JPH0742879B2 - 内燃機関の燃料制御装置 - 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燃料制御装置に関する。

（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ようにした次式
（１）を基本として噴射量（噴射パルス幅）Tiが演算さ
れる（たとえば、1985年11月（株）鉄道日本社発行「自
動車工学」第34巻第11号第28頁等参照）。

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。）でかつ燃料噴射弁が機関シリンダから遠く
離れた吸気通路の集合部に１個または複数の噴射弁が取
り付けられる（以下「SPI（シングルポイントインジェ
クション）」と称す。）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。

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＝Qn×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（減速時は逆に少なくなる）。
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、上記第１の先願装置では基本パルス幅Tpを Tp＝Qainj×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、しかもそ
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は、さらに噴射弁部
空気量Qainjの計量から燃料が噴射終了されるまでに時
間的な遅れがあるため、基本パルス幅Tpを、上記の（1
5）式で与えたのでは、特に過渡時に空燃比が目標空燃
比からはずれる（加速時には空燃比がリーンになり、減
速時はリッチになる）。

ここで、時間遅れは、Qainjの計量、演算による遅れ、
噴射待ちによる遅れ、噴射パルス幅による遅れ、噴射燃
料の移動による遅れ等である。

このうち、コントロールユニットにおけるQainjの計
量、演算遅れ時間をTd、任意のタイミングt1での絞り弁
開度をTVO1、このTVO1から演算される噴射弁部空気量を
Qainj1、またt1のタイミングよりTdだけ遅れたタイミン
グt2での絞り弁開度をTVO2、このTVO2から演算される噴
射弁部空気量をQainj2として区別すれば、絞り弁の開か
れる加速時（つまりTVO1＜VTO2となる）にはQainj1＜Qa
inj2となるので、t2のタイミングで演算の終了した噴射
弁部空気量Qainj1をそのままt2のタイミングで与えたの
では、Qainj2−Qainj1の分だけ燃料が不足して、空燃比
がリーンになるのである。

また、噴射弁からの燃料は、機関回転に同期させたタイ
ミングで噴射が開始されるため、演算遅れなく噴射弁部
空気量Qainjを求めえたとしても、その演算終了のタイ
ミングから次の噴射タイミングまでに持ち時間Ttがあれ
ば、この時間待って噴射が開始される。Ttだけ時間的に
前の状態に対応する燃料量が噴き始められるのである。
次の噴射開始タイミングを待つあいだも、加速時であれ
ば噴射弁部空気量の要求値が増え続けるのであるから、
噴射開始を待つことによる遅れの分だけ燃料が不足する
わけである。

さらに、燃料はその要求値を噴射開始と同時に瞬時に噴
き終えるのが理想である。しかしながら、燃料噴射量が
噴射パルス幅Tiの長さによって調整されるときは、一瞬
に噴き終わることができないので、噴射パルス幅Tiの分
だけ噴射終了が遅くなる。この場合の遅れは噴射終了の
遅れともいうべきものである。

一方、上記第２の先願装置はＬ−ジェトロニック方式か
つMPI（マルチポイントインジェクション）の場合であ
るが、この場合にも上記の噴射遅れが生じることは同様
である。

結局、α−Ｎ方式かつSPIにせよＬ−ジェトロニック方
式かつMPIにせよ、噴射弁部空気量Qainjの演算から燃料
の噴射終了までの時間的な遅れを無視することはできな
いのである。

この発明はこのような従来の問題点に着目してなされた
もので、噴射弁部空気量に噴射遅れに関する補正を施
し、その補正後の噴射弁部空気量に基づいて基本噴射量
を演算する燃料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、基本的な燃料噴射
量Tpを演算する手段２と、機関回転数、機関負荷及び機
関温度に基づいて吸気系燃料の平衡付着量MFHを演算す
る手段３と、この平衡付着量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）を演算する手段４と、この偏差（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分量割合
KMFを、機関回転数、機関負荷および機関温度に基づい
て演算する手段５と、この分量割合KMFと前記偏差（MFH
−MF）とに基づいて単位周期当たり（１噴射当たり）の
付着量（この付着量を以下「付着速度」と称す。）VMF
を演算する手段６と、この付着速度VMFと前回演算され
た付着量MFとを燃料噴射に同期して加算し、該加算値で
付着量MFを更新する手段７と、前記付着速度VMFにて前
記基本噴射量Tpを補正して燃料噴射量を演算する手段８
と、この噴射量に応じた噴射信号にて燃料噴射弁10を駆
動する手段９とを備える内燃機関の燃料制御装置におい
て、前記基本噴射量演算手段２は、前記燃料噴射弁部を
通過する空気量Q_AINJを運転状態に基づいて演算する手
段2Aと、この噴射弁部空気量Q_AINJをその変化量（Q_AINJ
−Q_AINJ-1）と噴射遅れ時間に応じて補正する手段2B
と、この補正された噴射弁部空気量Q_AINJHに応じて基本
的な燃料噴射量Tpを演算する手段2Cとからなる。

なお、１は運転状態を検出する手段である。

（作用） 噴射遅れには、噴射弁部空気量Q_AINJの計量、演算遅れ
によるもの、演算終了から噴射開始を待つまでの遅れに
よるもの、噴射を開始しても噴射終了が長引くことによ
る遅れによるものなどがあり、これらのうちの少なくと
も１つの遅れによって噴射遅れが生じ、その噴射遅れの
分だけ加速時には空燃比がリーンに、また減速時はリッ
チになる。

この場合に、この発明では、加速時に噴射遅れに見合っ
た分だけ多い噴射弁部空気量が見積もられ、この多く見
積もった分だけ余分に燃料増量されるので、空燃比が目
標値からはずれてリーンになることがない。

たとえば噴射遅れが噴射弁部空気量Q_ANIJの計量、演算
遅れによるときは、この計量、演算遅れによって、真の
噴射弁部空気量より所定値Δだけ少ない噴射弁部空気量
を加速時に求めることになってしまう。

この場合にΔは、計量、演算遅れ時間TdとQ_AINJの変化
量とを用いて、 Δ＝Td×（Q_AINJG−Q_AINJG-1）/l ただし、l:演算周期 の式で求められる。計量、演算遅れ時間Tdが大きくなる
ほど、またQ_AINJの変化量が大きくなるほど、大きな値
のΔが求められるのである。つまり、上式のΔをQ_AINJG
に加えることは、計量、演算遅れのある噴射弁部空気量
の特性を時間的に進めること意味し、この進められた特
性によれば真の噴射弁部空気量が与えられるのである。

一方、減速時には噴射遅れに見合った分だけ少なく噴射
弁部空気量が見積もられ、この少なく見積もった分だけ
余分に燃料減量されるので、空燃比が目標値からはずれ
てリッチになることもない。

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の上流の吸気通路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７図及び第９図を参照しながら説明
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９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KATHOS,フィードバック補
正量LAMBDA,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算しているとき
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を近似するわけであ
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量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）のほうが第８図に示し
たように多くなる（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×Tref …（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９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（今回の噴射直前での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９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Q_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は、さらに噴射弁部
空気量Q_AINJGの計量から燃料の噴射終了までに時間的な
遅れがあるため、基本パルス幅Tpを、上記（５）式で与
えたのでは、特に過渡時に空燃比が目標空燃比からはず
れる（加速時には空燃比がリーンになり、減速時はリッ
チになる）。

ここで、時間遅れには、噴射弁部空気量Q_AINJGの計量、
演算遅れ、噴射開始を待つことによる遅れ、噴射パルス
幅による遅れなどがある。

このうち、コントロールユニット35における噴射弁部空
気量Q_AINJGの計量、演算遅れ時間をTd、任意のタイミン
グt1での絞り弁開度をTVO1、このTVO1から演算される噴
射弁部空気量をQ_AINJG1、またt1のタイミングよりTdだ
け遅れたタイミングt2での絞り弁開度をTVO2、このTVO2
から演算される噴射弁部空気量をQ_AINJG2として区別す
れば、、絞り弁の開かれる加速度（つまりTVO1＜TVO2と
なる）にはQ_AINJG1＜Q_AINJG2となるので、t2のタイミン
グで演算の終了した噴射弁部空気量Q_AINJG1をそのままt
2のタイミングで与えたのでは、Q_AINJG2−Q_AINJG1の分
だけ燃料が不足して、空燃比がリーンになるのである。
この場合、加速の程度に比例してTVO1とTVO2の差が大き
くなるので、その分燃料の不足分も大きい。

また、噴射弁からの燃料は、機関回転に同期させたタイ
ミングで噴射が開始されるため、演算遅れなく噴射弁部
空気量Q_AINJGを求めえたとしても、その演算終了のタイ
ミングから次の噴射タイミングまでに待ち時間Ttがあれ
ば、この時間待って噴射が開始される。Ttだけ時間的に
前の状態に対応する燃料量が噴き始められるのである。
次の噴射開始タイミングを待つあいだも、加速時であれ
ば噴射弁部空気量の要求値が増え続けるのであるから、
噴射開始を待つことによる遅れの分だけ燃料が不足する
わけである。

さらに、燃料はその要求値を噴射開始と同時に瞬時に噴
き終えるのが理想である。しかしながら、燃料噴射量が
噴射パルス幅Tiの長さによって調整されるときは、一瞬
に噴き終わることができないので、噴射パルス幅Tiの分
だけ噴射終了が遅くなる（この場合の遅れは噴射終了の
遅れともいうべきもの）。この場合に、高負荷になるほ
ど噴射パルス幅Tiが長くなり、そのぶん噴射終了の遅れ
も大きい。

さらにまた、空気中に飛び出した噴射燃料が空気とのせ
ん断力によって微粒化が進み空気と混合するまでは、空
気流れと同じスピードで移動することができずに遅れが
生じる。この遅れが燃料の移動遅れであり、低温時や高
負荷時に大きく、また燃料性状が重質であるほどこの移
動遅れも大きい。

こうした噴射弁部空気量Q_AINJGの計量、演算から燃料の
噴射終了までの時間的な遅れに、さらには噴射燃料と空
気との混合に伴う遅れについても対処するため、コント
ロールユニット35では、噴射弁部空気量を、 Q_AINJH＝Q_AINJG＋（Q_AINJG−Q_AINJG-1）×ａ …（9A） ａ＝（Td＋Tt＋Tv＋Ti）/l …（9B） ただし、Q_AINJG-1:前回演算時のQ_AINJG a:噴射遅れ係数 Td:計量、演算遅れ時間 Tt:噴射待ち時間 Tv:燃料の移動時間 Ti:噴射パルス幅（前回の演算によるもの） l:演算周期 の式で補正し（第３図（Ｂ）のステップ64,65）、その
補正後の噴射弁部空気量Q_AINJHから基本パルス幅Tpを、
上記の（５）式に代えて、 Tp＝Q_AINJH×TFBYA×Ｋ …（5A） ただし、TFBYA:目標空燃比 K:噴射弁特性に基づく定数 の式により計算する（第９図のステップ151）。

（9A）式により、加速時は右辺第２項の分だけ多く見積
もり、減速時には右辺第２項の分だけ少なく見積もるわ
けである。

ここで、（9A）、（9B）式は次のようにして導びかれ
る。

加速時においては、Q_AINJGが増加してゆくわけである
が、第10図において、いまQ_AINJGの演算を開始したタイ
ミングがｎであったとして、演算周期ｌがある程度短け
れば、ｎの近傍では噴射弁部空気量の増加をほぼ直線で
近似することができる（一点鎖線参照）。この場合に、
演算遅れがあるときは、ｎのタイミングより演算遅れ時
間Tdだけ遅れたタイミングが演算終了のタイミングであ
る。また、ｎのタイミングより演算周期ｌだけ前のｎ−
１のタイミングでのQ_AINJGがQ_AINJG-1である。

これに対して、Q_AINJGの演算遅れがないときの噴射弁部
空気量を真の噴射弁部空気量とすれば、この真の噴射弁
部空気量は、演算遅れのある噴射弁部空気量の直線を上
方にΔだけ水平移動させた直線で扱える（実線参照）。

この場合に、ｎのタイミングでの真の噴射弁部空気量Q
_AINJGHを求めることを考えると、Q_AINJGHは Q_AINJGH＝Q_AINJG＋Δ …（9a） である。

ここで、所定値Δは演算開始から演算終了までの時間Td
に直線の傾きを乗算した値であるから、次の式で与える
ことができる。

Δ＝Td×（Q_AINJG−Q_AINJG-1）/l ＝（Q_AINJG−Q_AINJG-1）×（Td/l） …（9b） （9a）式と（9bC）式からΔを消去すると、 Q_AINJGH＝Q_AINJG＋（Q_AINJG−Q_AINJG-1）×（Td/l） …
（9c） の式がえられる。

このようにして、Q_AINJGの演算遅れがあるときは、（9
c）式によって、真の噴射弁部空気量が与えられること
になる。

次に、演算後の各遅れ（噴射開始待ちによる遅れ、噴射
終了の遅れおよび燃料の移動遅れ）についても、演算遅
れと同様に扱えるので、その各遅れ時間（Tt,TiおよびT
v）を演算遅れ時間Tdに加算すればよい、つまり、 トータルの遅れ時間＝Td＋Tt＋Tv＋Ti の式で計算される時間を、（9c）式のTdと入れ替えるこ
とで、 Q_AINJGH＝Q_AINJG＋（Q_AINJG−Q_AINJG-1） ×（トータルの遅れ時間/l） …（9d） の式が得られる。

ここで、（9d）式において（トータルの遅れ時間/l）の
値をあらためて噴射遅れ係数ａで定義すれば、上記の
（9A），（9B）式が得られるのである。

上記の計量、演算遅れ時間Tdは、マイクロコンピュータ
が異なると相違し、また噴射開始の待ち時間Ttは、機関
と燃料噴射装置の組み合わせよっては相違することがあ
る。燃料の移動時間Tvも燃料性状により相違することが
ある。ただし、マイクロコンピュータ、機関と燃料噴射
装置の組み合わせおよび燃料性状が決まれば、Td＋Tt＋
Tvの値はぼぼ一定である。トータルの遅れ時間に対する
Tiの寄与割合がそれほど大きくなければ、近似的にこれ
も一定値とすることができる。

次に過渡時におけるこの実施例による作用を説明する
と、Q_AINJGの計量、演算遅れ、演算終了から噴射開始を
待つことによる遅れ、噴射を開始しても噴射終了が長引
くことによる遅れなどがあると、これらが組み合わさっ
た時間だけの噴射遅れが生じ、この噴射遅れの分だけ加
速時には空燃比がリーンに、また減速時はリッチにな
る。

この場合に、この例では、加速時に噴射遅れに見合った
分だけ多い噴射弁部空気量が上記（9A）式右辺第２項に
より見積もられ、この多く見積もった分だけ余分に燃料
増量されるので、空燃比が目標値からはずれてリーンに
なることがない。

たとえばQ_AINJGの演算遅れによって、加速時には第10図
に示したようにｎのタイミングにおいて真の噴射弁部空
気量より所定値Δだけ少ない噴射弁部空気量を求めるこ
とになってしまうのであるが、このΔは、あらかじめ与
えられる計量、演算遅れ時間Tdと、演算周期ｌ当たりの
Q_AINJGの変化量とを用いて、 Δ＝Td×（Q_AINJG−Q_AINJG-1）/l …（9E） の式で求められる。計量、演算遅れ時間Tdが大きくなる
ほど、また演算周期ｌ当たりのQ_AINJGの変化量が大きく
なるほど、大きな値のΔが求められるのである。つま
り、（9E）のΔをQ_AINJGに加えることは、第10図におい
て演算遅れのある噴射弁部空気量の特性（一点鎖線）を
時間的に実線の位置まで進める操作を意味し、この進め
られた実線特性は真の噴射弁部空気量を与えるのであ
る。

一方、減速時には噴射遅れに見合った分だけ少なく噴射
弁部空気量が見積もられ、この少なく見積もった分だけ
余分に燃料減量されるので、空燃比が目標値からはずれ
てリッチになることもない。

次に、システムの全体を概説すると、第３図のルーチン
は基本パルス幅Tpの、第９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KATHOS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、実効パルス幅Teは下式（４）
にて演算される（第９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９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_AINJGH×TFBYA×Ｋ …（5A） ただし、Q_AINJGH:噴射遅れ補正後の噴射弁部空気量（m
g） 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は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（ステップ54,42）。

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_AINJGが求められた
ので、次にはこのQ_AINJGが噴射遅れに関する下式（9
A），（9B）により補正される（ステップ64,65）。

Q_AINJGH＝Q_AINJG＋（Q_AINJG−Q_AINJG-1）×ａ …（9A） ａ＝（Td＋Tt＋Tv＋Ti）/l …（9B） ただし、a:噴射遅れ係数 Td:計量、演算遅れ時間 Tt:噴射待ち時間 Tv:燃料の移動時間 Ti:噴射パルス幅（前回の演算によるもの） l:演算周期 である。

すなわち、噴射遅れ時間には噴射弁部空気量Q_AINJGの演
算遅れ時間Td（時定数相当）、燃料を噴射するまでの待
ち時間Tt、噴射燃料の移動時間Tv、噴射パルス幅Tiがあ
り、これらのトータルの遅れ時間の分だけQ_AINJGが加速
時には増量補正され、減速時には減量補正される。

なお、第３図（Ｂ）のステップ64,65で求めたQ_AINJGHを
用いて基本パルス幅Tpを演算する点が本発明の特徴部分
でありその内容については前述した。

そして、噴射遅れ補正後の噴射弁部空気量Q_AINJGHが求
められたので、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68に
て使用されるKATHOS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、吸気系燃料の平衡付着量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） KMF＝（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101,132〜143）。

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をパラメータとして
それぞれテーブル検索により求められる。第９図，第10
図はMFHQn,MFHNnの内容を説明する線図である。

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（ステ
ップ132,138、137,138）。また、燃料カット中はMFH＝F
CMFH（一定値）とする（ステップ131,144）。

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９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誤
差を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いあっては、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（VM
F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
のである。なお、目標空燃比TFBYAに応じても補正する
ようにしてあり、減速補正率GHFQ_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を用いて最終的に過渡補
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（具体的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については定常時にのみ、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119,107）。

また、上記第２の先願装置のようにＬ−ジェトロニック
方式かつMPIの場合にも上記の噴射遅れが生じるので、
この場合にも本発明を適用することができる。

この場合には、空気量センサにて得られる空気量（絞り
弁部の空気量にほぼ等しい。）に応答遅れ補正を行った
後で、その応答遅れ補正後の空気量Q_Aからシリンダ空気
量Q_CYLを次式（21） Q_CYL＝Q_A×ｍ＋Q_CYL-1×（１−ｍ） …（21） ただし、m:加重係数 にて求め、このシリンダ空気量Q_CYLを噴射弁部空気量Q
_AINJGにほぼ等しいとみなし、この噴射弁部空気量Q
_AINJGに対して、前述した噴射遅れ補正を行うのであ
る。

したがって、この発明はα−Ｎ方式かつSPIとＬ−ジェ
トロニック方式かつMPIとを共通化することができるも
のであり、開発工数を低減することができるという効果
も生じる。なお、Ｄ−ジェトロニック方式では吸気管圧
力P_Bからシリンダ空気量Q_CYLを求めればよい。

（発明の効果） 以上説明したように、この発明では基本的な燃料噴射量
を演算する手段と、機関回転数、機関負荷及び機関温度
に基づいて吸気系燃料の平衡付着量を演算する手段と、
この平衡付着量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を演算する手段と、この
偏差を燃料噴射量の補正にどの程度反映させるかを示す
分量割合を、機関回転数、機関負荷および機関温度に基
づいて演算する手段と、この分量割合と前記偏差とに基
づいて付着速度を演算する手段と、この付着速度と前回
演算された付着量とを燃料噴射に同期して加算し、該加
算値で付着量を更新する手段と、前記付着速度にて前記
基本噴射量を補正して燃料噴射量を演算する手段と、こ
の噴射量に応じた噴射信号にて燃料噴射弁を駆動する手
段とを備える内燃機関の燃料制御装置において、前記基
本噴射量演算手段は、前記燃料噴射弁部を通過する空気
量を運転状態に基づいて演算する手段と、この噴射弁部
空気量をその変化量と噴射遅れ時間に応じて補正する手
段と、この補正された噴射弁部空気量に応じて基本的な
燃料噴射量を演算する手段とからなるので、噴射弁部空
気量の計量、演算遅れ、演算終了から噴射開始を待つま
での遅れ、噴射を開始しても噴射終了が長引くことによ
る遅れなどによる噴射遅れがあっても、空燃比が目標値
からはずれて加速時にリーンになったり、減速時にリッ
チになったりすることがない。

【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の機関の機械的な構成を表す概略図、第３図ない
し第７図および第９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である。 第８図は過渡時の空気量変化を示す特性線図、第10図は
Q_AINJGの計量、演算遅れを説明するための特性図であ
る。 １……運転状態検出手段、２……基本噴射量演算手段、
2A……噴射弁部空気量演算手段、2B……噴射遅れ補正手
段、2C……基本噴射量演算手段、３……平衡付着量演算
手段、４……偏差演算手段、５……分量割合演算手段、
６……付着速度演算手段、７……付着量演算手段、８…
…燃料噴射量演算手段、９……駆動手段、10……燃料噴
射弁、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。

フロントページの続き (72)発明者 内田 正明 神奈川県横浜市神奈川区宝町２番地 日産 自動車株式会社内 (56)参考文献 特開 昭60−162027（ＪＰ，Ａ) 特開 昭58−48739（ＪＰ，Ａ)

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】基本的な燃料噴射量を演算する手段と、機
   関回転数、機関負荷及び機関温度に基づいて吸気系燃料
   の平衡付着量を演算する手段と、この平衡付着量とこの
   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
   との偏差を演算する手段と、この偏差を燃料噴射量の補
   正にどの程度反映させるかを示す分量割合を、機関回転
   数、機関負荷および機関温度に基づいて演算する手段
   と、この分量割合と前記偏差とに基づいて付着速度を演
   算する手段と、この付着速度と前回演算された付着量と
   を燃料噴射に同期して加算し、該加算値で付着量を更新
   する手段と、前記付着速度にて前記基本噴射量を補正し
   て燃料噴射量を演算する手段と、この噴射量に応じた噴
   射信号にて燃料噴射弁を駆動する手段とを備える内燃機
   関の燃料制御装置において、 前記基本噴射量演算手段は、前記燃料噴射弁部を通過す
   る空気量を運転状態に基づいて演算する手段と、この噴
   射弁部空気量をその変化量と噴射遅れ時間に応じて補正
   する手段と、この補正された噴射弁部空気量に応じて基
   本的な燃料噴射量を演算する手段とからなることを特徴
   とする内燃機関の燃料制御装置。