JPH08144809A - エンジンのアイドル制御方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 （修正有） 【目的】エンジントルクを追従性良く増減させてアイド
ル制御における応答性及び回転収束性の向上を図り、且
つ、適正な学習値を得てアイドル制御（ISC）弁による
吸気量を適正に制御して空燃比制御性の向上を図る。 【構成】エンジンの図示トルクと線形関係にあるとみな
せる行程吸入空気量の目標値を算出し、この目標値から
燃料噴射量算出サブルーチンで燃料噴射量を算出すると
共に、吸気系モデルを用い、スロットルバルブ下流の吸
気管内圧力が前記目標値に対応する目標ブースト圧まで
変化することでチャンバ内に蓄積される空気量とシリン
ダ内に吸入される空気量との和としてISC弁通過空気量Q
iscを算出し、この空気量とISC弁の前後の差圧とに基づ
いて算出したISC弁の基本デューティ比DUTYを、目標ブ
ースト圧と吸気管内圧力との差が許容範囲外のとき更新
される学習値DUTYLRで補正してISC弁に対するデューテ
ィ比DUTYiscを算出する。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本発明は、吸気系モデルを用いて
アイドル時の燃料噴射量に適合する空気量を算出し、こ
の空気量を得るようアイドル制御弁に対する制御量を決
定するエンジンのアイドル制御方法に関し、詳しくは上
記アイドル制御弁の制御量を、アイドル制御弁の生産ば
らつきや劣化を補償した状態で決定するエンジンのアイ
ドル制御方法に関する。

【０００２】

【従来の技術】従来、エンジンのアイドル回転数を負荷
外乱によらず一定に制御する方法として、図３５に示す
ように、エンジン回転数と目標回転数との偏差にＰＩ制
御器（あるいはＰＩＤ制御器）Ａ2によるＰＩ制御（Ｐ
ＩＤ制御）を適用し、このＰＩ制御器Ａ2の操作量とし
て、エンジンＡ1に供給するアイドル空気量を調整する
アイドル制御（ＩＳＣ）弁の弁開度を決定する方法があ
り、ＩＳＣ弁による空気量をエアフローメータＡ3ある
いは吸気管圧力センサ等によって計測し、該吸入空気量
に基づいて燃料噴射量を決定し、この燃料噴射量に応じ
たエンジントルクを発生させて回転数を目標回転数に一
致させるようにしている。

【０００３】このようにエンジントルクを制御してエン
ジン回転数を目標回転数と一致させるアイドル制御で
は、エンジントルクのパラメータが空気と燃料との２要
素が存在するため、負荷変動に対する応答性、回転収束
性に対する要求を十分に満足させることは困難である。
この点、モータの回転数制御であるならば、トルクと線
形関係にある電流をＰ分を主にした古典的なＰＩ制御を
行うことによって解決できるが、この技術をそのままエ
ンジンに採用することはできない。

【０００４】これに対処するに、例えば、特開平４−１
３６４４８号公報には、内燃機関の回転数と吸気管圧力
を計測し、これらの計測値に基づいてアイドル制御弁の
開度を決定するとともに、計測値から吸気管圧力の予測
値を算出し、この予測値に比例した燃料噴射量を算出す
ることにより、アイドル回転数を精度良く一定に維持し
ようとする技術が開示されている。

【０００５】

【発明が解決しようとする課題】ここで、従来のアイド
ル制御においては、操作量（ＩＳＣ弁開度要求）が増加
した後に、エンジントルクが増加するまでの追従遅れが
大きい。すなわち、操作量を増大してＩＳＣ弁の弁開度
（弁開口面積）を増加した後、まず、エンジンのシリン
ダ内（筒内）への空気流入までに遅れがあり、その次
に、筒内に吸入される空気量に見合った燃料量が筒内へ
流入するまでの遅れがある。従って、空気と燃料とが共
に揃い、エンジントルクが増加するまでには、相当大き
な遅れが発生し、応答性及び回転収束性に対する要求を
満足できない。

【０００６】これらの遅れの要因は、以下の４項目が直
列的に影響するためと考えられる。

【０００７】（１）機械的なＩＳＣ弁の応答遅れ （２）ＩＳＣ弁を通過する空気量がシリンダ流入空気量
と等しくなるまでの時間遅れが存在するため、エンジン
トルクが増加するまでに遅れが発生する（吸気チャンバ
への空気充填による遅れ）。 （３）空気量を計測してから燃料噴射量を算出するた
め、計測遅れが存在し、エンジントルクが増加するまで
に遅れが発生する（空気量を計測するセンサの応答遅
れ）。 （４）燃料の吸気ポート壁面等への付着に起因する筒内
への燃料輸送遅れ。

【０００８】前記先行例では、吸気管圧力の予測値を算
出して該予測値に比例した燃料噴射量を算出するように
しているため、上記（３）の計測遅れについては解決す
ることができるものの、上記（１），（２），（４）に
よる遅れについては解決できず、これらの機械的なＩＳ
Ｃ弁の応答遅れ、吸気チャンバへの空気充填遅れ、及び
燃料輸送遅れが直列的に加算されるため、アイドル制御
における応答性及び回転収束性を十分に向上することが
できない。

【０００９】また、アイドル時の回転収束性の問題は、
生産ばらつきに起因する個々のＩＳＣ弁の同一制御量に
対する弁開口面積の相違、ＩＳＣ弁にカーボンが付着し
経時的なカーボン堆積によるＩＳＣ弁の弁開口面積の減
少等の劣化によっても論じられる。この生産ばらつきに
起因するＩＳＣ弁の弁開口面積の相違、及びＩＳＣ弁の
経時的な劣化を、通常のフィードバック制御により補正
しようとすれば、応答遅れが生じ、また応答性を向上さ
せれば制御ハンチングが生じてしまう。このＩＳＣ弁の
生産ばらつきに起因する弁開口面積の相違に対する補
償、及びＩＳＣ弁の劣化補償に関しては、例えば、特開
昭６０−２１２６４８号公報では、アイドル時の目標回
転数と実際の回転数との差に応じて設定するフィードバ
ック補正量と、基準値との定常的な偏差量を算出し、こ
の偏差量に応じて学習値を更新し、上記ＩＳＣ弁に対す
る制御量は、基本制御量に上記学習値を加算して決定す
るようにしている。

【００１０】しかし、上述のようにアイドル制御時に、
エンジントルクを制御する際のパラメータが空気と燃料
との２要素存在しており、従って、アイドル時の吸入空
気量が目標とする吸入空気量に到達しなくても、燃料噴
射量が増量されれば、エンジン回転数は目標回転数に収
束されてしまい、ＩＳＣ弁の生産ばらつきに起因した弁
開口面積の相違あるいはＩＳＣ弁の劣化に対応した適正
な学習値が設定されず、結果として空燃比の悪化を招く
ことになる。

【００１１】本発明は上記事情に鑑みてなされたもの
で、エンジントルクを追従性良く増減させてアイドル制
御における応答性及び回転収束性の向上を図ることがで
き、且つ、適正な学習値を得てアイドル制御弁による吸
気量を適正に制御して空燃比制御性の向上を図ることが
可能なエンジンのアイドル制御方法を提供することを目
的とする。

【００１２】

【課題を解決するための手段】本発明は、エンジンの図
示トルクと線形関係にあるとみなせる物理量の目標値を
アイドル時のエンジン回転数に応じて設定し、上記物理
量の目標値に基づく燃料噴射量に適合するアイドル制御
弁の通過空気量を、スロットルバルブ下流の吸気管内圧
力が上記物理量の目標値に対応する目標ブースト圧まで
変化されることでスロットルバルブ下流からシリンダ直
前までのチャンバ内に蓄積される空気質量と上記シリン
ダ内に吸入される空気質量の和として算出し、上記通過
空気量の算出値と上記アイドル制御弁の前後の差圧とに
基づきアイドル制御弁に対する基本制御量を設定し、予
め設定された学習条件の成立時に目標ブースト圧とスロ
ットルバルブ下流の吸気管内圧力との差が許容範囲を外
れているときに更新される学習値で上記基本制御量を補
正して上記アイドル制御弁に対する制御量を設定するこ
とを特徴とする。

【００１３】

【作用】本発明では、アイドル時のエンジン回転数に応
じてエンジンの図示トルクと線形関係にあるとみなせる
物理量の目標値を設定し、この物理量の目標値に基づく
燃料噴射量に適合するアイドル制御弁の通過空気量を、
吸気系モデルを用い、スロットルバルブ下流からシリン
ダ直前までのチャンバ内圧力に相当するスロットルバル
ブ下流の吸気管内圧力が上記物理量とシリンダ内に吸入
される空気質量の和として算出し、この通過空気質量と
アイドル制御弁の前後の差圧とに基づき設定した基本制
御量を、目標ブースト圧と吸気管内圧力との差が許容範
囲外のとき更新される学習値で補正して、アイドル制御
弁に対する制御量を設定する。

【００１４】

【実施例】以下、図面を参照して本発明の実施例を説明
する。図面は本発明の一実施例に係り、図１及び図２は
アイドル制御基本ルーチンのフローチャート、図３は燃
料噴射量算出サブルーチンのフローチャート、図４はＩ
分移動量算出サブルーチンのフローチャート、図５及び
図６は目標回転数移動量算出サブルーチンのフローチャ
ート、図７は負荷増減移動量算出サブルーチンのフロー
チャート、図８は学習値算出サブルーチンのフローチャ
ート、図９は水温補正値算出サブルーチンのフローチャ
ート、図１０は大気圧算出サブルーチンのフローチャー
ト、図１１は温度関数算出サブルーチンのフローチャー
ト、図１２はエンジン系の概略構成図、図１３はクラン
クロータとクランク角センサの正面図、図１４はカムロ
ータとカム角センサの正面図、図１５は電子制御系の回
路構成図、図１６はアイドル制御のブロック図、図１７
はアイドル制御に係わるＥＣＵの機能構成図、図１８は
Ｇａ−ＮｅマップによるＰ分制御の説明図、図１９はＧ
ａ−ＮｅマップによるＩ分制御の説明図、図２０は低水
温時及び負荷変動時のＧａ−Ｎｅマップの移動を示す説
明図、図２１はＧａ−Ｎｅマップの特性を示す説明図、
図２２はＧａ−Ｎｅマップにおける始動時制御を示す説
明図、図２３は始動時制御とＧａ−Ｎｅマップとの関係
を示す説明図、図２４は行程吸入空気量と吸気管圧力と
の関係を示す説明図、図２５はチャンバモデルの説明
図、図２６はエアコンＯＮ，ＯＦＦ時の回転収束性を示
す説明図、図２７はＤレンジシフト時の回転収束性を示
す説明図、図２８はＰ分の強さと回転数及び吸気管圧力
変動との関係を示す説明図、図２９は始動時の回転変動
を示す説明図、図３０は水温補正によるＩＳＣ弁通過空
気量の目標値及び実測値を示す説明図、図３１は低温始
動時の目標ブースト圧及び実ブースト圧を示す説明図、
図３２はパワーステアリング転舵時の回転収束性を示す
説明図、図３３はＩＳＣ弁の特性変化に対する学習を示
す説明図、図３４は演算式におけるチャンバ容積の値を
変化させた場合の回転変動とＩＳＣ弁開度変化を示す説
明図である。

【００１５】図１２において、符号１はエンジン（図に
おいては水平対向４気筒型エンジンを示す）を示し、こ
のエンジン１には、シリンダヘッド２の吸気ポート２ａ
にインテークマニホルド３が連通され、このインテーク
マニホルド３の上流にエアチャンバ４を介してスロット
ル通路５が連通されている。このスロットル通路５の上
流側には、吸気管６を介してエアクリーナ７が取付けら
れ、このエアクリーナ７が吸入空気の取り入れ口である
エアインテークチャンバ８に連通されている。

【００１６】また、上記排気ポート２ｂにエキゾースト
マニホルド９を介して排気管１０が連通され、この排気
管１０に触媒コンバータ１１が介装されてマフラ１２に
連通されている。一方、上記スロットル通路５にスロッ
トルバルブ５ａが設けられ、このスロットル通路５の直
上流の上記吸気管６にインタークーラ１３が介装され、
さらに、上記吸気管６の上記エアクリーナ７の下流側に
レゾネータチャンバ１４が介装されている。

【００１７】また、上記レゾネータチャンバ１４と上記
インテークマニホルド３とを連通して上記スロットルバ
ルブ５ａの上流側と下流側とをバイパスするバイパス通
路１５に、アイドル空気量を調整するアイドル制御（Ｉ
ＳＣ）弁１６が介装されている。このＩＳＣ弁１６は、
後述する電子制御装置５０（ＥＣＵ；図１５参照）によ
って駆動される高速型のソレノイドバルブであり、本実
施例においては、ロータリ型ソレノイドにバイパス通路
１５の吸入空気通路面積を調整する回動スライダが連設
された構成で、デューティ制御によって回動スライダの
開口面積（弁開度）が制御される。

【００１８】さらに、上記ＩＳＣ弁１６の直下流側に、
吸気圧が負圧のとき開弁し、またターボチャージャ１８
によって過給されて吸気圧が正圧になったとき閉弁する
チェックバルブ１７が介装されている。

【００１９】上記ターボチャージャ１８は、上記吸気管
６の上記レゾネータチャンバ１４の下流側にコンプレッ
サが介装され、タービンが上記排気管１０に介装されて
いる。さらに、上記ターボチャージャ１８のタービンハ
ウジング流入口には、ウエストゲート弁１９が介装さ
れ、このウエストゲート弁１９には、ウエストゲート弁
作動用アクチュエータ２０が連設されている。

【００２０】上記ウエストゲート弁作動用アクチュエー
タ２０は、ダイヤフラムにより２室に仕切られ、一方が
ウエストゲート弁制御用デューティソレノイド弁２１に
連通される圧力室を形成し、他方が上記ウエストゲート
弁１９を閉方向に付勢するスプリングを収納したスプリ
ング室を形成している。

【００２１】上記ウエストゲート弁制御用デューティソ
レノイド弁２１は、上記レゾネータチャンバ１４と上記
吸気管６の上記ターボチャージャ１８のコンプレッサ下
流とを連通する通路に介装されており、ＥＣＵ５０から
出力される制御信号のデューティ比に応じて、上記レゾ
ネータチャンバ１４側の圧力と上記コンプレッサ下流側
の圧力とを調圧し、制御圧として上記ウエストゲート弁
作動用アクチュエータ２０の圧力室に供給する。

【００２２】すなわち、上記ＥＣＵ５０によって上記ウ
エストゲート弁制御用デューティソレノイド弁２１を制
御し、上記ウエストゲート弁作動用アクチュエータ２０
を作動させて上記ウエストゲート弁１９による排気ガス
リリーフを調整することにより、上記ターボチャージャ
１８による過給圧を制御するようになっている。

【００２３】また、上記インテークマニホルド３に吸気
管圧力センサ（絶対圧センサ）２２が通路２３を介して
連通され、さらに、上記インテークマニホルド３の各気
筒の各吸気ポート２ａの直上流側にインジェクタ２５が
臨まされている。また、上記シリンダヘッド２の各気筒
毎に、その先端を燃焼室に露呈する点火プラグ２６が取
付けられ、この点火プラグ２６に連設される点火コイル
２６ａには、イグナイタ２７が接続されている。

【００２４】上記インジェクタ２５には、燃料タンク２
８内に設けたインタンク式の燃料ポンプ２９から燃料フ
ィルタ３０を経て燃料が圧送され、プレッシャレギュレ
ータ３１にてインジェクタ２５への燃料圧力が調圧され
る。

【００２５】また、上記吸気管６の上記エアクリーナ７
の直下流に、ホットワイヤ式あるいはホットフィルム式
などの吸入空気量センサ３２が介装され、上記スロット
ルバルブ５ａに、スロットル開度センサ３３ａとアイド
ルスイッチ３３ｂとを内蔵したスロットルセンサ３３が
連設されている。

【００２６】さらに、上記エンジン１のシリンダブロッ
ク１ａにノックセンサ３４が取付けられるとともに、こ
のシリンダブロック１ａの左右両バンクを連通する冷却
水通路３５に水温センサ３６が臨まされ、上記排気管１
０の上記エキゾーストマニホルド９の集合部にＯ2 セン
サ３７が臨まされている。

【００２７】また、上記シリンダブロック１ａに支承さ
れたクランクシャフト１ｂにクランクロータ３８が軸着
され、このクランクロータ３８の外周に、電磁ピックア
ップなどからなるクランク角センサ３９が対設されてい
る。さらに、上記エンジン１のカムシャフト１ｃに連設
するカムロータ４０に、電磁ピックアップなどからなる
気筒判別用のカム角センサ４１が対設されている。尚、
上記クランク角センサ３９及び上記カム角センサ４１
は、電磁ピックアップなどの磁気センサに限らず、光セ
ンサなどでも良い。

【００２８】上記クランクロータ３８は、図１３に示す
ように、その外周に突起３８ａ，３８ｂ，３８ｃが形成
され、これらの各突起３８ａ，３８ｂ，３８ｃが、各気
筒（＃１，＃２と＃３，＃４）の圧縮上死点前（ＢＴＤ
Ｃ）θ1,θ2,θ3 の位置に形成されており、本実施例に
おいては、θ1 ＝９７°ＣＡ、θ2 ＝６５°ＣＡ、θ3
＝１０°ＣＡである。

【００２９】上記クランクロータ３８の各突起は、上記
クランク角センサ３９によって検出され、ＢＴＤＣ９７
°，６５°，１０°のクランクパルスがエンジン１／２
回転毎（１８０°ＣＡ毎）に出力される。そして、各信
号の入力間隔時間がタイマによって計時され、エンジン
回転数が算出される。

【００３０】また、図１４に示すように、上記カムロー
タ４０の外周には、気筒判別用の突起４０ａ，４０ｂ，
４０ｃが形成され、突起４０ａが＃３，＃４気筒の圧縮
上死点後（ＡＴＤＣ）θ4 の位置に形成され、突起４０
ｂが３個の突起で構成されて最初の突起が＃１気筒のＡ
ＴＤＣθ5 の位置に形成されている。さらに、突起４０
ｃが２個の突起で形成され、最初の突起が＃２気筒のＡ
ＴＤＣθ6 の位置に形成されている。本実施例において
は、θ4 ＝２０°ＣＡ、θ5 ＝５°ＣＡ、θ6＝２０°
ＣＡである。

【００３１】そして、上記カムロータ４０の各突起が上
記カム角センサ４１によって検出され、各気筒の燃焼行
程順を＃１→＃３→＃２→＃４とした場合、この燃焼行
程順と、上記カム角センサ４１からのカムパルスをカウ
ンタによって計数した値とのパターンに基づいて、気筒
判別がなされる。

【００３２】一方、図１５において、符号５０は、エン
ジン系を制御する電子制御装置（ＥＣＵ）５０であり、
このＥＣＵ５０は、燃料噴射制御、点火時期制御などを
行なうメインコンピュータ５１と、ノック検出処理を行
なう専用のサブコンピュータ５２との２つのコンピュー
タを中心として構成され、各部に所定の安定化電源を供
給する定電圧回路５３や各種の周辺回路が組込まれてい
る。

【００３３】上記定電圧回路５３は、ＥＣＵリレー５４
のリレー接点を介してバッテリ５５に接続されており、
このバッテリ５５に、上記ＥＣＵリレー５４のリレーコ
イルがイグニッションスイッチ５６を介して接続され、
イグニッションスイッチ５６がＯＮされてＥＣＵリレー
５４のリレー接点が閉となったとき、各部へ電源を供給
すると共に、上記定電圧回路５３は上記バッテリ５５に
直接接続されており、イグニッションスイッチ５６のＯ
Ｎ，ＯＦＦに拘らず、バックアップＲＡＭ６１にバック
アップ用の電源を供給する。尚、上記バッテリ５５に
は、燃料ポンプリレー５７のリレー接点を介して燃料ポ
ンプ２９が接続されている。

【００３４】上記メインコンピュータ５１は、ＣＰＵ５
８、ＲＯＭ５９、ＲＡＭ６０、上記イグニッションスイ
ッチ５６のＯＮ，ＯＦＦに拘らず上記定電圧回路５３か
ら常時バックアップ電源が供給されてデータを保持する
バックアップＲＡＭ６１、カウンタ・タイマ群６２、シ
リアル通信インターフェースであるＳＣＩ６３、及び、
Ｉ／Ｏインターフェース６４がバスライン６５を介して
接続されたマイクロコンピュータである。

【００３５】尚、上記カウンタ・タイマ群６２は、フリ
ーランカウンタ、カム角センサ信号の入力計数用カウン
タなどの各種カウンタ、燃料噴射タイマ、点火タイマ、
定期割込みを発生させるための定期割込みタイマ、クラ
ンク角センサ信号の入力間隔計時用タイマ、及び、シス
テム異常監視用のウオッチドッグタイマなどの各種タイ
マを便宜上総称するものであり、上記メインコンピュー
タ５１においては、その他、各種のソフトウエアカウン
タ・タイマが用いられる。

【００３６】また、上記サブコンピュータ５２も、上記
メインコンピュータ５１と同様、ＣＰＵ７１、ＲＯＭ７
２、ＲＡＭ７３、カウンタ・タイマ群７４、ＳＣＩ７
５、及び、Ｉ／Ｏインターフェース７６がバスライン７
７を介して接続されたマイクロコンピュータであり、上
記メインコンピュータ５１とサブコンピュータ５２と
は、上記ＳＣＩ６３，７５を介してシリアル通信ライン
により互いに接続されている。

【００３７】上記メインコンピュータ５１のＩ／Ｏイン
ターフェース６４には、入力ポートに、吸入空気量セン
サ３２、スロットル開度センサ３３ａ、水温センサ３
６、Ｏ2センサ３７、吸気管圧力センサ２２、大気圧セ
ンサ４４、車速センサ４２、及び、バッテリ５５が、Ａ
／Ｄ変換器６６を介して接続されるとともに、アイドル
スイッチ３３ｂ、エアコンスイッチ４５、自動変速機の
シフト位置を検出するシフトスイッチ４６、ラジエータ
ファンスイッチ４３、及びクランク角センサ３９、カム
角センサ４１などが接続され、さらに、図示しない各種
センサ及びスイッチ類が接続されている。

【００３８】尚、マニュアルトランスミッション搭載車
（ＭＴ車）の場合は、上記シフトスイッチ４６に代え、
シフト位置がニュートラルを検出するニュートラルスイ
ッチを用いるが、ニュートラルスイッチを省略しても良
い。

【００３９】また、上記Ｉ／Ｏインターフェース６４の
出力ポートには、イグナイタ２７が接続されるととも
に、ＩＳＣ弁１６、インジェクタ２５、燃料ポンプリレ
ー５７のリレーコイル、ウエストゲート弁制御用デュー
ティソレノイド弁２１が駆動回路６７を介して接続され
ており、さらに、図示しない各種のアクチュエータ類が
接続されている。

【００４０】一方、上記サブコンピュータ５２のＩ／Ｏ
インターフェース７６は、入力ポートに、クランク角セ
ンサ３９、カム角センサ４１が接続されるとともに、Ａ
／Ｄ変換器７８、周波数フィルタ７９、アンプ８０を介
してノックセンサ３４が接続されており、上記ノックセ
ンサ３４からのノック検出信号が上記アンプ８０で所定
のレベルに増幅された後に上記周波数フィルタ７９によ
り必要な周波数成分が抽出され、上記Ａ／Ｄ変換器７８
にてデジタル信号に変換されて入力されるようになって
いる。

【００４１】上記メインコンピュータ５１では、各セン
サ類からの検出信号を処理し、燃料噴射量制御、点火時
期制御、アイドル制御などを行い、一方、上記サブコン
ピュータ５２では、エンジン回転数とエンジン負荷とに
基づいてノックセンサ３４からの信号のサンプル区間を
設定し、このサンプル区間でノックセンサ３４からの信
号を高速にＡ／Ｄ変換して振動波形を忠実にデジタルデ
ータに変換し、このデータに基づきノック発生の有無を
判定する。

【００４２】上記サブコンピュータ５２のＩ／Ｏインタ
ーフェース７６の出力ポートは、上記メインコンピュー
タ５１のＩ／Ｏインターフェース６４の入力ポートに接
続されており、上記サブコンピュータ５２でのノック判
定結果がＩ／Ｏインターフェース７６に出力される。そ
して、上記メインコンピュータ５１では、上記サブコン
ピュータ５２からノック発生有りの判定結果が出力され
ると、ＳＣＩ６３を介してシリアル通信ラインよりサブ
コンピュータ５２からノックデータを読込み、このノッ
クデータに基づいて直ちに該当気筒の点火時期を遅ら
せ、ノックを回避する。

【００４３】このようなエンジン制御において、上記メ
インコンピュータ５１では、センサ・スイッチ類からの
信号入力処理、燃料噴射制御、点火時期制御、アイドル
制御に係わる各種ジョブが、一つのオペレーティングシ
ステム（ＯＳ）の管理下で効率的に実行される。このＯ
Ｓは、車輌制御のための各種マネジメント機能、及び、
このマネジメント機能に密着した内部ストラテジーを有
し、各種ジョブを体系的に結合し、等時間間隔処理によ
り各種ジョブを効率的に実行するようになっている。

【００４４】以下、上記メインコンピュータ５１による
アイドル制御について説明する。尚、サブコンピュータ
５２はノック検出処理専用のコンピュータであるため、
その動作説明を省略する。

【００４５】本発明によるアイドル制御は、図１６に示
すように、アイドル回転数の変化に応じてＰＩ制御器に
よってエンジンの図示トルクと線形関係にあるとみなせ
る物理量（行程吸入空気量）の目標値を設定し、この目
標値に基づき燃料噴射量を設定すると共に、この燃料噴
射量に適合したシリンダ吸入空気量を得るよう、上記燃
料噴射量の算出に並行して、吸気系モデル式の計算結果
を用いてＩＳＣ弁１６に対する制御量（ＩＳＣ弁開度）
を決定することで、燃料噴射の遅れをなくして回転収束
性を向上する。

【００４６】一般に、アイドル時の負荷外乱に対する回
転収束性を向上させるためには、より高性能な制御器を
用いる、制御器の操作量に対するエンジントルクの追従
性を向上させるなどの手法が考えられるが、例えばサー
ボモータのように、操作量（電流）に対してトルクの追
従性が良い回転体に対し、負荷外乱に対する回転収束性
を向上させるには、よほどシビアな要求がない限り通常
のＰＩＤ制御で充分であることから、制御器の操作量に
対してエンジントルクの追従性を向上させることができ
れば、古典的なＰＩＤ制御器で十分である。

【００４７】従って、本発明においても古典的なＰＩＤ
制御器（但し、本実施例では、微分計算を含みノイズの
影響を受け易いＤ制御は用いない）を採用し、物理量の
目標値、すなわち、ＰＩ制御器の操作量として、１気筒
の１吸気行程当たりのシリンダ吸入空気質量で定義され
る行程吸入空気量Ｇａ（単位；ｍｇ／ｃｙｃｌｅ）を用
いる。この行程吸入空気量Ｇａは、エンジンの図示トル
クと線形関係にあると考えることができ、後述するよう
に、エンジン回転数をパラメータとして実験的に求めら
れたマップから求められる。

【００４８】そして、アイドル時には、この行程吸入空
気量Ｇａに基いて、計測遅れなく燃料噴射量を算出する
とともに時間遅れを考慮した逆チャンバモデル式を用い
てＩＳＣ弁１６に対する制御量（開度）を算出するよう
にしており、これにより、エンジントルクの追従性を向
上して既存のアイドル制御よりも大幅な回転収束性の向
上を実現することができ、エンストや回転変動によるフ
ィーリングの悪化を招くことなくアイドル回転数を低回
転化して燃費を向上することができる。

【００４９】すなわち、前述のように、アイドル制御に
おける遅れは、（１）機械的なＩＳＣ弁の応答遅れ、
（２）吸気チャンバへの空気充填による遅れ、（３）空
気量を計測するセンサの応答遅れ（計測遅れ）、（４）
燃料の吸気ポート壁面への付着に起因する筒内への燃料
輸送遅れの４つの要因が直列的に影響するが、本発明で
は、アイドル時のエンジン回転数から直接的に、エンジ
ンの図示トルクと線形関係にあるとみなし得る１気筒の
１吸気行程当たりのシリンダ吸入空気質量で定義される
目標行程吸入空気量を設定し、この目標行程吸入空気量
に基づき、燃料噴射量と共にＩＳＣ弁１６に対する制御
量を設定するので、アイドル時には空気量を計測して燃
料噴射量を決定する手法をとらず、（３）の空気量を計
測するセンサの応答遅れについては完全になくすことが
できる。さらに、上記目標行程吸入空気量に基づき、逆
チャンバモデル式を用いてＩＳＣ弁に対する制御量（Ｉ
ＳＣ弁開度）を算出するので、上記（２）の吸気チャン
バへの空気充填による遅れは極微小値とすることができ
る。

【００５０】尚、上記（１）の機械的なＩＳＣ弁の応答
遅れ、及び（４）の輸送遅れについては、高速応答のＩ
ＳＣ弁及び壁面燃料付着の少ないインジェクタを採用す
るとしても、これらの遅れをゼロにすることは不可能で
ある。しかし、本発明では、エンジン回転数に応じて設
定した目標行程吸入空気量に基づき、燃料噴射量を設定
すると共にＩＳＣ弁に対する制御量を設定するので、機
械的なＩＳＣ弁の遅れ、及び燃料輸送遅れは並列的に発
生することになる。

【００５１】従って、アイドル時のエンジン回転数に応
じて上記目標行程吸入空気量を設定し、この目標行程吸
入空気量に基づき燃料噴射量を設定すると共に、目標行
程吸入空気量に基づき逆チャンバモデル式を用いてＩＳ
Ｃ弁１６に対する制御量を設定することで、従来におい
て上述の４つの要因が直列的（加算的）に影響するアイ
ドル制御における遅れに対し、アイドル制御における遅
れは少なくとも１／４となり、大幅にエンジントルクの
追従性を向上することができる上に、予測制御で問題と
なるような不安定化の問題も全く解消することができ
る。

【００５２】一方、始動後の非アイドル時には、本実施
例では、吸入空気量センサ３２によって計測した吸入空
気量に基づいて燃料噴射量を制御する周知のＬジェトロ
方式による燃料噴射制御を採用しており、このため、Ｅ
ＣＵ５０（メインコンピュータ５１）の機能構成として
は、始動時及びアイドル時と始動後の非アイドル時とに
対応して、図１７に示すように、吸入空気量算出部１０
０、ＰＩ制御器に対応する目標行程吸入空気量設定部１
０１、通常制御／アイドル制御切換部１０２、燃料噴射
設定部１０３、逆チャンバモデルを用いたＩＳＣ弁通過
空気量設定部１０４、ＩＳＣ弁開度設定部１０５を基本
構成として備えており、さらに、エンジン回転数算出部
１０６、目標回転数／負荷変化予測部１０７、吸気管圧
力検出部１０８、大気圧検出部１０９、ＩＳＣ弁駆動部
１１０、インジェクタ駆動部１１１が備えられている。

【００５３】そして、始動後のエンジンの運転状態がア
イドル状態か非アイドル状態かに応じ、吸入空気量算出
部１００での吸入空気量センサ３２からの信号に基づく
吸入空気量Ｑの算出と、目標行程吸入空気量設定部１０
１での行程吸入空気量Ｇａの目標値（目標行程吸入空気
量）Ｇａｓｅｔの設定とが通常制御／アイドル制御切換
部１０２によって切り換えられ、燃料噴射設定部１０３
に出力される。

【００５４】本実施例においては、アイドルスイッチ３
３ｂがＯＦＦの場合には、通常のＬジェトロ方式による
燃料噴射制御の各種ジョブが実行され、アイドルスイッ
チ３３ｂがＯＮ（スロットルバルブ５ａが全閉）になる
と、アイドル運転状態と判別されてアイドル制御の各種
ジョブが実行されるようになっており、通常制御／アイ
ドル制御切換部１０２は、ジョブ切り換えのソフトウエ
アスイッチとなっている。

【００５５】そして、燃料噴射設定部１０３では、始動
及びアイドル時に目標行程吸入空気量Ｇａｓｅｔに基づ
いて燃料噴射量を設定する一方、始動後の非アイドル時
には吸入空気量センサ３２で計測した吸入空気量Ｑに基
づいて燃料噴射量を設定し、インジェクタ駆動部１１１
を介してインジェクタ２５を駆動する。

【００５６】始動後の非アイドル時の燃料噴射量の設定
は、吸入空気量算出部１００で吸入空気量センサ３２か
らの信号に基づいて算出した吸入空気量Ｑと、エンジン
回転数算出部１０６でクランク角センサ３９からの信号
入力間隔時間に基づいて算出したエンジン回転数Ｎｅと
から、基本燃料噴射量Ｔｐを設定し（Ｔｐ＝Ｋ・Ｑ／Ｎ
ｅ；Ｋはインジェクタ特性補正定数）、この基本燃料噴
射量Ｔｐをエンジン状態に対応する種々の補正項により
補正して最終的な燃料噴射量Ｔｉを決定する周知の技術
が適用できる。

【００５７】一方、始動及びアイドル時には、目標行程
吸入空気量設定部１０１からの目標行程吸入空気量Ｇａ
ｓｅｔにより、以下の(1)式で燃料噴射量Ｇｆ（単位；
ｍｇ／ｃｙｃｌｅ）を算出する。 Ｇｆ＝Ｇａｓｅｔ・（Ｆ／Ａ） … (1) 但し、Ｆ／Ａ：目標燃空比 そして、上記(1)式によって算出される燃料噴射量Ｇｆ
に、例えば、適当な係数を掛けることにより、通常の基
本燃料噴射量Ｔｐに変換することができ、始動後の非ア
イドル時と同様の最終的な燃料噴射量Ｔｉとすることが
できる。

【００５８】すなわち、本来、ＰＩ制御によって操作し
たい量はエンジントルクであるが、このエンジントルク
とおよそ１次の関係にあると言って良いものとして、燃
料噴射量、行程吸入空気量、スロットルバルブ下流の吸
気管内絶対圧などが挙げられる。本実施例では、実際の
制御の計算の中では、便宜上、ＰＩ制御器の操作量とし
て行程吸入空気量Ｇａを用いるが、行程吸入空気量Ｇａ
とは燃料噴射量Ｇｆに目標空燃比（Ａ／Ｆ）を掛けた量
であり、従って、(1)式により、行程吸入空気量Ｇａを
制御することは、ＰＩ制御の操作量を燃料噴射量Ｇｆと
することと等価であり、実質的に燃料主導型のアイドル
制御となっている。

【００５９】このような燃料主導型のアイドル制御で
は、万一、ＩＳＣ弁１６が全開で固着して空気量が増加
したような場合にも、燃料噴射量Ｇｆがエンジン回転数
に基づいて設定した目標行程吸入空気量Ｇａｓｅｔによ
って与えられるため、空燃比がリーン化し、エンジント
ルクが増加しない。すなわち、従来のアイドル制御のよ
うに、ＩＳＣ弁で調節する空気量を計測して燃料噴射量
を算出する技術では、万一、ＩＳＣ弁１６が全開で固着
した場合には、空気量の増加を計測して燃料噴射量も増
加してしまい、エンジンのトルクが増加してしまうが、
本発明の燃料主導型のアイドル制御では、このような不
具合が発生することがなく、安全が確保される。

【００６０】以下、目標行程吸入空気量設定部１０１に
おける目標行程吸入空気量Ｇａｓｅｔの設定について説
明する。この目標行程吸入空気量Ｇａｓｅｔは、エンジ
ン回転数をパラメータとして実験的に求められた行程吸
入空気量のマップに対し、ＰＩ制御におけるＩ分（積分
成分）の移動やフィードフォーワード制御による目標回
転数移動及び負荷増減移動を行うことにより設定され
る。但し、後述するように、エンジン回転数Ｎｅが予め
設定したクランキング時の基準回転数（クランキング基
準回転数）Ｎｓｔ以下の始動時では、マップ値を用い
ず、吸気管圧力センサ２２からの信号によって吸気管圧
力検出部１０８で計測した実際の吸気管内絶対圧力（ブ
ースト圧）Ｐに基づき目標行程吸入空気量Ｇａｓｅｔを
算出する。

【００６１】まず、行程吸入空気量のマップについて説
明する。本発明によるアイドル制御は、行程吸入空気量
Ｇａを制御してエンジンの図示トルクを変化させ、この
図示トルクと摩擦トルク（フリクション）の釣合うエン
ジン回転数Ｎｅを目標回転数Ｎｅ０と一致させる制御で
あり、行程吸入空気量Ｇａの目標値は、図１８に示すよ
うなマップ（Ｇａ−Ｎｅマップ）を用いて決定される。

【００６２】図１８においては、アイドル時の目標回転
数Ｎｅ０でのエンジンのフリクションと、その回転数Ｎ
ｅ０での行程吸入空気量Ｇａ０が発生する図示トルクと
が釣合っており、仮にエンジン回転数Ｎｅが目標回転数
Ｎｅ０からずれると、その誤差に比例したエンジントル
クが発生することになる。すなわち、エンジンの図示ト
ルク（行程吸入空気量）とフリクションとの釣合点が、
目標回転数Ｎｅ０となる行程吸入空気量Ｇａ０が実験的
に求められると、この目標回転数Ｎｅ０から回転が低く
なるにつれて行程吸入空気量Ｇａを増加させ、回転が高
くなるにつれて行程吸入空気量Ｇａを減少させることに
なる。

【００６３】このようにエンジン回転数Ｎｅに対して右
下がりのマップで行程吸入空気量Ｇａを与える（エンジ
ン回転数Ｎｅが増加すると行程吸入空気量Ｇａが減少す
る）ことは、回転が低くなると図示トルクを増加させ、
回転が高くなると図示トルクを減少させることであり、
例えば、急激な負荷増加によりフリクションが急増した
場合には、行程吸入空気量Ｇａが目標回転数Ｎｅ０のま
まで変わらなければエンジン回転数Ｎｅは“Ｎｅ０′”
まで落ち込むが、本制御では、行程吸入空気量はフリク
ションとマップの交点Ｇａ１まで素早く増加し、エンジ
ン回転数Ｎｅは“Ｎｅ１”までしか落ちない。これがＰ
Ｉ制御におけるＰ分（比例分）の制御となる。

【００６４】以上のＰ分制御は、負荷外乱に対する過渡
的な回転収束性を大きく向上させることができるが、定
常的な誤差を完全にゼロにすることはできない。このた
め、負荷変化や燃焼のばらつき、エンジンの個体差など
により、Ｐ分だけでは行程吸入空気量（図示トルク）と
フリクションの釣合う回転数が目標回転数に一致しない
ことが考えられ、目標回転数に正確に収束させるために
は、Ｉ分（積分成分）の制御が必要となる。

【００６５】すなわち、図１９に示すように、破線で示
す行程吸入空気量Ｇａに対し、フリクションとの釣合点
が“Ｆ０”で目標回転数Ｎｅ０に一致しているとき、負
荷が増加して釣合点が“Ｆ１”になると、エンジン回転
数数Ｎｅは“Ｎｅ１”となる。このような場合、図１９
（ａ）に示すように、Ｇａ−Ｎｅマップを横軸（Ｎｅ
軸）に対して水平に移動させて行き、釣合点Ｆ１′を目
標回転数Ｎｅ０と一致させることにより、あるいは、図
１９（ｂ）に示すように、Ｇａ−Ｎｅマップを縦軸（Ｇ
ａ軸）に対して平行に移動させて行き、釣合点Ｆ１′を
目標回転数Ｎｅ０と一致させることにより、Ｉ分制御を
実現できる。

【００６６】尚、理論的には、図１９（ｂ）に示すよう
に、Ｇａ−Ｎｅマップを縦軸方向に移動させるのが正し
いが、マップを縦軸方向に移動させる場合、条件によっ
ては高回転での燃料噴射量減少に対する処置が必要であ
るため、本実施例においては、マップを横軸方向に移動
させ、これをＩ分制御とする。

【００６７】さらに、目標行程吸入空気量Ｇａｓｅｔの
設定に際しては、低水温時やエアコンＯＮ時など、既知
のフリクション増加と目標回転数の増減が見込める場
合、フィードフォワード制御を追加し、全てをフィード
バックに頼るよりも良い応答が期待できるようにしてい
る。

【００６８】すなわち、低水温時やエアコンＯＮ時な
ど、目標回転数が変わる場合には、図２０に示すよう
に、予め、目標回転数移動量ΔＮｅだけＧａ−Ｎｅマッ
プを横軸（Ｎｅ軸）に対して水平に移動させてフリクシ
ョンとの交点を移動させ、その時の目標回転数と一致さ
せる。また、低水温時やエアコンＯＮ時など、センサや
スイッチにより、ある程度フリクション（負荷）の増減
が予測できる場合には、この負荷の増減に対し、Ｇａ−
Ｎｅマップを縦軸（Ｇａ軸）に対して平行に負荷増減移
動量ΔＧａだけ移動させる。

【００６９】目標回転数移動量ΔＮｅ及び負荷増減移動
量ΔＧａは、水温センサ３６からの信号、ラジエータフ
ァンスイッチ４３からの信号、エアコンスイッチ４５か
らの信号、シフトスイッチ４６からの信号、及び、バッ
テリ電圧ＶBに基づき、目標回転数／負荷変化予測部１
０７において以下の条件下で個々に算出される。

【００７０】 例えば、エアコンＯＮ直後のオーバーシュートやエアコ
ンＯＦＦ後のアンダーシュートについて調べると、図２
６（ｂ）に示す従来のアイドル制御に比較し、本実施例
では、図２６（ａ）に示すように、エアコンＯＮ直後の
オーバーシュート及びエアコンＯＦＦ後のアンダーシュ
ートがかなり小さくなっており、エアコンＯＮ定常時の
回転変動もない。

【００７１】また、自動変速機のシフト位置変化による
回転変動を調べると、ＮレンジからＤレンジへのシフ
ト、ＤレンジからＮレンジへのシフト、あるいはこれら
のシフトを連続的に繰り返した場合、図２７（ｂ）に示
す従来のアイドル制御による回転変動に対し、本実施例
では、図２７（ａ）に示すように、回転変動が小さくな
っており、Ｄレンジ→Ｎレンジへシフトした場合には、
目標回転数をステップ的ではなく緩やかに変化させるこ
とができる。これは負荷変動（ΔＧａ）と回転数移動
（ΔＮｅ）とを個々に算出し、後述するように、負荷増
減移動量ΔＧａはステップ的に変化させるが、目標回転
数移動量ΔＮｅは緩やかに変化させて、Ｇａ−Ｎｅマッ
プを移動させているためである。

【００７２】ここで、Ｇａ−Ｎｅマップは、基本的に行
程吸入空気量Ｇａが右下がりのマップであれば良く、図
２１に示すように、低，中，高回転域のＲA，ＲB，ＲC
の３つの領域に大別される。まず、ＲB部では、目標回
転数で安定する行程吸入空気量Ｇａ０が実験的に求めら
れ、ここでのマップの傾きの強さがＰ分の強さとなる。

【００７３】このＲB部における傾きの強さは、これに
よって負荷外乱による回転変動量が変化する重要な箇所
であり、例えば、図２８（ａ），（ｂ），（ｃ）に示す
ように、ＲB部の傾きを、それぞれ、０．２ｍｇ／１ｒ
ｐｍ、０．８ｍｇ／１ｒｐｍ、２．０ｍｇ／１ｒｐｍと
変えてパワーステアリングを転舵し、回転変動及び吸気
管内圧力変動を調べると（但し、Ｐ分のみの影響を見る
ため、Ｉ分制御は作動していない）、傾きが強くなるに
つれて回転変動が小さくなることが解る。しかし、あま
り傾きを強くすると図２８（ｃ）のように定常時でも吸
気管内圧力が振れてしまい、好ましくない。このため、
ＲB部における傾きの強さは、回転変動と吸気管内圧力
とを考慮して適切に設定される。

【００７４】また、ＲC部は、失火を防止してコーステ
ィングやレーシング後の滑らかさを得るため、緩やかに
Ｇａを減少させ、高回転域で、行程吸入吸気量を“０”
に落とさないようにしている。一方、ＲA部は、始動時
の行程吸入空気量との連続性を得るようグラフが傾斜さ
れており（クランキング時に得られる行程吸入空気量に
一致させている）、正確には、非線形なＰ制御と言え
る。具体的には、クランキング基準回転数Ｎｓｔ以上で
のＲA部の傾きの強さを、ＲB部の傾きよりも緩やかに設
定することで、クランキング基準回転数Ｎｓｔより低回
転において、マップ値を与えず、次に述べる始動制御に
おいて、吸気管圧力センサ２２で計測した吸気管内絶対
圧力（実ブースト圧；単位ｋＰａ）Ｐから実際の行程吸
入空気量Ｇａを算出したときとのつながりを滑らかにし
ている。

【００７５】クランキング基準回転数Ｎｓｔ以下の始動
時には、実際の行程吸入空気量Ｇａに基づいて目標吸入
空気量を設定するようにしたのは、Ｇａ−Ｎｅマップで
目標行程吸入空気量を与える燃料主導型よりも、実ブー
スト圧から算出した実行程吸入空気量から燃料噴射量を
決定するＤジェトロ的手法の方が制御の簡素化を図るこ
とができるからである。

【００７６】これに対し、始動時に上記Ｇａ−Ｎｅマッ
プを用いて目標行程吸入空気量を設定しようとすれば、
吸気管圧力検出部１０８で計測したブースト圧Ｐが大気
圧検出部１０９で大気圧センサ４４からの信号に基づい
て計測した大気圧Ｐ0（単位；ｋＰａ）と等しいときの
行程吸入空気量をＧａｍａｘとすると、通常、エンジン
回転数が０ｒｐｍの場合は、スロットルバルブ５ａ下流
の吸気管内圧力は大気圧であるため、行程吸入空気量は
Ｇａｍａｘとなる。しかし、前述したように、低水温時
などフリクションが増加した場合には、フリクション増
加の分だけマップを移動させるため、理論的に不可能な
行程吸入空気量を要求することになる。この場合、図２
２に示すように、行程吸入空気量の値をＧａｍａｘでリ
ミットすると、低回移転域では、マップが右下がりでな
い領域が生じ、Ｐ分制御ができなくなる。従って、始動
時にも上記Ｇａ−Ｎｅマップを採用するとすれば、マッ
プの右下がりでない部分を修正する処理が必要となり、
その分、制御が複雑化する。

【００７７】これに対し、水温などによる負荷もマップ
のパラメータとし、Ｇａ−Ｎｅマップを２次元マップに
することなども考えられるが、水温の変化に応じて多数
のマップを作成しなければならず、しかも個々のマップ
の傾きが変わり回転収束性が変化してしまうため、この
回転収束性が変化しないような処理を施す必要があり、
制御がかなり複雑化してしまう。

【００７８】よって、本実施例では、クランキング基準
回転数Ｎｓｔ以下の始動時には、図２３に示すように、
Ｇａ−Ｎｅマップでは行程吸入空気量Ｇａを与えず、実
ブースト圧Ｐより算出する。そして、この場合のＩＳＣ
弁開度は、クランキング基準回転数Ｎｓｔで所定の目標
行程吸入空気量になるように制御され、エンジン回転数
がクランキング基準回転数Ｎｓｔを越えたとき、燃料主
導型のアイドル制御へ自然につなげることで、空燃比も
ほぼ理論的に制御することができる。ここで低水温時な
どに目標回転数移動量ΔＮｅだけマップを移動させた場
合には、Ｎｓｔ＋ΔＮｅまで行程吸入空気量は実ブース
ト圧Ｐより算出されることになる。

【００７９】その結果、例えば、図２９に示すように、
完全暖機後の再始動時の回転変動に対し、図２９（ｂ）
の従来の制御では、始動時にかなりのオーバーシュート
が発生するが、本実施例では、図２９（ａ）に示すよう
に、始動時のオーバーシュートを極めて小さくすること
ができる。

【００８０】以上のＧａ−Ｎｅマップから具体的に目標
行程吸入空気量Ｇａｓｅｔを設定するには、Ｇａ−Ｎｅ
マップのマップ値を実際に動かすわけではなく、マップ
軸を動かすようにしている。

【００８１】すなわち、具体的には、目標行程吸入空気
量設定部１０１で用いるＧａ−Ｎｅマップは、クランク
角センサ３９からの信号に基づく実エンジン回転数Ｎｅ
に、目標回転数ＮSETに対するＩ分制御の移動量ＦＢＮ
を加算し、目標回転数／負荷変化予測部１０７からのフ
ィードフォワード制御による目標回転数移動量ΔＮｅを
減算したマップ指示回転数ＩＲＰＭ（＝Ｎｅ＋ＦＢＮ−
ΔＮｅ）をパラメータとする基本吸入空気量マップとし
て構成されている。

【００８２】そして、マップ指示回転数ＩＲＰＭがクラ
ンキング基準回転数Ｎｓｔを越えている場合、この基本
吸入空気量マップを参照して得られる基本行程吸入空気
量Ｇａｂａｓｅに、同じく目標回転数／負荷変化予測部
１０７からのフィードフォワード制御による負荷増減移
動量ΔＧａを加え、目標行程吸入空気量Ｇａｓｅｔを設
定する。

【００８３】また、マップ指示回転数ＩＲＰＭがクラン
キング基準回転数Ｎｓｔ以下の場合には、吸気管圧力セ
ンサ２２からの信号に基づいて吸気管圧力検出部１０８
で検出した実ブースト圧Ｐから実行程吸入空気量Ｇａを
計算により算出し、この実行程吸入空気量Ｇａを目標行
程吸入空気量Ｇａｓｅｔとする。

【００８４】図２４に示すように、行程吸入空気量Ｇａ
とブースト圧Ｐとは、以下の(2)式に示すように、簡単
な１次の関係にあることが実験的に確認されており、こ
の関係は、本来、エンジン回転数により異なるが、本実
施例においては、アイドル制御中は一定であると仮定す
る。 Ｇａ＝Ｋ１・Ｐ−Ｋ２ … (2) 但し、Ｋ１，Ｋ２：定数 詳細には、上記(２)式は、シリンダ容積をＶｃｙ、気体
定数をＲ、吸気温度をＴとすれば、次の（3)式のように
表せる。 Ｇａ＝Ｋ３・Ｐ・Ｖｃｙ／（Ｒ・Ｔ）−Ｋ２ … (3） 但し、Ｋ３：定数 上記(3)式を利用することにより、実ブースト圧Ｐに対
応する実行程吸入空気量実Ｇａの算出が行え、また、次
に説明するＩＳＣ弁通過空気量設定部１０４において、
目標行程吸入空気量Ｇａｓｅｔに対応する目標ブースト
圧Ｐｓｅｔの算出が行える。

【００８５】ここで、上記(3)式には、吸気温度Ｔの因
子が含まれているが、本実施例では、始動後の非アイド
ル時にＬジェトロ方式による燃料噴射制御を採用してい
る関係上、吸気温センサを備えておらず、また、アイド
リング中はスロットルバルブ５ａを通過する空気流量が
０とみなせ、ＩＳＣ弁１６を通過する空気の温度を考慮
すれば良いこと、ＩＳＣ弁１６の空気通過部のすぐ横に
冷却水通路があることなどから、吸気温度Ｔを冷却水温
ＴWに等しいとみなし、上記(3)式における温度関数Ｒ・
Ｔを、次の(4)式で示す温度関数Ｍで代用する。 Ｍ＝Ｒ・ＴW … (4） 以上のようにして目標行程吸入空気量Ｇａｓｅｔが決定
されると、この目標行程吸入空気量Ｇａｓｅｔが、前述
したように、アイドル制御切換部１０２を介して燃料噴
射設定部１０３に出力されて燃料噴射量Ｇｆが算出さ
れ、同時に、ＩＳＣ弁通過空気量設定部１０４へ出力さ
れてＩＳＣ弁１６の通過空気量Ｑｉｓｃが設定される。

【００８６】ＩＳＣ弁通過空気量設定部１０４及びＩＳ
Ｃ弁開度設定部１０５では、Δｔで表される微小時間後
に、実際の１吸気行程当たりの筒内への吸入空気質量を
目標行程吸入空気量Ｇａｓｅｔに一致させるべくＩＳＣ
弁１６の開度（ＩＳＣ弁１６の駆動パルス信号のデュー
ティ比）を設定し、ＩＳＣ弁駆動部１１０を介してＩＳ
Ｃ弁１６を駆動する。

【００８７】この場合、ＰＩ制御器の指示値としての目
標行程吸入空気量Ｇａｓｅｔへの制御は、目標ブースト
圧Ｐｓｅｔへの制御と考えて良く、行程吸入空気量Ｇａ
を目標値Ｇａｓｅｔにするためには、ＩＳＣ弁１６の開
度を制御し、スロットルバルブ５ａ下流の吸気管内圧力
Ｐを目標ブースト圧Ｐｓｅｔまで変化させれば良い。

【００８８】このため、ＩＳＣ弁通過空気量設定部１０
４では、Δｔ時間後に、実ブースト圧Ｐが目標ブースト
圧Ｐｓｅｔに一致するようなＩＳＣ弁通過空気量Ｑｉｓ
ｃを、以下に説明する逆チャンバモデル式を用いて算出
する。

【００８９】すなわち、吸入系を単純化して考えると、
スロットルバルブ５ａ下流からシリンダ直前までの吸気
ポート２ａに至る経路には容積が存在し、図２５に示す
ように、この部分をチャンバとするチャンバモデルが考
えられる。このチャンバモデルにおいて、チャンバ内へ
の空気の入出力関係を考えると、 Ｑｉｓｃ：ＩＳＣ弁通過空気量 （単位；ｇ／ｓ） Ｑｃｙ ：シリンダ流入空気量 （単位；ｇ／ｓ） Ｗｍ ：チャンバ内空気質量 （単位；ｇ） として、アイドリング中はスロットル通過空気流量が０
であるため、Δｔ時間で吸気チャンバ内に蓄積される空
気質量すなわちチャンバ内空気質量Ｗｍは、Δｔ時間で
ＩＳＣ弁１６を通過してチャンバ内に流入する空気量す
なわちＩＳＣ弁通過空気量Ｑｉｓｃと、Δｔ時間にチャ
ンバから流出してシリンダ内へ吸入される空気質量すな
わちシリンダ流入空気量Ｑｃｙとの差であり、以下の
(5)式で表わすことができる。 （Ｗｍ(t＋Δt)−Ｗｍ(t)）／Δｔ＝Ｑｉｓｃ−Ｑｃｙ … (5) 但し、Δｔは計算周期（例えば１０ｍｓ） 上記(5)式は、一般にチャンバモデル式と呼ばれる式で
あり、この(5)式を逆にすると、ＩＳＣ弁１６の通過空
気量は、Δｔ時間で吸気チャンバ内の圧力Ｐが目標ブー
スト圧Ｐｓｅｔまで変化することでチャンバ内に蓄積さ
れる空気質量と、Δｔ時間にシリンダ内に吸入される空
気質量との和として消費されていると考えることがで
き、気体の状態方程式を適用してＩＳＣ弁通過空気量Ｑ
ｉｓｃを以下の(6)式（逆チャンバモデル式）で求める
ことができる。 Ｑｉｓｃ＝（Ｐ(t＋Δt)−Ｐ(t)）・Ｖ／（Ｍ・Δｔ）＋Ｑｃｙ … (6) 但し、Ｖ：チャンバ容積 Ｍ：Ｒ・Ｔを代用する温度関数 また、シリンダ流入空気流量Ｑｃｙは、次の(7)式で示
すように、エンジン回転数Ｎｅと前述した(3)式で算出
される実行程吸入空気量Ｇａとから求めることができ
る。 Ｑｃｙ＝Ｎ・Ｇａ・（Ｎｅ／２）・（１／６０） … (7) 但し、Ｎ：気筒数 上記(6)式におけるＰ(t)の項は、ある時間ｔでの実ブー
スト圧Ｐであり、また、Ｐ(t＋Δt)の項は、Δｔ時間後
の目標行程吸入空気量Ｇａｓｅｔに対応する目標ブース
ト圧Ｐｓｅｔであって、前述の(3)式を逆にした以下の
(8)式で与えることができる。 Ｐｓｅｔ＝（Ｇａｓｅｔ＋Ｋ２）・Ｍ／（Ｋ３・Ｖｃｙ） … (8) ＩＳＣ弁開度設定部１０５では、ＩＳＣ弁１６を通過す
る空気の基本温度での質量流量からＩＳＣ弁開度制御量
（デューティ比）を設定する。上記(6)式で算出される
ＩＳＣ弁通過空気量Ｑｉｓｃは質量流量であり、吸気温
度が変化すると空気温度の補正が必要であるが、前述し
たように、本実施例では、吸気温度Ｔを冷却水温ＴWで
代用するため、セッティング時の基本温度Ｔｂａｓｅに
対する冷却水温ＴWの比を水温補正値ＨＩＱとして用い
（ＨＩＱ＝ＴW／Ｔｂａｓｅ）、質量流量であるＩＳＣ
弁通過空気量Ｑｉｓｃを補正し、以下の(9)式に示すよ
うにＱｉｓｃ’に変換する。 Ｑｉｓｃ’＝Ｑｉｓｃ・ＨＩＱ … (9) この水温補正によるＩＳＣ弁１６の通過空気量の目標値
と実測値は、図３０（ａ）に示され、水温補正無しの図
３０（ｂ）に比較し、ＩＳＣ弁１６の通過空気量の目標
値と実測値がほぼ等しくなっていることがわかる。ま
た、図３１に示すように、−１０℃での低温始動におい
ても、目標ブースト圧と実ブースト圧とがほぼ一致して
おり、吸気温度Ｔを冷却水温ＴWで代用しても問題な
く、始動後すぐに目標回転数に到達して安定回転してい
ることから、低温始動性も良好である。

【００９０】以上の（9)式で温度補正されたＩＳＣ弁通
過空気量Ｑｉｓｃ’は、ＩＳＣ弁１６の制御量すなわち
ＩＳＣ弁１６を駆動するパルス信号のデューティ比ＤＵ
ＴＹと、ＩＳＣ弁１６の前後の差圧（ＩＳＣ弁の上、下
流の圧力差）Ｐｉとによって決定され、デューティ比Ｄ
ＵＴＹは２次元関数ｆを用いて以下の(10)式で表すこと
ができる。 ＤＵＴＹ＝ｆ（Ｐｉ，Ｑｉｓｃ’） … (10) 但し、Ｐｉ＝Ｐ0−Ｐ 上記２次元関数ｆは、ＩＳＣ弁１６の構造などが複雑に
関係し、理論的には求めることは困難なため、具体的に
は、ＩＳＣ弁１６の特性実験の結果である実測値を、差
圧ＰｉとＩＳＣ弁通過空気量Ｑｉｓｃ’とをパラメータ
として２次元マップ化し、この２次元の特性マップを参
照することでデューティ比ＤＵＴＹを求めるようにして
いる。

【００９１】このようにして設定されるデューティ比Ｄ
ＵＴＹは、応答性の向上が見込めるため、従来のアイド
ル制御におけるデューティ比に対してビット数を少なく
することができ（例えば、１０ビット→８ビット）、Ｅ
ＣＵ５０内のゲートアレイの削減などに大きく貢献する
ことができる。

【００９２】図３２は、パワーステアリングを緩やかに
回転させた場合（図中、丸数字１参照）、フル転舵付近
で早い回転を与えた場合（図中、丸数字２参照）、素早
くロックからロックまで転舵した場合（図中、丸数字３
参照）の回転変動を示し、図３２（ｂ）に示す従来のア
イドル制御に対し、本実施例では、図３２（ａ）に示す
ように、デューティ比ＤＵＴＹのビット数を少なくする
ことで制御周期が荒いにも拘わらず、回転変動を極めて
小さく抑えることができ、また、空気過剰率λの変動も
明らかに小さく、空燃比制御性が優れていると言える。

【００９３】さらに、上記２次元マップから求められる
デューティ比ＤＵＴＹに対し、生産ばらつきに起因する
個々のＩＳＣ弁１６の弁開口面積（弁開度）の相違、Ｉ
ＳＣ弁１６にカーボンが付着してＩＳＣ弁の弁開口面積
の減少等でバルブの特性が変わった場合、すなわちＩＳ
Ｃ弁１６の生産ばらつきに起因する弁開口面積の相違に
対する補償及びＩＳＣ弁１６の劣化を補償するため、上
記２次元マップ値を基本制御量（デューティ比）とし
て、次の(11)式で示すように、学習値ＤＵＴＹＬＲによ
る補正を加えて最終的なデューティ比ＤＵＴＹｉｓｃと
する。 ＤＵＴＹｉｓｃ＝ＤＵＴＹ＋ＤＵＴＹＬＲ … (11) 図３３は、ＩＳＣ弁１６にカーボンが付着した場合の特
性変化に対する学習補正の効果を示し、図３３（ａ）に
示すように、カーボン未堆積の状態で目標ブースト圧と
実ブースト圧とが一致している状態からカーボンが堆積
し、学習補正が無い場合には、図３３（ｂ）に示すよう
に、目標ブースト圧と実ブースト圧が一致しなくなって
空気過剰率λがリッチ側に移行するが、エンジン回転数
はノーマルな初期状態とほぼ一致する。

【００９４】この状態で、学習補正を行うと、図３３
（ｃ）に示すように、目標ブースト圧と実ブースト圧と
がほぼ一致し、空気過剰率λもノーマルな初期状態の値
とほとんど等しい値を示すようになる。

【００９５】尚、簡易的には、ＩＳＣ弁特性マップを、
ＩＳＣ弁通過空気量Ｑｉｓｃ’のみをパラメータとする
１次元マップとすることも可能であり、処理の簡素化が
期待できるが、常温、常圧での運転には大きな支障はな
いもののＩＳＣ弁１６の負圧特性の変化に対しては十分
な配慮が必要である。

【００９６】また、大気圧センサを備えていないシステ
ムでは、ＩＳＣ弁１６の前後の差圧Ｐｉを正確に求める
ことができないが、システム電源ＯＮ時のエンジン始動
前の状態では、吸気管圧力センサ２２の出力は等価的に
大気圧Ｐ0であるため、エンジン始動前であれば大気圧
Ｐ0を計測することができること、また、アイドル中は
ブースト圧が５０ｋＰａ以下であるため、大気圧Ｐ0の
影響はあまり受けないとみなすことができること（ＩＳ
Ｃ弁１６の特性マップにおいても５０ｋＰａ以下はほと
んど同じ値となる）などから、エンジン始動前に一度大
気圧Ｐ0を調べ、その後、大気圧一定としてＩＳＣ弁１
６の前後の差圧Ｐｉを求めても良い。

【００９７】ここで、前述の(6)式（逆チャンバモデル
式）におけるチャンバ容積Ｖは、式上では実際の吸気系
の形状によって定まる定数であるが、制御上はＩＳＣ弁
通過空気量Ｑｉｓｃのゲインとなっており、演算式上で
チャンバ容積Ｖの値を変えることによりＩＳＣ弁通過空
気量Ｑｉｓｃを変え、(9)〜(11)式から定まるデューテ
ィ比ＤＵＴＹｉｓｃによるＩＳＣ弁１６の応答性を決定
することができる。

【００９８】例えば、図３４（ａ）,（ｂ）,（ｃ）に示
すように、Ｖ＝２５０ｃｃ、Ｖ＝１０００ｃｃ、Ｖ＝２
５００ｃｃと変化させた場合のエンジン回転数変動とデ
ューティ比ＤＵＴＹｉｓｃの振れ幅の変化を調べると、
チャンバ容積Ｖの値を大きくするにつれて、デューティ
比ＤＵＴＹｉｓｃの振れ幅が大きくなるが、チャンバ容
積ＶはＩＳＣ弁通過空気量Ｑｉｓｃのゲインであるた
め、小さくし過ぎると、図３４（ａ）のように、デュー
ティ比ＤＵＴＹｉｓｃの振れ幅は小さいが応答性が悪化
し、負荷変化時の回転収束性が悪化してしまう。

【００９９】また、チャンバ容積Ｖの値を大きくし過ぎ
ると、敏感になりすぎ、図３４（ｃ）のようにデューテ
ィ比ＤＵＴＹｉｓｃの振れ幅が大きくなり、しまいには
バルブ吸入音が発生することになる（但し、このように
デューティ比ＤＵＴＹｉｓｃが大きく振れても回転は安
定している）。従って、実用上は、デューティ比ＤＵＴ
Ｙｉｓｃの振れ幅が図３４（ｂ）のように１０％以内で
あれば問題のないレベルであると言える。

【０１００】すなわち、前述の逆チャンバ式におけるチ
ャンバ容積Ｖをあたかも変数のように扱うことにより、
ＩＳＣ弁１６の応答性を決定するセッティング定数とす
ることができ、これを仮想チャンバ容積Ｖ’と称すれ
ば、この仮想チャンバ容積Ｖ’は、具体的には、吸気系
の形状によって定まるチャンバ容積Ｖに変数（バルブ応
答係数）ｒを掛けたもので表すことができる。

【０１０１】従って、ＩＳＣ弁通過空気量Ｑｉｓｃを求
める前述の(6)式を以下の(12)式で置き換え、バルブ応
答係数ｒの値を変えることでＩＳＣ弁１６の応答性のセ
ッティングを行うことができる。本実施例では、バルブ
応答係数ｒは、例えば、ｒ＝０．５〜２程度の値となる
が、ｒ＝１として扱い、このとき、以下の(12)式は通常
の逆チャンバ式と一致する。 Ｑｉｓｃ＝（Ｐ(t＋Δt)−Ｐ(t)）／Δｔ・ｒ・（Ｖ／Ｍ）＋Ｑｃｙ …(12) 次に、図１〜図１１のフローチャートに基づいてアイド
ル制御に係わる各ジョブについて説明する。

【０１０２】本実施例では、１０ｍｓ毎のジョブを基本
ルーチンとしてＩＳＣ弁１６をデューティ制御する一
方、この基本ルーチンで設定された目標行程吸入空気量
Ｇａｓｅｔに基づき、所定タイミングで実行されるジョ
ブ（例えば、クランク角信号同期ジョブ）により燃料噴
射量Ｇｆを算出する。

【０１０３】１０ｍｓ毎の基本ルーチンで用いられる各
パラメータは、５０ｍｓ、２５０ｍｓ毎に算出されてＲ
ＡＭ６０の所定アドレスにそれぞれストアされ、５０ｍ
ｓ毎の各ジョブでは、Ｉ分移動量ＦＢＮ、目標回転数移
動量ΔＮｅ、負荷増減移動量ΔＧａがそれぞれ算出さ
れ、また、２５０ｍｓ毎の各ジョブでは、学習値ＤＵＴ
ＹＬＲ、水温補正値ＨＩＱ、大気圧Ｐ0、温度関数Ｍが
それぞれ算出される。

【０１０４】まず、１０ｍｓ毎の基本ルーチンの説明に
先立ち、この基本ルーチンで用いられる各パラメータを
算出する各サブルーチンについて説明する。

【０１０５】５０ｍｓ毎に実行される図４のＩ分移動量
算出サブルーチンでは、ステップS201で、以下の（１）
〜（４）の実行条件を全て満足した場合、すなわち、通
常のアイドル時であるか否かを判別する。 （１）エンジン停止状態でない。 （２）エンジン回転数Ｎｅが目標回転数ＮSETより低い
設定回転数（例えば、ＮSET−２００ｒｐｍ）以上であ
る。 （３）自動変速機のシフト位置がＮレンジあるいはＰレ
ンジ（ＭＴ車の場合はシフト位置がニュートラル）であ
る。 （４）アイドルスイッチ３３ｂがＯＮ後、設定時間が経
過している。

【０１０６】以上の条件のうち、一つでも満たされない
条件がある場合には、ルーチンを抜け、全ての条件を満
たしている場合、ステップS201からステップS202以降へ
進んで実エンジン回転数Ｎｅと目標回転数ＮSETとの誤
差分をステップ的に積分し、その量に応じてＩ分移動量
ＦＢＮを算出する。

【０１０７】そのため、ステップS202では、クランク角
センサ３９からの信号に基づく実エンジン回転数Ｎｅが
目標回転数上限値ＮSET1以上か否かを調べ、Ｎｅ≧ＮSE
T1の場合（実エンジン回転数Ｎｅが上限値以上の場
合）、ステップS202からステップS203へ進んで、回転数
誤差分を積算するための変数ＩＤＦＥを、設定値Ａだけ
減算した値で書き換え（ＩＤＦＥ←ＩＤＦＥ−Ａ）、ス
テップS206へ進む。

【０１０８】また、上記ステップS202で、Ｎｅ＜ＮSET1
の場合（実エンジン回転数Ｎｅが上限値に達していない
場合）、上記ステップS202からステップS204へ進んで実
エンジン回転数Ｎｅが目標回転数下限値ＮSET2より低い
か否かを調べ、Ｎｅ≧ＮSET2の場合（実エンジン回転数
Ｎｅが目標回転数ＮSETに対して予め設定された上下限
の許容範囲内である場合）には、変数ＩＤＦＥの値を保
持してルーチンを抜け、Ｎｅ＜ＮSET2の場合（実エンジ
ン回転数Ｎｅが目標回転数下限値ＮSET2より低い場
合）、ステップS204からステップS205へ進んで、変数Ｉ
ＤＦＥに設定値Ｂを加算した値で変数ＩＤＦＥを書き換
え（ＩＤＦＥ←ＩＤＦＥ＋Ｂ）、ステップS206へ進む。

【０１０９】ステップS206以降では、変数ＩＤＦＥの値
すなわち回転数誤差分が予め設定された範囲内にあるか
否かを調べ、変数ＩＤＦＥの値に応じてＩ分移動量ＦＢ
Ｎを算出する。すなわち、ステップS206で変数ＩＤＦＥ
が設定値Ｃ以上か否かを調べ、ＩＤＦＥ≧Ｃの場合に
は、Ｉ分の移動量が少なく下限側から遠ざかり過ぎてい
るため、ステップS207で、前回のＩ分移動量ＦＢＮから
設定値Ｄを減算してＩ分移動量ＦＢＮをマイナス方向に
増加させ（ＦＢＮ←ＦＢＮ−Ｄ）、ステップS210で、変
数ＩＤＦＥをリセットして初期値に戻した後、ルーチン
を抜ける。

【０１１０】一方、上記ステップ206でＩＤＦＥ＜Ｃの
場合、上記ステップS206からステップS208へ分岐して変
数ＩＤＦＥが設定値Ｅより小さいか否かを調べる、そし
て、ＩＤＦＥ≧Ｅの場合には、現在のＩ分の移動量を保
持すべくステップS208からルーチンを抜け、ＩＤＦＥ＜
Ｅの場合、Ｉ分の移動量が過剰で上限側から遠ざかり過
ぎているため、ステップS208からステップS209へ進ん
で、前回のＩ分移動量ＦＢＮに設定値Ｆを加算してＩ分
移動量ＦＢＮを増加させ（ＦＢＮ←ＦＢＮ＋Ｆ）、前述
のステップS210で変数ＩＤＦＥをリセットしてルーチン
を抜ける。

【０１１１】次に、図５及び図６の目標回転数移動量算
出サブルーチンについて説明する。前述したように、目
標回転数移動量ΔＮｅは、冷却水温ＴW、エアコンスイ
ッチ４５、バッテリ電圧ＶB、シフトスイッチ４６の状
態に応じて算出されるが、このサブルーチンでは、冷却
水温ＴWによる水温移動量ΔＮｅTW、エアコンスイッチ
４５の状態によるエアコン移動量ΔＮｅACON、バッテリ
電圧ＶBによる電圧移動量ΔＮｅVBのうち、最大のもの
を目標回転数移動量ΔＮｅとし、これが“０”である場
合には、シフトスイッチ４６による変速機移動量ΔＮｅ
Dを目標回転数移動量ΔＮｅとして使用する。

【０１１２】このため、まず、ステップS301で、冷却水
温ＴWに基づいてマップを参照し、水温移動量ΔＮｅTW
を設定し、ステップS302で、この水温移動量ΔＮｅTWを
目標回転数移動量ΔＮｅとする（ΔＮｅ←ΔＮｅTW）。
水温移動量ΔＮｅTWのマップは、低水温時ほど水温移動
量ΔＮｅTWの値が大きくなっており、フローチャート中
に図示するように、ＴW＝−３０°Ｃ近辺での最大値か
らＴW＝０°Ｃまで減少し、さらに、ＴW＝８０°Ｃまで
やや緩やかに減少してＴW＝８０°Ｃで０となるような
特性となっている。

【０１１３】次いで、ステップS303へ進み、エアコンの
作動状態に応じエアコン移動量ΔＮｅACONを設定する。
すなわち、ステップS303でエアコンスイッチ４５がＯＮ
かＯＦＦかを調べ、エアコンスイッチ４５がＯＮの場合
にはステップS304へ進み、前回のエアコン移動量ΔＮｅ
ACONに設定値ＫSを加算してエアコン移動量ΔＮｅACON
を増加させ（ΔＮｅACON←ΔＮｅACON＋ＫS）、ステッ
プS305で、上記エアコン移動量ΔＮｅACONが上限値（例
えば、１００ｒｐｍ）に達したかを調べ、上限値以下
（ΔＮｅACON≦１００ｒｐｍ）の場合にはステップS309
へジャンプし、上限値に達した場合（ΔＮｅACON＞１０
０ｒｐｍ）、ステップS306でエアコン移動量ΔＮｅACON
を上限値としステップS309へ進む。

【０１１４】これにより、エアコンスイッチ４５がＯＦ
ＦからＯＮとなってエアコンコンプレッサ駆動負荷がか
かると、エアコン移動量ΔＮｅACONを上限値に達するま
で演算周期毎に設定値ＫSずつ漸次増加させて該エアコ
ン移動量ΔＮｅACONを緩やかに増加させ制御性を安定化
するようにしている。そして、上限値に達した後、エア
コン移動量ΔＮｅACONは、上限値に保持される。

【０１１５】一方、上記ステップS303で、エアコンスイ
ッチ４５がＯＦＦの場合には、ステップS307へ進んでエ
アコン移動量ΔＮｅACONが０に達したかを調べ、０に達
しているときには（ΔＮｅACON≦０）、ステップS309へ
ジャンプし、０に達していないとき（ΔＮｅACON＞
０）、ステップS308で前回のエアコン移動量ΔＮｅACON
から設定値ＬSを減算してエアコン移動量ΔＮｅACONを
減少させ（ΔＮｅACON←ΔＮｅACON−ＬS）、ステップS
309へ進む。

【０１１６】すなわち、エアコンスイッチ４５がＯＮか
らＯＦＦとなり、エアコンコンプレッサ駆動負荷が解除
されると、エアコン移動量ΔＮｅACONを、０に達するま
で設定値ＬSずつ漸次減少させることで、該エアコン移
動量ΔＮｅACONを緩やかに減少させ、同様に制御性を安
定化するようにしている。

【０１１７】ステップS309では、エアコン移動量ΔＮｅ
ACONと上記ステップS302での冷却水温ＴWによる目標回
転数移動量ΔＮｅとを比較して大小関係を調べる。そし
て、ΔＮｅ≧ΔＮｅACONの場合には、ステップS311へジ
ャンプし、ΔＮｅ＜ΔＮｅACONの場合、ステップS310
で、エアコン移動量ΔＮｅACONを目標回転数移動量ΔＮ
ｅとして（ΔＮｅ←ΔＮｅACON）、ステップS311へ進
む。

【０１１８】ステップS311では、バッテリ電圧ＶBに基
づきマップを参照して電圧移動量ΔＮｅVBを設定する。
この電圧移動量ΔＮｅVBは、図示するように、バッテリ
電圧ＶBが低下するほど大きくなり、ＶB＝１３Ｖ以上で
はΔＮｅVB＝０となっている。この電圧移動量ΔＮｅVB
を設定した後は、ステップS312へ進み、上記ステップS3
11での電圧移動量ΔＮｅVBと、以前のステップにおいて
設定した目標回転数移動量ΔＮｅ（水温移動量ΔＮｅT
W、エアコン移動量ΔＮｅACONのうち、大きい方）とを
比較し、ΔＮｅ≧ΔＮｅVBの場合、ステップS314へジャ
ンプし、ΔＮｅ＜ΔＮｅVBの場合には、ステップS313
で、電圧移動量ΔＮｅVBを目標回転数移動量ΔＮｅとし
て（ΔＮｅ←ΔＮｅVB）、ステップS314へ進む。

【０１１９】ステップS314では、目標回転数移動量ΔＮ
ｅが“０”か否か、すなわち、冷却水温ＴWが８０°Ｃ
以上でエアコンスイッチ４５がＯＦＦ、且つ、バッテリ
電圧ＶBが１３Ｖ以上であり、水温移動量ΔＮｅTW、エ
アコン移動量ΔＮｅACON、電圧移動量ΔＮｅVBが全て０
か否かを調べ、ΔＮｅ≠０の場合、水温移動量ΔＮｅT
W、エアコン移動量ΔＮｅACON、電圧移動量ΔＮｅVBの
うちの最大のものを目標回転数移動量ΔＮｅとしたまま
ルーチンを抜ける。

【０１２０】一方、上記ステップS314で、ΔＮｅ＝０の
場合には、上記ステップS314からステップS315へ進んで
シフトスイッチ４６（ＭＴ車の場合はニュートラルスイ
ッチ）の信号に基づき変速機移動量ΔＮｅDを設定す
る。すなわち、ステップS315で変速機のシフト位置がＮ
レンジ（Ｐレンジを含む）か否かを調べ、Ｎレンジの場
合にはステップS316へ進み、前回の変速機移動量ΔＮｅ
Dから設定値ＭSを減算して変速機移動量ΔＮｅDを減少
させ（ΔＮｅD←ΔＮｅD−ＭS）、ステップS317で、上
記変速機移動量ΔＮｅDが下限値（例えば、−１００ｒ
ｐｍ）に達したか否かを調べ、下限値以上（ΔＮｅD≧
−１００ｒｐｍ）の場合にはステップS321へジャンプ
し、下限値に達した場合（ΔＮｅD＜−１００ｒｐ
ｍ）、ステップS318で変速機移動量ΔＮｅDを下限値と
しステップS321へ進む。

【０１２１】これにより、変速機のシフト位置がＤレン
ジ（１，２，Ｒレンジを含む）からＮレンジにシフトさ
れて駆動負荷が解除されると、変速機移動量ΔＮｅDを
下限値（−１００ｒｐｍ）に達するまで設定値ＭSずつ
漸次減少させることで、該変速機移動量ΔＮｅDを緩や
かに減少させ、制御性を安定化するようにしている。そ
して、このとき、各移動量ΔＮｅTW，ΔＮｅACON，ΔＮ
ｅVBが全て０であり、回転数移動量ΔＮｅを設定するた
めの変速機移動量ΔＮｅDは下限値に達した後、下限値
に保持される。

【０１２２】一方、上記ステップS315で変速機のシフト
位置がＤレンジの場合には、ステップS319へ進んで変速
機移動量ΔＮｅDが０に達したか否かを調べ、０に達し
ているときには（ΔＮｅD≧０）、ステップS321へジャ
ンプし、０に達していないとき（ΔＮｅD＜０）、ステ
ップS320で前回の変速機移動量ΔＮｅDに設定値ＮSを加
算して変速機移動量ΔＮｅDを増加させ（ΔＮｅD←ΔＮ
ｅD＋ＮS）、ステップS321へ進む。

【０１２３】すなわち、変速機のシフト位置がＮレンジ
からＤレンジにシフトされて駆動負荷がかかると、変速
機移動量ΔＮｅDを０に達するまで設定値ＮSずつ漸次増
加させることで、該変速機移動量ΔＮｅDを緩やかに増
加させ、同様に制御性の安定化を図る。

【０１２４】そして、ステップS321で、変速機移動量Δ
ＮｅDを目標回転数移動量ΔＮｅとして（ΔＮｅ←ΔＮ
ｅD）ルーチンを抜ける。

【０１２５】また、図７の負荷増減移動量算出サブルー
チンでは、ステップS401で、冷却水温ＴWに基づく水温
負荷増減移動量ΔＧａTW（マップ値）、エアコン作動
（エアコンスイッチ４５がＯＮ）に基づくエアコン負荷
増減移動量ΔＧａACON、自動変速機負荷（１，２，Ｄ，
Ｒレンジ）に基づく変速機負荷増減移動量ΔＧａD、バ
ッテリ電圧ＶBに基づく電圧負荷増減移動量ΔＧａVB
（マップ値）、ラジエータファン作動（ラジエータファ
ンスイッチ４３がＯＮ）に基づくラジエータファン負荷
増減移動量ΔＧａRADを合計して負荷増減移動量ΔＧａ
とし（ΔＧａ←ΔＧａTW＋ΔＧａACON＋ΔＧａD＋ΔＧ
ａVB＋ΔＧａRAD）、ルーチンを抜ける。

【０１２６】一方、図８は、２５０ｍｓ毎に実行される
学習値算出サブルーチンであり、ステップS501で、以下
の（１）〜（６）の条件を全て満足し、学習条件が成立
するか否かを判別する。 （１）エンジン停止状態でない。 （２）自動変速機のシフト位置がＮレンジあるいはＰレ
ンジである。 （３）アイドルスイッチ３３ｂがＯＦＦ後、設定時間が
経過している。 （４）負荷増減移動量ΔＧａ＝０ （５）エンジン回転数Ｎｅが目標回転数ＮSETに対して
予め設定された上下限の許容範囲内（ＮSET1≧Ｎｅ≧Ｎ
SET2）である。 （６）既に学習済みでない（学習フラグＦがセットされ
ていない）。

【０１２７】そして、一つでも満たされない条件がある
場合には、ルーチンを抜け、全ての条件を満たして学習
可能であると判断した場合、ステップS502へ進んで、目
標ブースト圧Ｐｓｅｔと実ブースト圧Ｐとの差（Ｐｓｅ
ｔ−Ｐ）を、下限側の許容値である設定値Ｇ（プラス
値）と比較し、（Ｐｓｅｔ−Ｐ）≧Ｇの場合には、ＩＳ
Ｃ弁１６にカーボン等が付着して弁開口面積（弁開度）
がデューティ比ＤＵＴＹｉｓｃの指示値より小さくなっ
ている可能性があるため、上記ステップS502からステッ
プS503へ進んで、許容値を越えた回数をカウントするた
めのカウンタＤＴＹＣＴ（正負の値をとるカウンタ）を
カウントアップし（ＤＴＹＣＴ←ＤＴＹＣＴ＋１）、ス
テップS506へ進む。

【０１２８】一方、上記ステップS502で（Ｐｓｅｔ−
Ｐ）＜Ｇの場合には、上記ステップS502からステップS5
04へ分岐して、目標ブースト圧Ｐｓｅｔと実ブースト圧
Ｐとの差（Ｐｓｅｔ−Ｐ）を上限側の許容値である設定
値Ｈ（マイナス値）と比較し、（Ｐｓｅｔ−Ｐ）≧Ｈの
場合には許容範囲のため現在の学習値ＤＵＴＹＬＲを保
持すべくルーチンを抜け、（Ｐｓｅｔ−Ｐ）＜Ｈの場合
には、ＩＳＣ弁１６の弁開口面積が生産時のばらつきな
どの原因でデューティ比ＤＵＴＹｉｓｃの指示値より大
きくなっている可能性があるため、ステップS505で、カ
ウンタＤＴＹＣＴをカウントダウンし（ＤＴＹＣＴ←Ｄ
ＴＹＣＴ−１）、ステップS506へ進む。

【０１２９】ステップS506では、目標ブースト圧Ｐｓｅ
ｔと実ブースト圧Ｐとの差（Ｐｓｅｔ−Ｐ）が下限側の
許容値を越えた回数が設定回数以上になったかを判別す
るための設定値Ｉ（プラス値）とカウンタＤＴＹＣＴの
値とを比較する。そして、ＤＴＹＣＴ≧Ｉの場合には、
カーボン堆積などによりＩＳＣ弁１６の弁開口面積（弁
開度）がデューティ比ＤＵＴＹｉｓｃの指示値より小さ
くなったことが原因で、実ブースト圧Ｐが目標ブースト
圧Ｐｓｅｔへの下限側の制御範囲をはずれたと判断し
て、ステップS507で、デューティ比ＤＵＴＹｉｓｃを大
きくする方向（ＩＳＣ弁１６の弁開度を大きくする方
向）に補正すべく、バックアップＲＡＭ６１にストアさ
れている現在の学習値ＤＵＴＹＬＲを設定値Ｄ１増加さ
せ（ＤＵＴＹＬＲ←ＤＵＴＹＬＲ＋Ｄ１）、ステップS5
10で、学習値ＤＵＴＹＬＲの書き換えが行われたことを
示すための学習フラグＦをセットして（Ｆ←１）ルーチ
ンを抜ける。

【０１３０】また、上記ステップS506で、ＤＴＹＣＴ＜
Ｉの場合には、上記ステップS506からステップＳ508へ
分岐し、目標ブースト圧Ｐｓｅｔと実ブースト圧Ｐとの
差（Ｐｓｅｔ−Ｐ）が上限側の許容値を越えた回数が設
定回数以上になったかを判別するための設定値Ｊ（マイ
ナス値）とカウンタＤＴＹＣＴの値とを比較し、ＤＴＹ
ＣＴ≧Ｊの場合には、現在の学習値ＤＵＴＹＬＲを保持
すべくルーチンを抜け、ＤＴＹＣＴ＜Ｊの場合、生産時
のばらつきなどに起因してＩＳＣ弁１６の弁開口面積
（弁開度）がデューティ比ＤＵＴＹｉｓｃの指示値より
大きいことが原因で、実ブースト圧Ｐが目標ブースト圧
Ｐｓｅｔへの上限側の制御範囲をはずれたと判断して、
ステップS509で、デューティ比ＤＵＴＹｉｓｃを小さく
する方向（ＩＳＣ弁１６の弁開度を小さくする方向）に
補正すべく現在の学習値ＤＵＴＹＬＲを設定値Ｄ１だけ
減少させて（ＤＵＴＹＬＲ←ＤＵＴＹＬＲ−Ｄ１）前述
のステップS510を経てルーチンを抜ける。

【０１３１】尚、上記カウンタＤＴＹＣＴ及び学習フラ
グＦは、システムイニシャライズ時に“０”に初期設定
され、前述したように、この学習値算出サブルーチンの
最初で学習フラグＦが参照されるため、学習値ＤＵＴＹ
ＬＲの書き換えはイグニッションスイッチ５６がＯＮさ
れてからＯＦＦされるまでの間に一度だけ書き換えられ
る。

【０１３２】また、図９の水温補正値算出サブルーチン
では、ステップS601で、所定のタイミング毎に水温セン
サ３６からの信号に基づいて検出される冷却水温ＴW
を、基本温度Ｔｂａｓｅで除算し、水温補正値ＨＩＱを
算出して（ＨＩＱ←ＴW／Ｔｂａｓｅ）、ルーチンを抜
ける。

【０１３３】さらに、図１０の大気圧算出サブルーチン
では、ステップS701で、大気圧センサ４４からの信号に
基づいて大気圧Ｐ0を計測してルーチンを抜け、図１１
の温度関数算出サブルーチンでは、ステップS801で、ガ
ス定数Ｒと水温センサ３６からの冷却水温ＴWとを乗算
して温度関数Ｍを算出し（Ｍ←Ｒ・ＴW）、ルーチンを
抜ける。

【０１３４】以上のようにして各パラメータが算出され
ると、図１に示す、１０ｍｓ毎のアイドル制御基本ルー
チンでは、ステップS101で、ＲＯＭ５９から定数Ｋ３，
Ｋ２、シリンダ容積Ｖｃｙなどの既知の固定値を読み出
すとともに、ＲＡＭ６０から２５０ｍｓジョブで算出さ
れた温度関数Ｍの値を読み出し、これらの値と吸気管圧
力センサ２２で計測した実ブースト圧Ｐとを用いて前述
の(3)式により実行程吸入空気量Ｇａを算出する（Ｇａ
←（Ｋ３・Ｖｃｙ／Ｍ）・Ｐ−Ｋ２）。

【０１３５】次いで、ステップS102へ進み、クランク角
センサ３９からの信号入力間隔時間に基づいて算出され
た実エンジン回転数Ｎｅに、５０ｍｓジョブで算出され
るＩ分移動量ＦＢＮを加算し、さらに、同じく５０ｍｓ
ジョブで算出される目標回転数移動量ΔＮｅを減算して
マップ指示回転数ＩＲＰＭを算出する（ＩＲＰＭ←Ｎｅ
＋ＦＢＮ−ΔＮｅ）。

【０１３６】続くステップS103では、マップ指示回転数
ＩＲＰＭに基づき基本行程吸入空気量のマップを参照
し、基本行程吸入空気量Ｇａｂａｓｅを設定する。次い
で、ステップS104へ進み、この基本行程吸入空気量Ｇａ
ｂａｓｅに、５０ｍｓジョブで算出される負荷増減移動
量ΔＧａを加えて目標行程吸入空気量Ｇａｓｅｔを算出
し（Ｇａｓｅｔ←Ｇａｂａｓｅ＋ΔＧａ）、ステップS1
05へ進む。

【０１３７】そして、ステップS105へ進むと、目標行程
吸入空気量Ｇａｓｅｔ、及び、ＲＯＭ５９から読み出し
た各固定値Ｋ２，Ｋ３，Ｖｃｙを用いて前述の(8)式に
より目標ブースト圧Ｐｓｅｔを算出する（Ｐｓｅｔ←
（Ｇａｓｅｔ＋Ｋ２）・Ｍ／（Ｋ３・Ｖｃｙ））。

【０１３８】続くステップS106では、上記ステップS102
で算出したマップ指示回転数ＩＲＰＭとクランキング基
準回転数Ｎｓｔとを比較し、通常のアイドル制御を行う
かクランキング時の極低回転域の始動時制御を行うかを
判別する。そして、ＩＲＰＭ≦Ｎｓｔで極低回転域の始
動時制御と判別された場合には、ステップS107へ進み、
上記ステップS101で算出した実行程吸入空気量Ｇａを目
標行程吸入空気量Ｇａｓｅｔとし（Ｇａｓｅｔ←Ｇ
ａ）、ステップS108へ進む。一方、上記ステップS106
で、ＩＲＰＭ＞Ｎｓｔ（通常のアイドル制御）と判別さ
れた場合にはステップS108へジャンプする。

【０１３９】極低回転域の始動制御時には上記ステップ
S107で、通常のアイドル制御時には上記ステップS104で
算出された目標行程吸入空気量Ｇａｓｅｔは、ＲＡＭ６
０にストアされ、所定のタイミングで実行される図３の
燃料噴射量算出サブルーチンで参照される。この燃料噴
射量算出サブルーチンでは、ステップS151で、目標行程
吸入空気量Ｇａｓｅｔに目標燃空比Ｆ／Ａを乗算して燃
料噴射量Ｇｆを算出し（Ｇｆ←Ｇａｓｅｔ・（Ｆ／
Ａ））、ルーチンを抜ける。

【０１４０】そして、基本ルーチンでは、上記ステップ
S106あるいは上記ステップS107からステップS108へ進む
と、ＩＳＣ弁通過空気量Ｑｉｓｃを算出するために必要
なシリンダ流入空気量Ｑｃｙを前述の(7)式より算出し
（Ｑｃｙ←Ｎ・Ｇａ・Ｎｅ／２）、ステップS109へ進
む。

【０１４１】ステップS109では、上記ステップS105で算
出した目標ブースト圧Ｐｓｅｔ、上記ステップS108で算
出したシリンダ流入空気量Ｑｃｙ、２５０ｍｓジョブで
算出されてＲＡＭ６０の所定アドレスにストアされてい
る温度関数Ｍ、ＲＯＭ５９にストアされているチャンバ
容積Ｖの値、及び、吸気管圧力センサ２２で計測した実
ブースト圧Ｐを用い、前述の(6)式よりＩＳＣ弁通過空
気量Ｑｉｓｃを算出する（Ｑｉｓｃ←（Ｐｓｅｔ−Ｐ）
・Ｖ／（Δｔ・Ｍ）＋Ｑｃｙ）。

【０１４２】次に、ステップS110へ進み、上記ステップ
S109で算出したＩＳＣ弁通過空気量Ｑｉｓｃを、２５０
ｍｓジョブで算出されＲＡＭ６０にストアされている水
温補正値ＨＩＱで温度補正し、Ｑｉｓｃ’に変換すると
（Ｑｉｓｃ’←Ｑｉｓｃ・ＨＩＱ）、ステップS111で、
このＱｉｓｃ’と、２５０ｍｓジョブで算出されＲＡＭ
６０にストアされているＩＳＣ弁１６前後の差圧Ｐｉと
をパラメータとして基本デューティ比のマップを参照
し、基本デューティ比ＤＵＴＹを設定する。

【０１４３】そして、上記ステップS111で基本デューテ
ィ比ＤＵＴＹを設定した後、ステップS112へ進み、基本
デューティ比ＤＵＴＹに２５０ｍｓジョブで算出される
学習値ＤＵＴＹＬＲを加算してＩＳＣ弁１６に出力する
最終的なデューティ比ＤＵＴＹｉｓｃとし、ステップS1
13で、デューティ比ＤＵＴＹｉｓｃをセットしてルーチ
ンを抜ける。

【０１４４】このように、本実施例では、アイドル制御
時は、エンジンの図示トルクと線形の関係にある行程吸
入空気量をエンジン回転数の差分からＰＩ制御により求
め、この行程吸入空気量に基づいて目標ブースト圧を設
定し、スロットルバルブ下流のブースト圧が上記目標ブ
ースト圧になるようにＩＳＣ弁１６に対する制御量を設
定するようにしたので、吸気管圧力センサを備えるエン
ジンであれば、追加部品や、設計変更することなく簡単
に採用することができる。さらに、上記ＩＳＣ弁の開度
制御は、行程遅れを考慮したいわゆる逆チャンバモデル
式等を用いて設定した基本制御量に、このＩＳＣ弁１６
の生産ばらつきに起因する弁開口面積の相違に対する補
償及びＩＳＣ弁１６の劣化を補償する学習補正を加えて
行っているため、スロットルバルブ下流容積のブースト
圧を目標ブースト圧に無理なく近づけることができる。

【０１４５】

【発明の効果】以上説明したように本発明によれば、ア
イドル時のエンジン回転数に応じてエンジンの図示トル
クと線形関係にあるとみなせる物理量の目標値を設定
し、この物理量の目標値に基づく燃料噴射量に適合する
アイドル制御弁の通過空気量を、吸気系モデルを用い、
スロットルバルブ下流からシリンダ直前までのチャンバ
内圧力に相当するスロットルバルブ下流の吸気管内圧力
が上記物理量の目標値に対応する目標ブースト圧まで変
化することでチャンバ内に蓄積される空気質量とシリン
ダ内に吸入される空気質量の和として算出し、この通過
空気質量とアイドル制御弁の前後の差圧とに基づき設定
した基本制御量を、目標ブースト圧と吸気管内圧力との
差が許容範囲外のとき更新される学習値で補正して、ア
イドル制御弁に対する制御量を設定するので、アイドル
時には空気量を計測して燃料噴射量を決定する手法をと
らず、空気量を計測するセンサの応答遅れについては完
全になくすことができ、また、エンジンの図示トルクと
線形関係にあるとみなせる物理量の目標値に基づき、吸
気系モデルを用いてアイドル制御弁に対する制御量を設
定しているため、吸気チャンバへの空気充填による遅れ
は極微小値とすることができ、さらには、エンジン回転
数に応じて設定した上記物理量の目標値に基づき、燃料
噴射量が設定されると共にアイドル制御弁に対する制御
量が設定されるため、機械的なアイドル制御弁の遅れ、
及び燃料の吸気ポート壁面付着による燃料輸送遅れは並
列的に発生することになって、従来において４つの要因
が直列的（加算的）に影響するアイドル制御における遅
れに対し、アイドル制御における遅れは少なくとも１／
４となり、大幅にエンジントルクの追従性を向上するこ
とができ、アイドル制御における応答性及び回転収束性
を大幅に向上することができる。

【０１４６】また、本発明は、スロットルバルブ下流の
吸気管内圧力を、エンジンの図示トルクと線形関係にあ
るとみなせる物理量の目標値に対応する目標ブースト圧
に一致するようアイドル制御弁の通過空気量を算出して
いるため、この目標ブースト圧とスロットル弁下流の吸
気管内圧力との差が許容範囲外のときには、アイドル制
御弁の生産ばらつきに起因する弁開口面積の相違あるい
はアイドル制御弁の劣化により上記吸気管内圧力の目標
ブースト圧への制御範囲を外れたと判断することがで
き、これを学習値により補償するので、適正な学習値を
得ることができ、この学習値により基本制御量を補正し
てアイドル制御弁に対する制御量を設定するため、アイ
ドル制御弁の生産ばらつきに起因した弁開口面積の相違
あるいはアイドル制御弁の劣化による特性変化を補償し
て常に適正な制御量が得られ、アイドル制御において回
転収束性はもとより、空燃比制御性も大幅に向上するこ
とができる。

【図面の簡単な説明】

【図１】アイドル制御基本ルーチンのフローチャート

【図２】アイドル制御基本ルーチンのフローチャート
（続き）

【図３】燃料噴射量算出サブルーチンのフローチャート

【図４】Ｉ分移動量算出サブルーチンのフローチャート

【図５】目標回転数移動量算出サブルーチンのフローチ
ャート

【図６】目標回転数移動量算出サブルーチンのフローチ
ャート（続き）

【図７】負荷増減移動量算出サブルーチンのフローチャ
ート

【図８】学習値算出サブルーチンのフローチャート

【図９】水温補正値算出サブルーチンのフローチャート

【図１０】大気圧算出サブルーチンのフローチャート

【図１１】温度関数算出サブルーチンのフローチャート

【図１２】エンジン系の概略構成図

【図１３】クランクロータとクランク角センサの正面図

【図１４】カムロータとカム角センサの正面図

【図１５】電子制御系の回路構成図

【図１６】アイドル制御のブロック図

【図１７】アイドル制御に係わるＥＣＵの機能構成図

【図１８】Ｇａ−ＮｅマップによるＰ分制御の説明図

【図１９】Ｇａ−ＮｅマップによるＩ分制御の説明図

【図２０】低水温時及び負荷変動時のＧａ−Ｎｅマップ
の移動を示す説明図

【図２１】Ｇａ−Ｎｅマップの特性を示す説明図

【図２２】Ｇａ−Ｎｅマップにおける始動時制御を示す
説明図

【図２３】始動時制御とＧａ−Ｎｅマップとの関係を示
す説明図

【図２４】行程吸入空気量と吸気管圧力との関係を示す
説明図

【図２５】チャンバモデルの説明図

【図２６】エアコンＯＮ，ＯＦＦ時の回転収束性を示す
説明図

【図２７】Ｄレンジシフト時の回転収束性を示す説明図

【図２８】Ｐ分の強さと回転数及び吸気管圧力変動との
関係を示す説明図

【図２９】始動時の回転変動を示す説明図

【図３０】水温補正によるＩＳＣ弁通過空気量の目標値
及び実測値を示す説明図

【図３１】低温始動時の目標ブースト圧及び実ブースト
圧を示す説明図

【図３２】パワーステアリング転舵時の回転収束性を示
す説明図

【図３３】ＩＳＣ弁の特性変化に対する学習を示す説明
図

【図３４】演算式におけるチャンバ容積の値を変化させ
た場合の回転変動とＩＳＣ弁開度変化を示す説明図

【図３５】ＰＩ制御による従来のアイドル制御のブロッ
ク図

【符号の説明】

１…エンジン ５ａ…スロットルバルブ １５…バイパス通路 １６…アイドル制御弁 ＤＵＴＹ…基本デューティ比（基本制御量） ＤＵＴＹＬＲ…学習値 ＤＵＴＹｉｓｃ…デューティ比（制御量） Ｇ，Ｈ…許容値 Ｇａｓｅｔ…目標行程吸入空気量（エンジンの図示トル
クと線形関係にあるとみなせる物理量の目標値） Ｇｆ…燃料噴射量 Ｎｅ…エンジン回転数 ＮSET…目標回転数 Ｐ…実ブースト圧（スロットルバルブ下流の吸気管内圧
力） Ｐｓｅｔ…目標ブースト圧 Ｐｉ…アイドル制御弁の前後の差圧 Ｑｃｙ…シリンダ流入空気量 Ｑｉｓｃ…アイドル制御弁通過空気量

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 エンジンの図示トルクと線形関係にある
   とみなせる物理量の目標値をアイドル時のエンジン回転
   数に応じて設定し、 上記物理量の目標値に基づく燃料噴射量に適合するアイ
   ドル制御弁の通過空気量を、スロットルバルブ下流の吸
   気管内圧力が上記物理量の目標値に対応する目標ブース
   ト圧まで変化されることでスロットルバルブ下流からシ
   リンダ直前までのチャンバ内に蓄積される空気質量と上
   記シリンダ内に吸入される空気質量の和として算出し、 上記通過空気量の算出値と上記アイドル制御弁の前後の
   差圧とに基づきアイドル制御弁に対する基本制御量を設
   定し、 予め設定された学習条件の成立時に目標ブースト圧とス
   ロットルバルブ下流の吸気管内圧力との差が許容範囲を
   外れているときに更新される学習値で上記基本制御量を
   補正して上記アイドル制御弁に対する制御量を設定する
   ことを特徴とするエンジンのアイドル制御方法。