絞り弁部の流路面積Ａを求めれば、（11）式よりQthが
求まるのであるが、（11）式はあくまで定常時の空気量
であり、過渡時の空気量でないのである。したがって、
過渡時にも（11）式を用いたのでは、過渡時の空気量計
量に誤差が生じる。

これに対処するため、α−Ｎ方式かつSPIにおいては噴
射弁部の空気量を次のようにして求めるものを提案した
（特願昭61−181102号）。

この第１の先願装置（詳細は本願の実施例のほうで後述
する）では、絞り弁開度TVOから絞り弁部の平衡流量Qh
を求め、このQhからシリンダ空気流量Qcylを、 Qcyl＝Qh×K2＋Qcyl_-1×（１−K2） …（12） ただしK2:加重平均係数 の式（一次遅れの式）により計算する。シリンダ空気流
量Qcylは定常時においてQhと一致するのであるが、たと
えば加速時にQhがステップ的に増加しても、Qcylのほう
が応答が遅れるので、Qhの一次遅れでQcylを近似するわ
けである。

ただし、（12）式は絞り弁下流に存在するマニホールド
内の空気容積を考慮していない。そのため、たとえば加
速時にはこのマニホールド内の空気変化量ΔCMの分だけ
Qcylよりも噴射弁部空気量（絞り弁部空気量に等しい）
Qainjのほうが多くなる（減速時に逆に少なくなる）。
つまり、Qainjは Qainj＝Qcyl＋ΔCM …（13） の式で求めることができるのである。

ここで、ΔCMは、 ΔCM＝（Qcyl−Qcyl_-1）×K1×Tref …（14） ただし、K1:マニホールド係数 Tref:Ref信号の周期 の式で与えることができる。シリンダ空気流量の変化量
（Qcyl−Qcyl_-1）は加速（あるいは減速）の程度を考慮
するもので、加速の程度が大きくなるほど、（Qcyl−Qc
yl_-1）の値が大きくなり、大きな値のΔCMを与えるので
ある。

このようにして噴射弁部空気量Qainjを求めることで、
α−Ｎ方式かつSPIにおいても、空気量センサを設ける
ことく、かつ過渡時においても、噴射弁部を通過する空
気量を精度良く求めることができるのである。

また、上記第１の先願装置では基本パルス幅Tpを Tp＝Qaini×Ｋ …（15） ただし、K:噴射パルス変換係数 の式により与えることで、過渡時にも定常時と変わらな
い空燃比を得ることができるはずである。

一方、噴射弁から噴かれたすべての燃料が空気流にのっ
てシリンダに吸入するのではなく、噴射燃料の一部は、
噴射弁下流の吸気管壁に付着して液体となり、壁面に沿
って流れるいわゆる燃料壁流を形成する。こうした燃料
壁流が存在しても、定常時であれば、噴射燃料から燃料
壁流として奪われる分と、シリンダに燃料壁流の状態で
流れ込む分とが一致するので、燃料遅れは生じない。

ここで、燃料壁流量は、吸入負圧、回転数、温度に依存
し、吸入負圧が強くなるほど少なくなる。このため、強
い吸入負圧の状態から大気圧の状態へと移行する加速時
には、噴射燃料のうちから燃料壁流の増加に奪われるこ
とになり、そのぶんシリンダに流入する燃料量が不足し
て空燃比がリーン側に傾く（減速時には空燃比がリッチ
側に傾く）。過渡時には、燃料壁流に伴う燃料遅れが生
じるわけである。

これに対処するため、吸気系の付着、浮遊燃料の平衡量
M0を機関負荷、機関回転数および機関温度をパラメータ
として演算し、その平衡量M0とその時点での吸気系の付
着、浮遊燃料の予測変数Ｍとの差値（M0−Ｍ）と、この
差値を燃料噴射量の補正にどの程度反映させるかを示す
補正係数DKとに基づいて過渡補正量DMを求め、しかもこ
の過渡補正量DMと前記付着、浮遊燃料の予測変数Ｍとを
燃料噴射に同期して加算し、該加算値で予測変数Ｍを更
新するものを本出願人が先に提案しており（特願昭60−
243605号）、この第２の先願装置によれば、燃料遅れの
原因となる吸気系の付着、浮遊燃料の挙動を精度良くと
らえることができることになった。

α−Ｎ方式かつSPIを対象とする上記第１の先願装置
は、この第２の先願装置をもそっくり引き継ぐものであ
り、これによってやっと空気量の計量に伴う誤差と、燃
料遅れに伴う誤差とを明確に分離して把握することが可
能となったわけである。

さて、上記第１の先願装置において、上記従来の加速割
込みを行ったのでは、却って空燃比が目標値から外れて
大きく変動することがあった。

詳細には、上記の加速割込みに関する従来装置では、絞
り弁開度の変化量と冷却水温とをパラメータとして割込
み噴射量（噴射パルス幅）が演算される。たとえば、水
温が低いほど加速レベルが大きいほど、演算され燃料量
は多くなる。

しかしながら、絞り弁開度変化量と加速程度に応じた燃
料不足量とは必ずしも対応するものでなく、絞り弁開度
変化量に基づくと却って空燃比が大きく変動することが
あるのである。たとえば、絞り弁開度変化量に基づけは
急加速であるとして多量の燃料が不足燃料量以上に供給
されると、混合気が濃くなり過ぎ却って排気エミッショ
ンを不良にしたり失火を招く。また、緩加速であるとし
て不足燃料量よりも少ない燃料しか供給されないと、緩
加速に応じた運転性が得られない。

このように、上記第１の先願装置において割込み噴射に
おける供給燃料量の過多あるいは不足を無くすには、空
燃比を決定するパラメータに基づいて加速割込み噴射量
を演算することが必要となる。

この発明は上記第１の先願装置を改良するもので、α−
方式かるSPIにおいて基本的には噴射弁部空気量の変化
量に基づいて割込み噴射量を演算するようにした空燃比
制御装置を提供することを目的とする。

（問題点を解決するための手段） この発明では、第１図に示すように、吸気マニホールド
の集合部に位置する燃料噴射弁１と、少なくとも絞り弁
開度TVOに基づいて絞り弁部平衡流量Q_Hを演算する手段
２と、この絞り弁部平衡流量Q_Hの一次遅れでシリンダ空
気量Q_CYLを演算する手段３と、このシリンダ空気量Q_CYL
の変化量から前記噴射弁下流のマニホールド空気変化量
DCMを演算する手段４と、このマニホールド空気変化量D
CMで前記シリンダ空気量Q_CYLを補正して前記噴射弁部を
通過する空気量Q_AINJを演算する手段５と、急加速時を
判別する手段６と、急加速時が判別されたときに前記噴
射弁部を通過する空気量Q_AINJの変化量、この噴射弁部
を通過する空気量Q_AINJを演算する過程に求まる中間変
数（たとえば絞り弁部の平衡流量Q_H）の変化量、または
この噴射弁部を通過する空気量相当量（絞り弁開度TVO
と機関回転数Ｎの比もしくは総流路面積AAと機関回転数
Ｎの比）の変化量に基づいて加速割込み噴射量を演算す
る手段７と、この加速割込み噴射量に応じた駆動信号に
て前記燃料噴射弁１を駆動８する手段とを設けた。

（作用） 過渡時たとえば加速時にこの絞り弁部の平衡流量Q_Hがス
テップ的に増加しても、シリンダ空気量Q_CYLのほうが応
答が遅れるのであるが、絞り弁部の平衡流量Q_Hの一次遅
れでシリンダ空気量Q_CYLが演算されると、絞り弁部の平
衡流量Q_Hがステップ的に増加したときでも、シリンダ空
気量Q_CYLが一次遅れで流入するシリンダ空気量をよく表
す。

実際には、絞り弁下流に存在するマニホールド容積のた
めに、過渡時にはシリンダ空気量Q_CYLと噴射弁部を通過
する空気量とのあいだにずれが生ずる。この両者のずれ
は、マニホールド内の空気変化によるものであり、この
マニホールド空気変化量DCMはシリンダ空気量Q_CYLの変
化量から演算することができる。たとえば、加速の程度
が大きくなるほど、マニホールド空気変化量DCMも大き
くなり、この逆に定常時は０となって、Q_CYLと絞り弁部
を通過する空気量とが一致するのである。

したがって、マニホールド容積を考慮するときは、マニ
ホールド空気変化量DCMでシリンダ空気量Q_CYLを補正し
た値が噴射弁部を通過する空気量Q_AINJとなる。過渡時
たとえば加速時にはDCMの分だけQ_CYLよりもQ_AINJのほう
が大きくなり、また減速時はQ_CYLよりQ_AINJがDCMの分だ
け少なくなるのである。

このようにしてQ_AINJが演算されると、その値は、α−
Ｎ方式かつSPIにおいてマニホールド容積が大きく存在
するときでも、過渡時にかかわらず絞り弁部を通過する
空気量を精度良く与えることができる。

こうしたQ_AINJの変化量に応じて加速割込み噴射量を演
算することで、割込み噴射に伴って空燃比が変動するに
してもその変動幅には自ずと限界が生じ、これによって
割込み噴射時の空燃比変化が所定の幅内に収まることに
なり、制御精度が格段に向上する。

また、急加速初期には空気量の計量遅れを実用上無視で
きるので、噴射弁部空気量Q_AINJを演算する過程に基ま
る中間変数の変化量や噴射弁部空気量相当量の変化量に
基づいて割込み噴射量を演算してもさしつかえないので
あり、この場合にも、Q_AINJの場合とほとんど同じ作用
が得られる。

以下実施例を用いて説明する。

（実施例） 第２図は吸気絞り弁21の上流を吸気通路22に全気筒を賄
う１個の燃料噴射弁24を設け（SPI）、かつ絞り弁開度
α（TVOとも称す。）と回転数Ｎから吸入空気量を予測
する（α−Ｎ方式）ようにした機関の機械的な構成を表
している。

このため、空気量センサは設けられておらず、替わりに
絞り弁開度センサ25が設けられている。また、絞り弁21
をバイパスする通路23には始動時の制御を高めるため並
列に２個のアイドルアップ用の電磁弁（SVと称す。）2
6,27が設けられ、一方吸気ポートにはスワールコントロ
ールバルブ28が設けられている。

なお、機関回転数Ｎはディストリビュータ31内蔵のクラ
ンク角センサ32にて、冷却水温Twは水温センサ33にて、
また実際の空燃比を検出するセンサとして酸素センサ34
が設けられる等従来装置と変わるところはなく、これら
クランク角信号（Ref信号（基準信号）と角度信号），
水温信号，実空燃比信号は上記絞り弁開度信号とともに
コントロールユニット35に入力され、該コントロールユ
ニット35内で、これら信号に基づき最適な燃料噴射パル
ス幅Tiが演算される。

次に、基本パルス幅Tpと噴射パルス幅Tiの演算内容につ
いては、第３図（同図（Ａ）〜同図（Ｃ）からなる。以
下同じ。）ないし第９図及び第13図を参照しなら説明す
るが、ここでは先に本発明にかかる部分を説明し、その
後にシステムの全体につき概説することとする。すなわ
ち、これらの図に示す制御内容は全体として１つの空燃
比制御システムを構成するもので、これらの内訳は、第
３図及び第13図が噴射パルス幅演算のメインルーチン、
第４図ないし第７図がそれぞれメインルーチンにて使用
される変数（過渡補正量KATHUS,フィードバック補正量L
AMBDA,目標空燃比TFBYA,吸気温補正係数KTA）を求める
ためのサブルーチンである。同図の番号は処理番号を表
す。なお、このような制御はマイクロコンピュータにて
コントロールユニット35を構成することにより容易に行
わせることが可能である。この場合、各変数の演算は下
表に示す制御周期にて実行される。

ところで、α−Ｎ方式でかつSPIのときは、噴射パルス
幅制御に吸入空気量の計量に伴う誤差と燃料遅れに伴う
誤差との２つの因子が複雑に絡み、これが噴射パルス幅
の制御精度を低下させることになるので、その解消策と
して、前述したように、第１の先願装置（特願昭61−18
1102号）を提案しており、この装置によれば、α−Ｎ方
式かつSPIにおいても、空気量の計量に伴う誤差と、燃
料遅れに伴う誤差とを明確に分離して把握することが可
能となっている。再度、空気量の計量について述べる
と、空気量センサにより吸入空気量を計量しているとき
は、過渡時に流れる空気量をも計測できるので、SPIに
おける噴射弁部の空気量として噴射弁のすぐ上流側に位
置するセンサで検出される空気量を、センサの応答遅れ
補正を行った後で用いればよい。

しかしながら、α−Ｎ方式では絞り弁開度より絞り弁部
の平衡流量を求めることができるだけで、過渡時に絞り
弁部を通過する空気量を求めることはできない。絞り弁
部の定常時の空気量Qthは前述の（11）式で与えられる
ので、絞り弁開度から絞り弁部の流路面積Ａを求めれ
ば、Qthが求まるのであるが、この空気量Qthはあくまで
定常時の値であり、過渡時の空気量でないので、過渡時
にも定常時の値を用いたのでは、過渡時の空気量計量に
誤差が生じるのである。

これに対処するため、前記第１の先願装置では、次のよ
うにして噴射弁部空気量Q_AINJGを演算している。このQ
_AINJGの演算部分は本願でもそっくり同じである（第３
図（Ａ）と第３図（Ｂ）に示す）。なお、以下の説明の
便宜上、前回演算された値であることを意味する添字
「−１」を記号に付している。

絞り弁開度TVOから絞り弁部の定常流量である平衡空気
量Q_H（％、シリンダ容積当たり）を求め（第３図（Ｂ）
のステップ53,55）、このQ_Hからシリンダへの空気量Q
_CYL（％、シリンダ容積当たり）を、 Q_CYL＝Q_H×K2＋Q_CYL-1×（１−K2） …（6C） の式（一次遅れの式）により求める（第３図（Ｂ）のス
テップ57）。シリンダへの空気量Q_CYLは定常時において
平衡空気量Q_Hと一致するのであるが、たとえば加速時に
平衡空気量Q_Hがステップ的に増加しても、シリンダへの
空気量Q_CYLのほうが応答が遅れるので、平衡空気量Q_Hの
一次遅れでシリンダへの空気量Q_CYLに近似するわけであ
る。

ただし、（6C）式は絞り弁下流に存在するマニホールド
内の空気容積を考慮していない。そのため、たとえば加
速時にはこのマニホールド内の空気変化DCMの分だけQ
_CYLよりも噴射弁部空気量（絞り弁部空気量に等しい）Q
_AINJC（cc、１シリンダ当たり）のほうが多くなる（減
速時は逆に少なくなる）。つまり、Q_AINJCは Q_AINJC＝Q_CYL×V_CYL＋DCM …（6B） の式で求めることができるのである（第３図（Ｂ）のス
テップ61）。

なお、Q_CYLは１シリンダ当たりの値であるため、（6B）
式ではシリンダ容積V_CYL（cc）をかけることによって流
量単位に変換している。

ここで、マニホールド空気変化量DCMは、 DCM＝（Q_CYL−Q_CYL-1）×KMANIO×Terf …（6E） ただし、KMANIO:マニホールド係数 Tref:Ref信号の周期 の式で与えることができる（第３図（Ｂ）のステップ5
9）。シリンダ空気量の変化量（Q_CYL−Q_CYL-1）は加速
（あるいは減速）の程度を考慮するもので、加速の程度
が大きくなるほど、（Q_CYL−Q_CYL-1）の値が大きくな
り、大きな値のDCMを与えるのである。

また、Q_AINJCは Q_AINJG＝Q_AINJC×KTA …（6A） ただし、KTA:吸気温補正係数 の式で質量流量単位に変換する（（第３図（Ｂ）のステ
ップ63）。

このようにして噴射弁部空気量Q_AINJG（mg、１シリンダ
当たり）を求めることで、α−Ｎ方式かつSPIにおいて
も、空気量センサを設けることなく、かつ過渡時におい
ても、噴射弁部を通過する空気量を精度良く求めること
ができるのである。

また、噴射弁部空気量から基本パルス幅Tp（ms）を Tp＝Q_AINJG×TFBYA×Ｋ …（５） ただし、TFBYA:目標空燃比 K:噴射弁特性に基づく定数 の式により与えることで、目標空燃比を得ることができ
るはずである。

一方、噴射弁から噴かれたすべての燃料が空気流にのっ
てシリンダに吸入するのではなく、噴射燃料の一部は、
噴射弁21下流の吸気管壁に付着して液体となり、燃料壁
流を形成する。こうした燃料壁流が存在しても、定常時
であれば、噴射燃料から燃料壁流として奪われる分と、
シリンダに燃料壁流の状態で流れ込む分とが一致するの
で、燃料遅れは生じない。

この場合、燃料壁流量は、吸入負圧、回転数、温度に依
存し、定常では吸入負圧が強くなるほど少なくなる。こ
のため、強い吸入負圧の状態から大気圧の状態へと移行
する加速時には、噴射燃料のうちから燃料壁流の増加に
奪われることになり、そのぶんシリンダに流入する燃料
量が不足して空燃比がリーン側に傾く（減速時には空燃
比がリッチ側に傾く）。過渡時には、燃料壁流に伴う燃
料遅れが生じるわけである。

これに対処するため、前記第２の先願装置（特願昭60−
243605号）では、次のようにして燃料壁流に関する補正
量を演算している。この演算部分は本願でも引き継いで
おり、基本的な考え方はそっくり同じである（第４図と
第13図に示す）。

ただし、前記第２の先願装置とは記号と名称が異なって
いるため、本願の記号と名称を用いて繰り返すと、吸気
系燃料の定常運転条件下での付着量（この付着量を「平
衡付着量」と称す。）MFHを機関負荷、機関回転数、機
関温度をパラメータとして演算し（第４図のステップ10
1）、この平衡付着量MFHとこの平衡付着量に対し一次遅
れで変化する付着量MFとの差値（MFH−MF）を求める。

ここで、平衡付着量MFHの挙動を簡単に述べると、MFHは
簡単にはマップ値であるから、絞り弁開度がステップ的
に増加する加速時にはこの絞り弁開度変化に合わせてMF
Hもステップ的に増加するのに対し、実際の付着量はほ
ぼ一次遅れで応答する。この実際の付着量の挙動を一次
遅れで近似したものが付着量MFである。したがって、加
速時には（MFH−MF）のずれが生じ、このずれ分だけの
燃料が燃料壁流の増加に奪われてしまうので、このずれ
分に対応して燃料増量してやる必要があるわけである。

しかしながら、実際には上記ずれ分のすべてを補正量と
したときは燃料過多となるので、 VMF＝（MFH−MF）×KMF …（7B） の式れによって計算したVMFを壁流補正量としてやるこ
とになる（第４図のステップ103）。（7B）式のKMFはず
れ分（つまりMFH−MF）を燃料噴射量の補正にどの程度
反映させるかを示す値（分量割合）になるのである。ま
た、噴射はRef信号同期であるから、（7B）式のVMFは単
位周期当たり（１噴射当たり）の付着量を意味するの
で、付着速度という名称をVMFにつけたわけである。

一方、付着速度VMFは燃料噴射に同期して前記付着量MF
に加算し、該加算値で付着量MFを更新する（第13図のス
テップ153）。今回計算したVMFが今回の噴射時に与えら
れるのであるから、その噴射直後（つまり次回噴射時）
のMFは、MF_-1Ref（今回の噴射直前のMF）に今回のVMFを
加えた値に変更しておかなければならないのである。

なお、減速時は燃料性状の相違を考慮する必要があるこ
とから補正率GHF（加速時は1.0）により、 KATHOS＝VMF×GHF …（7A） の式で計算した値を最終的な壁流補正量（名称としては
過渡補正量である）KATHOSとし（第４図のステップ10
6）、このKATHOSを基本噴射パルス幅Tpに加算している
（第13図のステップ151）。

このようにして過渡補正量KATHOSを求めることで、燃料
遅れの原因となる吸気系燃料の挙動を精度良くとらえる
ことができるのである。

本願でも、このようにしてα−Ｎ方式かつSPIにおいて
噴射弁部空気量QQ_AINJGを演算するとともに、前記第２
の先願装置から引き継いだ壁流補正を行うことで、空気
量の計量に伴う誤差と、燃料遅れに伴う誤差とを明確に
分離して把握することが可能となったわけである。

さて、上記第１の先願装置において、従来のように、絞
り弁開度の変化量と冷却水温とをパラメータとして割込
み噴射量（噴射パルス幅）を演算して加速割込みを行っ
たのでは、却って空燃比が目標値から外れて大きく変動
することがあるので、コントロールユニット35では、割
込み噴射パルス幅TIIを、 TII＝（Q_AINJG−Q_AINJG-1）×K_TII＋Ts ただし、K_TII:定数 Ts:無効パルス幅 の式で演算する。

基本パルス幅TpはRef信号に同期させて噴く燃料量を与
えるもの、またTIIはRef信号に関係なく要求がありしだ
い噴く燃料量を与えるものと、両者で噴射タイミングは
違いはあるものの、燃料量を与えることに変わりない。
Q_AINJGはα−Ｎ方式かつSPIにおいて、絞り下流に大き
なマニホールド容積があっても、定常、過渡に関係なく
噴射弁部を流れる空気流量を最も精度良く与えるのであ
るから、Q_AINJGに応じてTpを与えたように、非同期の割
込み噴射量についてもQ_AINJGの変化量に応じて与えるわ
けである。

このようにして、噴射弁部空気量Q_AINJGの変化量に応じ
て割込み噴射量を演算したときは、割込み噴射に伴って
空燃比が変動するにしても変動幅に自ずと限界が生ずる
ものであり、これによって割込み噴射時における空燃比
変化を所定の幅内に収めることができ、制御精度が格段
に向上する。

一方、割込み噴射を実行する急加速時に限っていえば、
その急加速初期に空気量の計量遅れを実用上無視できる
こともあって、噴差弁部空気量Q_AINJGを演算する過程に
求まる中間変数の変化量や噴射弁部空気量相当量の変化
量に基づいて割込み噴射量を演算してもさしつかえな
い。

そこで、上記の中間変数と空気量相当量を具体的に示す
と、下表のようになる。

このうち、中間変数であるリニヤライズ空気量Q_H0に基
づいて割込み噴射パルス幅TIIを演算するようにした例
が第３図（Ｂ）であり、ステップ132〜134を新たに付加
している。すなわち、下式（９−Ａ）にて割込み噴射パ
ルス幅TIIが演算される（ステップ132）。

TII＝（Q_H0−Q_H0-1）×K_TII＋Ts …（９−Ａ） ただし、Q_H0:リニヤライズ空気量 K_TII:定数 Ts:無効パルス幅 ここに、リニヤライズ空気量Q_H0はAADNV（吸気系の総流
路面積AAを回転数Ｎで除した値）をパラメータとして設
定した定常運転条件下での噴射弁部空気量を意味し（吸
気管圧力に相当する）、加速程度の相違はこの空気量変
化（Q_H0−Q_H0-1）として現れるので、この変化量に応じ
た燃料量（Q_H0−Q_H0-1）×K_TIIを割込み噴射量とするも
のである。

そして、この噴射パルス幅TIIに応じた駆動信号にて燃
料噴射弁を駆動し割込み噴射を実行する（ステップ13
3）。

したがって、このように構成された場合の加速割込み噴
射時の作用を第12図を参照しながら説明すると、リニヤ
ライズ空気量Q_H0の変化に基づいて割込み噴射量を演算
したときは、第12図下段のように割込み噴射によって空
燃比が変動するにしてもその変動幅に自ずと限界が生じ
ており、割込み噴射に伴う空燃比変化が所定の幅内に収
められている。

これに対して絞り弁開度変化量に応じて割込み噴射量を
演算する従来例では、第12図上段に示すように却って大
きく空燃比を変動させることとなり、CO等の排出量の増
加や失火あるいは運転性を不良にするといった不都合を
招くのである。

次に、この例では空燃比の変動幅を決定する係数K_TIIを
運転状態の如何に拘わらず一定値とするのではなく、さ
らに機関負荷に相当するQ_H0と冷却水温Twに基づく補正
を行っている（ステップ132,第９図の141,142）。

K_TII＝K_QH0×KTWTII …（９−Ｂ） これは、割込み噴射される燃料量のうち機関シリンダに
吸入されずに吸気系燃料の付着量となる分を考慮するの
で、低温時になるほどまた全負荷に近付くほど付着量と
して大きく奪われるので、このような運転域では、加速
に応じた燃焼圧を得るため高温時や低負荷時と比較して
多くの燃料量を供給しなければならない。そこで、第10
図，第11図を内容とする負荷補正係数K_QH0,水温補正係
数KTWTIIをテーブル検索にて求めるのである（ステップ
141,142）。

これにより、特に低温時や高負荷時において割込み噴射
に伴う空燃比精度が向上する。

次に、急加速時であるか否かの判別であるが、この例で
はリニヤライズ空気量の変化量（Q_H0−Q_H0-1）と判定レ
ベルLTIIの比較に基づいて行うようにしている（ステッ
プ131）。

これも絞り弁開度変化と空気量変化とが必ずしも対応す
るものでなく、実際には絞り弁部空気量がそれほど増加
していないのに、絞り弁部空気量変化に対応する燃料量
以上の噴射量が割込み噴射されて空燃比を変動させてし
まうのを回避するためである。したがって、リニヤライ
ズ空気量Q_H0の替わりに前表に示したパラメータのいず
れの変化量を用いるものであっても構わない。

なお、噴射終了後今回演算されたリニヤライズ空気量Q
_H0は次回演算時のため、前回演算時のQ_H0（Q_H0-1）とし
て格納される（ステップ134,第８図のステップ135）。

ここには、リニヤライズ空気量Q_H0に基づく場合を特に
説明したが、他のパラメータに基づく場合との効果の相
違を次表に示す。

次に、システム全体を概説すると、第３図のルーチンは
基本パルス幅Tpの、第13図は最終的な噴射パルス幅Tiの
演算を行う部分である。

ここに、α−Ｎ方式かつSPIでは、前述したように、シ
リンダに流入する空気量Q_CYLと噴射弁部を通過する空気
量Q_AINJとが過渡時において一致せず、かつ噴射弁から
噴かれた燃料がシリンダに達するのに供給遅れをもたざ
るを得ないという相違があり、このシステムではこれら
２点が考慮されている。ただし、これらはそれぞれにつ
き独立して演算される（空気量についてはQ_AINJを、燃
料遅れについては過渡補正量KATHOTSを求める。）これ
は、考え方を単純化して制御誤差の対象が空気量の計量
誤差であるのか燃料遅れによるものなのかを明確にする
ためである。これにより、設定時の精度が格段に向上
し、さらに設定時以降の経時変化や燃料性状の相違にて
も精度低下の要因となるので、これらの要因に対しては
学習機能を付与している。

これを数式で表現すると、実行パルス幅Teは下式（４）
にて演算される（第13図のステップ151）。なお、無効
パルス幅をTsとしてTeと和がTi（＝Te＋Ts）となる（ス
テップ69,第13図のステップ151）。

Te＝（Tp×KBLRC＋KATHOS×KBTLRC）×LAMBDA …（４） ただし、Tp:基本パルス幅 KATHOS:過渡補正量 LAMBDA:空燃比補正係数 KBLRC:定常時学習補正係数 KBTLRC:過渡時学習補正係数 である。ここには、基本パルス幅としてTpを用いている
が、その内容はＬ−ジェトロニック方式と相違して下式
（５）にて演算される。

Tp＝Q_AINJG×TFBYA×Ｋ …（５） ただし、Q_AINJG:噴射弁部空気量（mg） TFBYA:目標空燃比 K:噴射弁特性に基づく定数（ms/mg） である。

まず、噴射弁部の空気量Q_AINJであるが、空気量センサ
を持たない本実施例ではこれを直接に求めることは困難
であるので、Q_CYLに基づいて求められる。すなわち、Q
_AINJとQ_CYLとその変化量dQ_CYL/dtとから次式（３） Q_AINJ＝Q_CYL＋ｃ・dQ_CYL/dt …（３） にて近似的に求められることを考慮して、次式群（6A）
〜（6F）にて求められる。

Q_AINJG＝Q_AINJC×KTA …（6A） Q_AINJC＝Q_CYL×V_CYL＋DCM …（6B） Q_CYL＝Q_H×K2＋Q_CYL-1×（１−K2） …（6C） Q_H＝Q_H0×KFLAT …（6D） DCM＝（Q_CYL−Q_CYL-1）×KMANIO×Tref …（6E） KTA＝KTA0×KTAQ_CYL …（6F） ただし、Q_AINJG:噴射弁部空気量／シリンダ（mg） Q_AINJC:噴射弁部空気量／シリンダ（cc） Q_CYL:シリンダへの空気量／シリンダ容積（％） V_CYL:シリンダ容積（cc） DCM:マニホールド空気変化量（cc） KTA:吸気温補正係数（mg/cc） Q_H:平衡空気量／シリンダ容積（％） K2:Q_CYLの変化割合／演算 Q_H0:リニヤライズ空気量／シリンダ容積（％） KFLAT:フラット空燃比係数（％） KMANIO:マニホールド係数 Tref:Ref信号の周期（μｓ） KTA0:基本吸気温補正係数（mg/cc） KTAQ_CYL:吸気温補正の負荷補正率（％） である。

これらの式群（6A）〜（6F）は、各種の補正や規格化
（シリンダ当たり、シリンダ容積当たり等に変換してい
る。）のために複雑になってはいるが、基本的には、Q
_AINJCは定常項（Q_CYL×V_CYL）と過渡項（DCM）との和で
求められる。ただし、この値Q_AINJCは体積単位であるた
め、吸気温度変化により変わり得るので、KTAを補正係
数として質量単位に変換している（ステップ61〜63）。

また、Q_CYLはK2を平滑化の定数としてQ_H,Q_CYL-1を変
数、K2を重みとする重み付け平均値にて求められる（第
３図（Ｂ）のステップ55〜57）。

次に、Q_H0,KFLAT等の変数は吸気系の流路面積と機関回
転数から求められる。これは、吸気系より空気量センサ
を廃してコスト低減、メンテナンスの容易化を図るよう
にしたためである。したがって、流路面積は次式（6
G），（6H）にて求められる（ステップ41〜52）。

AADNV＝AA×Tref/V_CYL …（6G） AA＝ATVO＋AI＋AAC …（6H） ただし、AADNV:流路面積／（回転数×シリンダ容積）
（cm²/rpm・cc） AA:総流路面積（cm²） ATVO:絞り弁流路面積（cm²） AI:SV26の流路面積（cm²） AAC:SV27の流路面積（cm²） である。

すなわち、このシステムは負荷信号として絞り弁開度TV
Oに基づく流路面積ATVOを採用するものであるが、絞り
弁21をバイパスする通路23がある場合には、これらの面
積AI,ACCをも考慮する必要があり、したがって総流路面
積AAは絞り弁開度に基づく流路面積ATVOとバイパス通路
の流路面積（AIあるいはAAC）との和で与えられている
（ステップ41〜49）。なお、これらSV26,27は２位置弁
である。これはデューティ制御の電磁弁を使用する替わ
りに４段階制御を行わせてコスト低減を図るためであ
る。

また、実際の制御では総流路面積AAを回転数Ｎで除した
値AA/N（ステップ52においてAA×Trefの部分が相当す
る。）を採用している。これはAAそのままであると、Ｎ
の変化に対し急変する領域をもつもので、これをパラメ
ータとして使用すると、この急変領域において精度が低
下する。しかしながら、精度を高めようとたとえばマッ
プの格子点を増すことはそれだけ演算時間を長くするこ
とにもなる。そこで、AA/Nを採用することにより、こう
した制御上の問題を解決したものである。

したがって、このAADNV（＝AA×Tref/V_CYL）を用いてリ
ニヤライズ空気量Q_H0が求められる（ステップ53）。な
お、フラット空燃比係数KFLATはQ_H0,Nをパラメータとし
てマップから、絞り弁流路面積ATVOはTVOをパラメータ
としてテーブルから求められる（第９図のステップ144,
第３図（Ａ）のステップ42）。

また、基本吸気温補正係数KTA0と吸気温の負荷補正率KT
AQ_CYLについても、それぞれ吸気温T_A,Q_CYLをパラメータ
として検索され、これらの積にて吸気温補正係数KTAが
求められている（第７図のステップ81〜83）。

以上の演算により噴射弁部の空気量Q_AINJが求められ
た。

ここに、この例ではQ_AINJ（Q_AINJGまたはQ_AINJCのこ
と）を最終値として途中には中間変数（Q_H0,Q_H）が演算
され、また噴射弁部空気量相当量（α/N,AA/Nに相当す
るAADNV）が採用されており、これらの値のいずれかの
変化量から割込み噴射量が演算される点がこの発明の特
徴部分であることは前述した通りである。

次には過渡時に生じる燃料遅れに関する補正量を求める
ことである。この補正量がステップ66にて使用されるKA
THOSであり、具体的には第４図に示すルーチンにて演算
される。

この例では、平衡付着量MFHとこの平衡付着量に対して
１次遅れで変化する付着量の演算値との偏差に基づいて
求める。これを数式で表すと次式群（7A）〜（7E）にて
与えられる。

KATHOS＝VMF×GHF …（7A） VMF＝（MFH−MF）×KMF …（7B） MF＝MF_-1Ref＋VMF …（7C） KME＝（KMFAT＋KMFVMF）×KMFN×KMFDBT …（7D） GHF＝GHFQ_CYL×GHFFBYA …（7E） ただし、KATHOS:過渡補正量（μｓ） VMF:付着速度（μs/噴射） MFH:平衡付着量（μｓ） MF:今回演算時の付着量（μｓ） KMFAT:基本分量割合（％） KMFVMF:分量割合の付着速度補正率（％） KMFN:分量割合の回転補正率（％） KMFDBT:分量割合のブースト補正率（％） GHF:補正率（％） GHFQ_CYL:減速補正率（％） GHFFBYA:空燃比補正率（％） である。

すなわち、付着速度VMFは単位周期当たり（１噴射当た
り）の付着量を意味し、平衡付着量MFHとこの平衡付着
量に対して１次遅れで変化する付着量の演算値との偏差
（MFH−MF）にこの付着量の演算値が単位周期当たりに
どの程度の割合で接近するかを表す係数KMFを乗算する
ことにより求められる（ステップ103）。

ここに、平衡付着量MFHは噴射弁部を通過する空気量Q
_AINJ,機関回転数N,冷却水温Twに基づき、３次元マップ
の検索と直線近似の補間計算との組み合わせにより演算
される。すなわち、実際に冷却水温Twが採りうる温度変
化幅の範囲内で予め設定された異なる６個の基準温度Tw
₀〜Tw₅（Tw₀＞…＞Tw₅）毎にQ_AINJとＮをパラメータと
して基準温度Twn（ｎ＝０〜５）における平衡付着量MFH
Twnを付与する都合６個の平衡付着量データを実測にて
用意する。そして、実水温Twの上下の基準温度Twn,Twn
₊₁における平衡付着量MFHTwn,MFHTwn₊₁を用い、Tw,Twn,
Twn₊₁による補間計算にてMFHを最終的に求めるのである
（ステップ101）。

なお、３次元マップと補間計算による手法では高い精度
を得ることができるが、精度は程々にしても演算速度を
高めたい場合には２つのテーブルを用いて求める手法も
あり、これを次式（7F）に示す。

MFHTwn＝MFHQn×MFHNn …（7F） ただし、MFHQn:Q_AINJに基づく係数 MFHNn:Nに基づく係数 であり、MFHQnはQ_AINJをMFHNnはＮパラメータとしてそ
れぞれテーブル検索により求められる。

なお、Tw＞Tw₀のとき、およびTw＜Twnのときは補間計算
を行うことができないので、MFH＝MFHTw₀とする。ま
た、燃料カット中はMFH＝FCMFH（一定値）とする。

一方、今回演算される付着量MFは前回の噴射直後に演算
された付着量MF_-1Refに今回の噴射直前に求めた付着速
度VMFを加算した値である（第13図のステップ153）。

次に、分量割合KMFは一定値でもよいが、この例ではAAD
NV,Twをパラメータとしてマップ検索により基本値KMFAT
を求め、さらにVMF,N,ブースト圧変化量のハイパス値DB
OSTに基づく補正を行っている。すなわち、基本値KMFAT
に対する補正係数が３つの係数KMFVMF,KMFN,KMFDBTであ
り、これらは過渡初期における空燃比がフラットな特性
となるように導入されるものである。すなわち、緩加速
ではわずかに補正不足がみられ、回転数の相違により生
じる等実験を行ってみるとわずかなずれが生じるもので
あり、これらを個々に解消しようとするものである。

なお、ハイパス値DBOSTは下式（7G）〜（7I）にて求め
られ、その内容はブースト圧BOOSTの微小変化量を積算
するとともにRef信号に同期して徐々に減衰する値であ
る。

（１）セット時（初回） DBOST＝DBOST_-1＋（BOOST−BOOSTO） …（7G） （２）減衰時（DBOST≧０）（２回目以降） DBOST＝DBOST_-1×TGEN …（7H） （３）減衰時（DBOST＜０）（２回目以降） DBOST＝DBOST_-1×TGENG …（7I） ただし、BOOST:ブースト圧 BOOSTO:前回のブースト圧 TGEN:加速時の減衰係数（定数） TGENG:減速時の減衰係数（定数） なお、ブースト圧BOOSTはAADNVを、また分量割合の付着
速度補正率KMFVMFはVMF_-1を、分量割合の回転補正率KMF
NはＮを、分量割合のブースト補正率KMFDBTはDBOSTの絶
対値をパラメータとしてテーブル検索にて求められる。

次に、補正率GHFは燃料性状の相違等を考慮する値であ
る。これは揮発性の高い燃料にあっては、減速時の吸入
負圧の発達により急速に気化して機関シリンダへと吸入
されてしまうため、揮発性の低い燃料と比較してその分
付着量が少なくなる。このため、減速時にはそれだけ付
着量を少なく見積もる必要があり、逆に補正係数（GHFQ
_CYL）としては少ない値を付与すればよいことになる。
すなわち、加速時（VMFが正の場合）は補正を行わない
が（GHFQ_CYL＝1.0）、減速時（VMFが負の場合）には１
以下の数値を採用するものである。なお、目標空燃比TF
BYAに応じても補正するようにしてあり、減速補正率GHF
Q_CYLはQ_CYLを、空燃比補正率GHFFBYAはTFBYAをパラメー
タとしてテーブル検索にて求められる。

このようにして求めたVMFとGHFを用いた最終的に過渡補
正量KATHOSが求められる（ステップ106）。

次に、第３図（Ｃ）のステップ68,64で使用される空燃
比補正係数LAMBDA,目標空燃比TFBYAは従来例でも演算さ
れているところであり、そのルーチンがそれぞれ第５
図，第６図である。

すなわち、LAMBDAは空燃比のフィードバック制御におけ
る補正係数である。第５図はPID制御の例であり、実空
燃比（具体例には酸素センサ出力Ip）と空燃比の目標値
（具体的には目標値のセンサ出力相当量T_IP）との偏差E
Rに基づいて得られる比例分（Ｐ），積分分（Ｉ），微
分分（Ｄ）を加算する次式（8A）〜（8D）にてLAMBDAが
求められる（ステップ111〜118）。

LAMBDA＝Ｐ＋Ｉ＋Ｄ …（8A） Ｐ＝K_P・ER …（8B） Ｉ＝I_-1＋K_I・ER …（8C） Ｄ＝K_D・（ER−ER_-1） …（8D） ただし、K_P:比例ゲイン K_I:積分ゲイン K_D:微分ゲイン である。

なお、偏差ERは下式（8E）で与えられる（ステップ11
4）。

ER＝Ip−T_IP-(n+1) …（8E） ここに、同式（8E）の第２項は（ｎ＋１）回前に（ただ
し、ｎは気筒数である。）Ref信号が入力したときのセ
ンサ出力Ipを示す。これは吸気系にて設定した空燃比の
結果が排気系に設けたセンサ34に検出されるまでに時間
的遅れがあり、これを考慮したものである。

また、目標空燃比TFBYAはTw,Q_CYL,Nをパラメータとして
演算される（第６図のステップ91〜95）。なお、同図の
ステップ95はTFBYAに上限値と下限値とを設けたもの
で、フェイルセーフとしての機能を付与したものであ
る。

次に、第３図（Ｃ）のステップ65,67で使用される学習
補正係数KBLRC,KBTLRCであるが、この例では、空気量
（Q_AINJ）と燃料遅れ補正量（KATHOS）とを分離して求
めるようにしたのに伴い、学習補正についてもそれぞれ
に分離して独立に行うことにしている。すなわち、定常
時の学習補正係数KBLRCについては空燃比補正係数LAMBD
Aの演算ルーチンにて、過渡時の学習補正係数KBTLRCに
ついては過渡補正量KATHOSの演算ルーチンにて演算され
る（第５図のステップ119,120、第４図のステップ107〜
110）。

学習補正は、基本的には目標値との偏差に基づく制御量
を予め加えておくことにより次回の演算時に偏差が生じ
ないようにするものであり、KBLRCはLAMBDAに、KBTLRC
はこのLAMBDAとさらに実空燃比AFBYAと目標空燃比TFBYA
の偏差Ｂとに基づいて演算される（ステップ119,120、1
07〜110）。

なお、付着速度VMFと基準値L₁との比較により定常時（V
MF＜L₁）であるのか過渡時（VMF≧L₁）であるのかを判
別し、KBLRCについては定常時のみ、KBTLRCについては
過渡時にのみ学習が行われるようにしている（ステップ
119,170）。

（発明の効果） 以上説明したように、この発明では吸気マニホールドの
集合部に位置する燃料噴射弁と、少なくとも絞り弁開度
に基づいて絞り弁部平衡流量を演算する手段と、この絞
り弁部平衡流量の一次遅れでシリンダ空気量を演算する
手段と、このシリンダ空気量の変化量から前記噴射弁下
流のマニホールド空気変化量を演算する手段と、このマ
ニホールド空気変化量で前記シリンダ空気量を補正して
前記噴射弁部を通過する空気量を演算する手段と、急加
速時を判別する手段と、急加速時が判別されたときに前
記噴射弁部を通過する空気量の変化量、この噴射弁部を
通過する空気量を演算する過程に求まる中間変数の変化
量、またはこの噴射弁部を通過する空気量相当量の変化
量に基づいて加速割込み噴差量を演算する手段と、この
加速割込み噴射量に応じた駆動信号にて前記燃料噴射弁
を駆動する手段とを設けたので、α−Ｎ方式かつSPIに
おいてマニホールド容積が大きく存在するときでも、加
速程度に対応し、かつ空燃比を大きく変動せしめない範
囲に限って割込み噴射がなされ、これにより空燃比変化
を所定の幅内に収めて空燃比の制御精度を向上すること
ができる。

【図面の簡単な説明】

第１図はこの発明の概念構成図、第２図はα−Ｎ方式か
つSPIの機関の機械的構成を表す概略図、第３図ないし
第９図および第13図は第２図中のコントロールユニット
内で実行される動作内容を説明する流れ図、第10図，第
11図はこの実施例における補正係数K_GH0,KTWTIIの内容
を説明する特性線図、第12図はこの実施例における加速
割込み噴射時の空燃比特性を説明する波形図である。 １……噴射弁、２……絞り弁部平衡流量演算手段、３…
…シリンダ空気量演算手段、４……マニホールド空気変
化量演算手段、５……噴射弁部通過空気量演算手段、６
……急加速時判別手段、７……加速割込み噴射量演算手
段、８……駆動手段、21……吸気絞り弁、22……吸気通
路、23……バイパス通路、24……燃料噴射弁、25……絞
り弁開度センサ、34……酸素センサ（空燃比センサ）、
35……コントロールユニット。

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】吸気マニホールドの集合部に位置する燃料
   噴射弁と、 少なくとも絞り弁開度に基づいて絞り弁部平衡流量を演
   算する手段と、 この絞り弁部平衡流量の一次遅れでシリンダ空気量を演
   算する手段と、 このシリンダ空気量の変化量から前記噴射弁下流のマニ
   ホールド空気変化量を演算する手段と、 このマニホールド空気変化量で前記シリンダ空気量を補
   正して前記噴射弁部を通過する空気量を演算する手段
   と、 急加速時を判別する手段と、 急加速時が判別されたときに前記噴射弁部を通過する空
   気量の変化量、この噴射弁部を通過する空気量を演算す
   る過程に求まる中間変数の変化量、またはこの噴射弁部
   を通過する空気量相当量の変化量に基づいて加速割込み
   噴射量を演算する手段と、 この加速割込み噴射量に応じた駆動信号にて前記燃料噴
   射弁を駆動する手段と を設けたことを特徴とする内燃機関の空燃比制御装置。