JPH0749787B2 - 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、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されるのではなく、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。

そこで、吸気系の付着燃料が定常運転時に平衡状態とな
る量（この定常時付着量を以下「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、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を演算値MFとの偏差
（MFH−MF）を求め、この偏差（MFH−MF）に基づいて、
空気流量センサより得た基本噴射量を補正するようにし
た装置を本出願人が提案している（特願昭60−243605号
参照）。

なお、この先に提案した第１の先願装置と本願とでは付
着量に関しての記号と名称が異なっているため、本願の
記号と名称にしたがうが、基本的な考え方はそっくり同
じである。

ここで、平衡付着量MFHの挙動を簡単に述べると、機関
負荷、機関回転数Ｎ、機関温度をパラメータとする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
MFH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、
加速時には偏差（MFH−MF）のずれが生じ、このずれ分
だけの燃料が付着量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付着速度VMFを補正量としてやる
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（クランク角の基準位置信号のこ
と）同期であるから、（7B）式のVMFは単位周期当り
（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は次式により燃料噴射に同期して前
回演算された付着量（MF_-1Ref）に加算し、該加算値で
付着量MFを更新する。

MF＝MF_-1Ref＋VMF …（7C） ただし、MF_-1Ref:前回のMF 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。内容的には（7B）式右辺のMFの値
を（7C）式右辺のMF_-1Refに入れて、（7C）式左辺のMF
を得る。そして、（7C）式左辺のMFを次回の噴射時に
（7B）式右辺でひたたび使うわけである。

このようにして付着速度VMFを求め、このVMFを基本パル
ス幅Tpに加算することで、燃料遅れの原因となる付着燃
料の挙動を精度良くとらえることができるのである。

しかしながら、上記第１の先願装置において実験を行っ
てみると、加速時やエアコンディショナの作動時等の割
込み噴射直後に空燃比が過濃となる現象が生じた。これ
は、割込み噴射量の一部が燃料壁流（つまり付着量）と
なって付着量を増加させるので、その増加分だけ割込み
噴射直後には付着速度VMFの見積もり過ぎとなり、これ
により補正過多となって空燃比が一時的にリッチ化する
からである。この空燃比のリッチ化によって、空燃比を
理論空燃比に制御しているときであれば、HC,COの排出
量が増加する。

この発明は前記第１の先願装置を改良するもので、割込
み噴射に同期して割込み噴射量と付着量とを加算し、該
加算値で付着量を更新することにより、割込み噴射直後
にも一時的に補正過多とならない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） 特許請求の範囲第１項に記載された発明では、第１図に
示すように、運転状態に応じた基本的な燃料噴射量Tpを
演算する手段１と、吸気系燃料の平衡付着量MFH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２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との偏差（MFH−MF）
を演算する手段３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４と、この分量割合KMFと前記偏差（MFH−M
F）とに基づいて付着速度VMFを演算する手段５と、この
付着速度VMFと前回演算された付着量MF_-1Ref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６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７と、この噴射量に応じ
かつ機関回転に同期させた噴射信号にて燃料噴射弁８を
駆動する手段９と、運転状態に応じた割込み噴射量WARI
KOMIを演算する手段10と、この割込み噴射量に応じた噴
射信号にて燃料噴射弁８を駆動する手段11と、前記割込
み噴射量WARIKOMIを付着割合τで減量した値と前記付着
量MFとを割込み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12とを設けた。

特許請求の範囲第２項に記載された実施態様は、特許請
求の範囲第１項に記載された発明において、前記燃料噴
射弁９を吸気絞り弁の近傍に設けるとともに、前記基本
噴射量演算手段が、絞り弁開度TVOと機関回転数Ｎに基
づいて前記絞り弁部の平衡流量Q_Hを演算する手段と、こ
の平衡流量Q_Hに対し１次遅れで変化する量をシリンダ空
気量Q_CYLとして演算する手段と、このシリンダ空気量Q
_CYLの変化量からマニホールド空気変化量DCMを演算する
手段と、このマニホールド空気変化量DCM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を演算する手段と、この噴射弁部空気量Q_AINJに比
例させて基本噴射量Tpを演算する手段とからなる。

特許請求の範囲第３項に記載された実施態様は、特許請
求の範囲第１項に記載された発明または特許請求の範囲
第２項に記載された実施態様において、前記付着割合τ
を冷却水温Twが低くなるほど大きくなる値で設定する。

特許請求の範囲第４項に記載された実施態様は、特許請
求の範囲特許請求の範囲第１項に記載された発明、特許
請求の範囲第２項に記載された実施態様、特許請求の範
囲第３項に記載された実施態様のいずれか一つにおい
て、前記付着割合τを機関負荷と機関回転数Ｎをパラメ
ータとして設定する。

（作用） 機関回転に同期させた燃料噴射に対してだけ、その燃料
噴射に同期して付着量MFを演算する場合に、その燃料噴
射とは関係なく割込み噴射が実行されるときは、割込み
噴射量のうちから燃料壁流（つまり付着量）になる分が
あるので、その分だけ付着量MFの見積もりが不足する。
このMFの見積もり不足により、割込み噴射直後の機関回
転に同期した噴射タイミングで付着速度VMFが過多とな
り、空燃比がリッチ化する。

これに対して特許請求の範囲第１項に記載された発明で
は、割込み噴射に同期して割込み噴射量を付着割合τで
減量した値と付着量MFとが加算され、該加算値で付着量
MFが更新される。このMFの増量側への更新によって、割
込み噴射直後の機関回転に同期した噴射タイミングにお
いて偏差（MFH−MF）が小さくなり付着速度VMFが減量さ
れることから、割込み噴射直後の空燃比の一時的なリッ
チ化が防止される。

特許請求の範囲第２項に記載された実施態様では、後述
するα−Ｎ方式かつSPIにつき、次のようにして基本噴
射量Tpが演算される。

α−Ｎ方式かつSPIのときは、加速時に絞り弁部の平衡
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、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を近似することができる。

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Q_AINJとのあいだにずれが生じる。このずれ
は、マニホールド内の空気変化によるものであり、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、シリンダ空気量Q
_CYLと絞り弁部を通過する空気量Q_AINJが一致するわけで
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。

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。

このようにして得た噴射弁部空気量Q_AINJに比例させて
基本噴射量Tpを演算することで、燃料遅れがないとした
ときは、過渡時にも所望の基本空燃比が得られる。

割込み噴射量からの付着量への寄与分は冷却水温Twが低
くなるほど大きくなるので、その寄与分を決定するため
の付着割合τが一定値である場合に、そのτの値を暖機
後にマッチングしているときは、冷間始動直後における
割込み噴射タイミングにおいて、MFが実際より少なく見
積もられる結果、冷間始動直後における割込み噴射直後
に空燃比がリッチ化する。また、付着割合τが一定値で
ある場合に、そのτの値を冷間時にマッチングしている
ときは、暖機後における割込み噴射直後に空燃比がリー
ン化する。このとき、特許請求の範囲第３項に記載され
た実施態様は、付着割合τが冷却水温Twが低くなるほど
大きくなる値で設定されるので、割込み噴射タイミング
での実際の冷却水温に応じたMFが過不足なく見積もられ
る。これによって、吸気系燃料の実際の水温挙動に合致
させた制御が可能となり、冷間始動直後、暖機後にかか
わらず、割込み噴射直後に空燃比がリッチ化したりリー
ン化することがない。

特許請求の範囲第４項に記載された実施態様では、付着
割合τが機関負荷と機関回転数Ｎをパラメータとして設
定されるので、割込み噴射タイミングにおける機関負荷
と機関回転数Ｎが相違しても、割込み噴射直後に空燃比
がリッチ化したりリーン化することがない。

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10図を参照しながら、ま
た割込み噴射については第11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10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、また第12図が割込み噴射を実行す
るためのルーンである。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、機関回転に同期させた
噴射に関する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、本出願人が、特願昭61−181102号を提案してお
り、この第２の先願装置によれば、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。

この第２の先願装置における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は一定の式で与えられことが知
られているので、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２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１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１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は次式により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10図のステップ153）。

MF＝MF_-1Ref＋VMF …（7C） ただし、MF_-1Ref:前回のMF 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。内容的には（7B）式右辺のMFの値
を（7C）式右辺のMF_-1Refに入れて、（7C）式左辺のMF
を得る。そして、（7C）式左辺のMFを次回の噴射時に
（7B）式右辺でふたたび使うわけである。

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12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１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、前記第１の先願装置において実験を行ってみる
と、加速時やエアコンディショナの作動時等の割込み噴
射直後に空燃比が過濃となる現象が生じた。これは、割
込み噴射量の一部が燃料壁流（つまり付着量）となって
付着量を増加させるので、その増加分だけ割込み噴射直
後には付着速度VMFの見積もり過ぎとなり、これにより
補正過多となって空燃比が一時的にリッチ化するからで
ある。これに対処するため、コントロールユニット35で
は、割込み噴射に同期して割込み噴射量と付着量MFとを
加算し、該加算値で付着量MFを更新する。詳細には、割
込み噴射タイミングに同期して、MFを、 MF＝MF＋τ×WARIKOMI …（11） ただし、WARIKOMI:割込み噴射量 τ：付着割合 の式によって更新しておき（第11図のステップ164）、
割込み噴射直後の、機関回転に同期させた燃料噴射のタ
イミングで、（11）式左辺のMFを上記の（7B）式右辺の
MFに入れてVMFを演算する。すなわち、割込み噴射が行
われると、吸気系燃料の付着量が一時的に増加するの
で、この増加分であるτ×WARIKOMIをMFに加えた値を割
込み噴射のタイミングであらためてMFとしておけば、割
込み噴射があってもMFにずれを生じることがなくなり、
実際の吸気系燃料の挙動と一致することになるわけであ
る。

（11）式において、割込み噴射量WARIKOMIはそのすべて
が気流にのって機関シリンダに吸入されるのでなく、そ
の一部が付着量に付与することになるので、WARIKOMIの
うち付着量に寄与する分のみを導入するため、τ（1.0
よりも小さな値）を導入している。

このτは機関負荷，回転数N,冷却水温Tw,吸気温等に支
配される値であるので、機関負荷としての絞り弁開度TV
O,回転数N,冷却水温Twをパラメータとして演算する（第
11図のステップ163）。たとえば、Twとの関係ではTwが
低くなるほど吸気管壁等への付着する割合が多くなるの
でτは大きくなる。また回転数と機関負荷に対しての一
般的傾向はなく、わずかに吸気管形状により相違するこ
とが認められている。

したがって、τを定めるについてはマッチングにより個
々的に行う。たとえば、Twを一定として回転数Ｎを異な
らせた場合の絞り弁開度TVOに対するτの特性を第９図
に示す。τの演算には第９図を内容とするテーブルを検
索することにより求める手法を用いるとよい。

なお、上記（11）式の割込み噴射量WARIKOMIの演算につ
いては従来と同様である。たとえば、加速時を判定する
と、そのときの絞り弁開度の変化程度ｄ（TVO）/dtとTw
をパラメータとして第８図を内容とするマップを検索し
て割込み噴射量WARIKOMIを求め、これを出力レジスタに
移して即座に割込み噴射を実行する。（第11図のステッ
プ161,162）。ここに、Twが低いほど、また加速程度が
大きいほど噴射量を多くしている。また、エアコンディ
ショナの作動時や燃料カットからのリカバリー時等には
一定量の噴射量となる。

このように構成された場合の急加速時の作用を第12図を
参照しながら説明すると、同図は、急加速時に１回の割
込み噴射が実行されたときの波形図である。

同図において、急加速時の前後で平衡付着量MFH、有効
パルス幅Te、付着速度VMFおよび付着量MFの値を区別す
るため、急加速前の値に１を、急加速後の値に２を付け
ると、前記第１の先願装置においては、急加速直後のRe
f信号の立ち上がりのタイミングで、付着速度がVMF2が VMF2＝（MFH2−MF2）×KMF …（12） の式により演算され、この付着速度VMF2を用いて Te2＝Tp＋VMF2 …（13） の式により有効パルス幅Te2が求められ、この有効パル
ス幅Te2のあいだ噴射弁が開かれる。

ただし、（13）式は後述する（４）式より得られるもの
であるが、簡単のため（４）式において、KBLRC＝KBTLR
C＝LAMBDA＝1.0としている。また、加速時にはGHF＝1.0
よりKATHOS＝VMFとなる。

一方、Te2の噴射タイミングで、 MF2＝MF1＋VMF2 …（14） の式により、前回の付着量MF1（＝MF_-1Ref）に付着速度
VMF2が加算されて今回の付着量MFが求められる。

この場合に、Te2の噴射の手前で割込み噴射がなされて
いるのに、割込み噴射量が考慮されることのない前記第
１の先願装置では、この割込み噴射の分が誤差として
（14）式右辺のMF1に生じる。

これに対してこの例では、割込み噴射のタイミングで、 MF1＝MF1＋τ×WARIKOMI …（15） の式により、割込み噴射量のうちから付着量となる分
（τ×WARIKOMI）だけ多くMF1が書き換えられる。第12
図に示したように、割込み噴射のタイミングで、τ×WA
RIKOMIの分だけMF1がかさ上げされるわけで（一点鎖線
参照）、このかさ上げされたMF1が上記の（14）式にお
いて用いられると、（14）式、（12）式より最終的に
（12）式左辺のVMF2が小さくなり、これによってTe2が
前記第１の先願装置におけるよりも小さくなるので（一
点鎖線参照）、割込み噴射直後の空燃比の一時的なリッ
チ化が防止される。この空燃比のリッチ化の防止によ
り、割込み噴射直後のHC、COの排出量の増加が避けられ
る。

また、割込み噴射量のうち付着量への寄与分は冷却水温
Twが低くなるほど大きくなるので、その寄与分を決定す
るための付着割合τが一定値である場合に、そのτの値
を暖機後にマッチングしているときは、冷間始動直後の
割込み噴射タイミングにおいて、（15）式左辺のMF1が
実際より少なく見積もられる結果、MF2の減少→VMF2の
増加となって、冷間始動直後の割込み噴射直後に空燃比
がリッチ化する。また、付着割合τが一定値である場合
に、そのτの値を冷間時にマッチングしているときは、
暖機後のる割込み噴射直後に空燃比がリーン化する。

、これに対してこの例ではτを、機関負荷と回転数Ｎが
同じであれば、冷却水温Twが低くなるほど大きくなる値
で設定しているので、割込み噴射タイミングで（15）式
左辺のMF1がそのときの冷却水温に応じて過不足なく見
積もられる結果、吸気系燃料の実際の水温挙動に合致さ
せた制御が可能となり、冷間始動直後、暖機後にかかわ
らず、割込み噴射直後に空燃比がリッチ化したりリーン
化することがない。

同様にして、この例ではτを、機関負荷と回転数Ｎをも
パラメータとして設定しているので、割込み噴射タイミ
ングにおける負荷と回転数Ｎが相違しても、割込み噴射
直後に空燃比がリッチ化したりリーン化することがな
い。

次に、この発明の第２実施例として前式（11）の替わり
に次式（21）を用いる場合を示す。

MFH＝MFH−τ×WARIKOMI …（21） 詳細には、第11図に示したように、割込み噴射タイミン
グで演算したτとWARIKOMIをメモリに記憶しておき、第
12図に示した例であれば、Te2の噴射タイミング直前の
クロック同期のタイミングt1で、第４図に示すKATHOSの
サブルーチンが走る際に、このサブルーチンのステップ
101で演算した平衡付着量MFHを（21）式右辺のMFHに入
れて右辺の値を計算し（τとWARIKOMIはメモリより読み
出して右辺に入れる）、その計算結果をあらためてMFH
とおくのである。

これは、付着速度VMFを、VMF＝（MFH−MF）×KMFの式に
より演算するのであるから、割込み噴射による付着量へ
の寄与分（τ×WARIKOMI）を付着量MFに加算すること
と、平衡付着量MFHから割込み噴射による付着量への寄
与分を減算することとは、付着速度VMFを演算する上で
ほぼ等価であるとみなせるからである。このため、この
実施例にても第１実施例と同様の作用効果を奏するもの
である。

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12図は最終的な噴射パルス幅Ti
の演算を行う部分で、それぞれ第１図の手段1,7の機能
に相当する。

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12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10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化してい
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（6G），（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_AINJ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66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の他、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Tw₀〜Tw₅（Tw₀＞…＞Tw₅）毎にQ_AINJとＮをパラメ
ータとして基準温度Twn（＝０〜５）における平衡付着
量MFHTwn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,T
wn,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。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10図のステップ153）。

次に、分量割合KMFは、この例ではAADNV,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V
MF,N,ブースト圧変化量のハイパス値DBOST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、
また過渡初期にも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、に対してはブース
ト補正率KMFDBTにより、に対しては回転補正率KMFNに
より、またに対してはKMFVMFにより個々に解消しよう
とするものである。

なお、３つの係数KMFVMF,KMFN,KMFDBTについては、本願
とほぼ同時期に提案した他の出願（特願昭61−183056）
に詳しいので、簡単に触れておくと、 KMFDBTはハイパス値DBOSTをパラメータとしてテーブ
ル検索により KMFNは回転数Ｎをパラメータとしてテーブル検索によ
り KMFVMFはVMF_-1をパラメータとしてテーブル検索によ
り それぞれ求められる。

このようにして、分量割合KMFは、機関負荷としてのAAD
NV、機関温度としてのTw、機関回転数Ｎに基づいて、さ
らにハイパス値DBOSTと付着速度（VMF_-1）に基づいても
演算されるのである。

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（ステップ131）。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のである。

また、補正率GHFFBYAは目標空燃比TFBYAが基本空燃比よ
りも希薄である運転時に補正過多となる傾向を生じるの
に対して導入された値であり、目標空燃比TFBYAに応じ
て演算される（ステップ132〜134）。これがこの発明の
特徴部分であることは前述した通りである。

なお、減速補正率GHFQ_CYLはQ_CYLを、空燃比補正率GHFFB
YA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）。

（発明の効果） 以上説明したように、特許請求の範囲第１項に記載され
た発明では、運転状態に応じた基本的な燃料噴射量を演
算する手段と、吸気系燃料の平衡付着量を機関回転数、
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
噴射量に応じかつ機関回転に同期させた噴射信号にて燃
料噴射弁を駆動する手段と、運転状態に応じた割込み噴
射量を演算する手段と、この割込み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、前記割込み噴射
量を付着割合で減量した値と前記付着量とを割込み噴射
に同期して加算し、該加算値で付着量を更新する手段と
を設けたので、割込み噴射直後の空燃比の一時的なリッ
チ化を防止することができる。

特許請求の範囲第２項に記載された実施態様では、特許
請求の範囲第１項に記載された発明において、前記燃料
噴射弁を吸気絞り弁の近傍に設けるとともに、前記基本
噴射量演算手段が、絞り弁開度と機関回転数に基づいて
前記絞り弁部の平衡流量を演算する手段と、この平衡流
量に対し１次遅れで変化する量をシリンダ空気量として
演算する手段と、このシリンダ空気量の変化量からマニ
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、この噴射弁部
空気量に比例させて基本噴射量を演算する手段とからな
るので、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、燃料遅れがないとしたとき
は、過渡時にかかわらず基本空燃比が精度よく得られ
る。

特許請求の範囲第３項に記載された実施態様は、特許請
求の範囲第１項に記載された発明または特許請求の範囲
第２項に記載された実施態様において、前記付着割合を
冷却水温が低くなるほど大きくなる値で設定するので、
吸気系燃料の実際の水温挙動に合致させた制御が可能と
なり、冷間始動直後、暖機後にかかわらず、急加速によ
る割込み噴射直後に空燃比がリッチ化したりリーン化す
ることがない。

特許請求の範囲第４項に記載された実施態様は、特許請
求の範囲第１項に記載された発明、特許請求の範囲第２
項に記載された実施態様、特許請求の範囲第３項に記載
された実施態様のいずれか一つにおいて、前記付着割合
を機関負荷と機関回転数をパラメータとして設定するの
で、割込み噴射タイミングで機関負荷と機関回転数が相
違しても、急加速による割込み噴射直後に空燃比がリッ
チ化したりリーン化することがない。

【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図ならびに第10図および第11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８図は加速時の割込み噴射量の特性線図、第９
図はこの実施例の付着割合τの内容を説明する特性線図
である。 第12図は急加速時の作用を説明するための波形図であ
る。 １……基本噴射量演算手段、２……平衡付着量演算手
段、３……偏差演算手段、４……分量割合演算手段、５
……付着速度演算手段、６……付着量演算手段、７……
燃料噴射量演算手段、８……燃料噴射弁、９……駆動手
段、10……割込み噴射量演算手段、11……駆動手段、12
……付着量演算手段、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。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 三分 一寛 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56−47638（ＪＰ，Ａ) 特開 昭61−61940（ＪＰ，Ａ) 特開 昭60−162029（ＪＰ，Ａ) 特開 昭57−24426（ＪＰ，Ａ)

Claims (4)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】運転状態に応じた基本的な燃料噴射量を演
   算する手段と、 吸気系燃料の平衡付着量を機関回転数、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、この噴射量に応じかつ機関回転に同
   期させた噴射信号にて燃料噴射弁を駆動する手段と、 運転状態に応じた割込み噴射量を演算する手段と、 この割込み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、 前記割込み噴射量を付着割合で減量した値と前記付着量
   とを割込み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 を設けたことを特徴とする内燃機関の空気量制御装置。
2. 【請求項２】前記燃料噴射弁を吸気絞り弁の近傍に設け
   るとともに、前記基本噴射量演算手段は、絞り弁開度と
   機関回転数に基づいて前記絞り弁部の平衡流量を演算す
   る手段と、この平衡流量に対し１次遅れで変化する量を
   シリンダ空気量として演算する手段と、このシリンダ空
   気量の変化量から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、この噴射弁部空気量に比例させて基本噴射量を
   演算する手段とからなることを特徴とする特許請求の範
   囲第１項に記載の内燃機関の空燃比制御装置。
3. 【請求項３】前記付着割合を冷却水温が低くなるほど大
   きくなる値で設定することを特徴とする特許請求の範囲
   第第１項または第２項に記載の内燃機関の空燃比制御装
   置。
4. 【請求項４】前記付着割合を機関負荷と機関回転数をパ
   ラメータとして設定することを特徴とする特許請求の範
   囲第１項から第３項までのいずれか一つに記載の内燃機
   関の空燃比制御装置。