JPS599741B2 - 内燃機関の最適動作特性を制御する方法 - Google Patents

内燃機関の最適動作特性を制御する方法

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JPS599741B2
JPS599741B2 JP51019816A JP1981676A JPS599741B2 JP S599741 B2 JPS599741 B2 JP S599741B2 JP 51019816 A JP51019816 A JP 51019816A JP 1981676 A JP1981676 A JP 1981676A JP S599741 B2 JPS599741 B2 JP S599741B2
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Description

【発明の詳細な説明】 本発明は、燃料一窒気調量装置を制御することにより動
作パラメータの変化に依存して内燃機関の最適動作特性
を得られるように制御する方法に関する。
本発明による方法の目的は全動作特性領域において、例
えば相応の燃料消費、排気ガス組成および回転について
、内燃機関の最良の特性を得ることである。
公知のピストン式内燃機関では、燃料一窒気一混合気の
混合比が化学量論的比率よりも稀薄になるさ不規則な燃
焼が生じ、そのため不等速回転が生ずる。
この不等速回転の原因は、シリンダ毎の体積効率が互い
に僅か異なること、および同一シリンダの場合は連続す
る動作サイクル毎の体積効率が互いに僅か異なることに
よる。
したがってこの不等速回転を利用して燃料一空気一混合
気を制御するためには、この不等速回転を検出すること
が必要である。
不規則な燃焼の結果クランク軸の回転むらも生ずる。
そのため既に、角度マーカ間の時間のばらつきが燃焼の
規則性の測定のために用いられ、これにより噴射量の調
整を行なうことが、提案されている。
しかしこの提案の欠点は、不規則な燃焼だけがクランク
軸の回転むらの原因ではなく、道路の凹凸による車両の
振動および駆動輪から伝導装置を介して作用する衝撃が
クランク軸へ伝達されることにもよる。
さらに別の提案によれば、燃焼室のイオン電流が燃焼の
変動に対する測定量として用いられ、この場合この変動
値が燃料一空気混合比を調整して許容設定値へ制御され
る。
しかしこの力法は各シリンダに測定個所を必要とし、個
々のシリンダに同一の測定装置を設けるには費用と老化
の問題が生ずる。
本発明の課題は、なるべく唯１つのパラメータにより最
適燃料一空気混合気が得られるような、体積効率および
／またはその不規則性を検出する簡単な方法を提案する
ことである。
上記課題は本発明により、制御量として体積効率の変化
分を用い、この変化分を測定された実際値として体積効
率の許容変動に対する設定値と比較し、設定値と実際値
との差に依存してこの差から形成される補正量により、
内燃機関へ供給される燃料と空気との混合比を、体積効
率の変化分が前記設定値になるように変化することによ
り解決される。
この場合唯１つの値である体積効率すなわち機関の行程
体積と吸入空気体積との比から燃料一空気混合比を決定
することと、体積効率の変動の著しく正確な制御法によ
りこの比を最適燃料２気混合比が得られるように調整す
ることが、町能吉なる。
このように本発明による方法は公知の方法とは反対に、
唯１つのパラメータすなわち体積効率だけを用いるこき
である、即ち１行程当りの吸入空気量の変化分を、制御
基準として使用することである。
本発明によるもう１つの方法においては上記課題は、補
正量を空気調量装置へ供給し、調量された空気量ひいて
は燃料一空気混合比λを補正し、体積効率の変化分の実
際値が所定設定値に相応するようにし、この場合例えば
体積効率と体積効率の変化分を少くとも１つの測定素子
で測定することにより解決される。
電子回路は前記の方法の場合と同一に構成される。
ただこの場合は後に詳述するように、電流が電子的液圧
的調整素子の作動のための出力量となっている。
測定は機関の所与データに応じて１個所だけで行なわれ
るか、またはシリンダ群あるいは各シリンダ毎に行なわ
れる。
そのため測定個所の数により機関の固有の混合比に対し
て適合させるこきができる。
本発明によれば体積効率の測定は種々の方法で行なわれ
る。
本方法は燃料一空気混合気の調整のための体積効率の変
動の検出だけに限定されるものではなく、体積効率の直
接測定とこの値に相応する噴射量の決定にも関する。
吸入管中の圧力測定も種々の方法で行なわれる。
動圧または静圧の量が吸入管を貫流する空気量の関数で
あるこさは公知である。
本発明の実施例による空気速度に相応する動圧の有利な
利用によれば、体積効率の測定を、吸入管中の吸入行程
の間圧力経過の平方根を積分することにより行なうか、
または体積効率の測定を吸入弁の閉成直前の時点の静圧
測定により行なうのである。
この時点においてシリンダ中の圧力は吸入管中の圧力に
等しく、その結果この圧力の量が体積効率に相応する。
本発明によれば圧力の測定には、ストレンゲージ、感圧
半導体、圧電素子、誘導圧力発信器または受風管を用い
ることができる。
本発明の実．施例によれば体積効率の決定のため、圧力
信号とシリンダ流入前の窒気の平均温度の信号とから形
成される商を使用することができる。
大低の場合は、体積効率の変動に対して設定値を特性領
域で一定に保持すれば十分である。
しかし個々の場合は体積効率の変動の設定値を、動作、
パラメータ例えば機関温度、外気温度、外気圧、機関回
転数により変化できるようにすれば有利である。
機関を特に保護するために、体積効率の突発的変化ある
いは変動の場合警報信号を発生するかまたは燃料供給を
停止する。
体積効率のこの突発的変化は、例えば１つまたは複数個
のシリンダの点火が行なわれないときに発生する。
この状態は、機関に排気ガス触媒反応器が後置接続され
ている時は、特に危険である。
このような場合、燃焼障害による不燃の燃料が排気ガス
触媒反応器へ導かれると、この装置は破壊されるおそれ
がある。
機関の体積効率に対して行程終了直前の吸入弁前方の圧
力したがってこの圧力に相応する電圧が１点で測定され
る。
しかし噴射持続時間を検出するこの方法の場合、この電
圧は次のサイクルまで一定に保持しなければならない。
そのためこの電圧を一時蓄積する装置が必要となる。
回転数と同期した方形パルスの発生のほかに、噴射持続
時間を測定する方法を使用した場合は、回転数き同期す
るのこぎり波パルスの発生も必要となる。
本発明の実施例によれば、通常は体積効率の増加により
行なう加速過程の場合燃料一窒気一混合気を濃縮し、減
速の場合は稀薄にすると好適であるこさが示されている
。
加速または減速のほかにさらに他の機関パラメータ例え
ば外気圧、吸入温度等が、燃料一空気混合比に対する制
御量きなる。
連続噴射用の電子回路の設計の場合はこの回路が、機関
の毎秒の吸入空気量に比例する毎秒噴射量を、制御する
ようにしなければならない。
本発明の実施例の電子回路の入力量としては体積効率の
変動を利用することができる。
この場合必要とされるのは、付加電子素子を回路の人力
側へ設けることだけであり、この付加電子素子が吸入圧
に比例する電圧したがって体積効率の変動を検出する。
この場合これらの量は制御量さして用いられ、さらに回
路の人力側の実際値として設定値と比較される。
この際設定値と実際値との差が制御用偏差として燃料一
空気混合比を変化させる。
次に本発明による方法につき図面を用いて詳述する。
第１図において１は燃料噴射装置を有する内燃機関を示
す。
この燃料噴射装置において、燃料一空気混合比が最適と
なるように、実際に噴射される燃料量ＱＥに対して基準
燃料量Ｑｓが調整される。
内燃機関１においてこの機関の特性量が測定され相応す
る電圧信号へしたがって電気量へ変換される。
これらの電気信号はブロックで示した電子制御装置へ供
給される。
各ブロックは電子制御装置の構成部分である。
制御装置５に制御装置４から信号Ｕｉが供給される。
この信号は、吸入窒気量ＱＬと無接触スイッチ間の走行
時間から検出され機関の回転数き関連する量△ｔ，！：
に応じて、制御装置４で形成される。
この空気量（ｈは、任意に操作できるチョーク弁２の位
置と機関の回転数と機関のシリンダのストローク体積と
により決定される。
空気量ＱＬは、測定装置３により測定される。
この測定装置はその測定法に応じて、吸気行程中の吸入
窒気量の積分値または吸気弁閉成の際の静圧を測定する
。
原則として空気量ＱＬの測定すなわち機関の必要に応じ
てアクセルを介して毎秒吸入される空気量の変化分△Ｑ
Ｌは、第１図、２図、３図で示されている唯１つの空気
量測定装置で行なわれるか、または各シリンダ群の有す
る１つの空気量測定装置あるいはシリンダ毎に個々に行
なわれる。
制御ブロック４において窒気の流量ＱＬに対する信号Ｕ
Ｌは量１／△ｔを考慮して各吸気行程の際の吸入量を表
わすため信号Ｕｉへ変換される。
それ故この信号Ｕｉは機関のシリンダの体積効率ηｉに
相応している。
次に制御ブロック５ではこの人力信号から、基準燃料噴
射量Ｑｓを決定する信号Ｕｓが発生される。
この場合制御ブロック５へ加えられる特性量例えば吸入
温度Ｔａ，機関温度Ｔｍ，外気圧Ｐａを介してＵｓを変
化させれば、原則として基準量Ｏｓを調整することがで
きる。
この基準量Ｑｓは噴射量ＱＥに対して補正され、この場
合Ｑｎ，がＯｓに対して加算または減算される。
このことは制御ブロック１０において基準量信号Ｕｓと
正または負の補正信号ＵＲとの評価の下に行なわれる。
補正信号ＵＲは、体積効率ηｉの変化分△ηｉｍを制御
量として処理する制御ブロック７において、決定される
。
体積効率ηｉの変化分は制御ブロック６で測定される。
この変化分に相応する出力信号△Ｕｉ（△ηｉｍ＝Ｋ２
・△Ｕｉ）は制御ブロック７で信号ＵＲへ変換される。
この信号ＵＲは、体積効率の平均変化分△ηｉｍが所定
の設定値Δηｉｓに相応する迄変化される（即ち正また
は負の値を有する）。
ブロック８で形成される通常一定の設定値△ηｉｓの量
は、回転数、加速度（制御ブロック１１からの）、吸入
温度Ｔａ，機関温度Ｔｍにより、さらに加速度（→）に
よっても、変化することができる。
原則として内燃機関は、この機関の走行限界まで稀薄に
できる燃料一空気一混合気により駆動するようにする。
そのため経済的な燃料消費の点を度外視すれば極めて有
毒性の少ない排気ガスが得られる。
基準量Ｑｓの信号Ｕｓを比較的濃い燃料一窒気一混合気
に対応するように決定しておくと好適である。
その理由は経験によれば、体積効率の変化分△ηｉすな
わち制御量△ηｉｍは、稀薄化がすすむ場合に不規則な
燃焼のため、著しく増加するからである。
そのため体積効率の変化分の増加と共に信号ＵＲとした
がって噴射量ＱＥは、設定値△ηｉｓが得られる迄減少
する。
すなわち制御ブロック７からの制御が行なわれないと、
制御ブロック５は信号Ｕｓを介して再び著しく濃い混合
気を発生するように制御する。
その結果機関は回転が早くなり、逆の場合のように著し
く稀薄なため一定速度にとどまることがない。
基準噴射量Ｑｓの信号Ｕｓと補正量ＱＲの信号ＵＲとは
ブロック１０において重畳され、噴射量ＱＥを決定する
制御量へ変換される。
この噴射量は噴射弁１２から吸入管または燃焼室へも直
接噴射される。
ＱＥ＝Ｋ・（Ｕｓ±ＵＲ）−ＱＳ±ＱＲ この方法にとっては、機関へ導かれる燃料量が断続的ま
たは連続的に各シリンダへ供給されるか、またはこの目
的のため特別に構成された気化器を介して内燃機関へ供
給されるかは、どちらでもよいことである。
第２図の装置では、空気の吸入温度Ｔａを考慮すること
により、体積効率ηｉの検出が行なえるように改善され
ている。
制御ブロック１３において吸入空気量ＱＬの信号ＵＬは
吸入温度Ｔａの信号Ｕａで割算される。
これによりブロック１３からは次の式で表わされる。
流量Ｍに比例する信号ＵＭが発生する： ブロック４においてこの信号ＵＭは回転数１／△ｔで割
算される、その結果制御ブロック４の出力信号Ｕｉでは
吸入温度Ｔａの影響が考慮されている。
第３図の装置では第１図の装置とは反対に、最適燃料一
窒気一混合気は空気量の調整により得られる。
基準噴射量Ｑｓの信号の検出は、この場合も第１図の装
置と同様に行なわれる。
制御ブロック４では被測定窒気量ＱＬから、クランク軸
上のスイッチ点間の走行時間を考慮して、体積効率の信
号Ｕｉが形成される。
次に制御ブロック５では吸入温度Ｔａ，機関温度Ｔｒｎ
，外気圧Ｐａを考慮して、噴射量の信号Ｕｓが形成され
る。
次に制御ブロック１０では信号Ｕｓが噴射量ＱＥへ変換
される。
燃料一空気一混合気の調整のため絞り弁の位置が変化さ
れる。
この目的のための電子回路は第１図の実施例の場合とほ
ぼ同様に構成することができる。
ブロック４で測定された体積効率ηｉは制御ブロック６
で体積効率の変化分△ηｉｍに対する信号へ変換され、
次にζの信号は制御ブロック７で設定値△ηｉｓと比較
される。
この場合補正量きしては、液圧調整素子１６の磁石１５
を制御する電流が必要である。
これにより絞り弁２の位置は、測定された体積効率の変
化分△ηｉｍが設定値△ηｉｓに相応する迄、調整され
る。
第４図、第５図、第６図には、時間（横軸）に対する体
積効率（縦軸）の図表が示されている。
第４図は燃料分の方が多い燃料一空気一混合気例えばλ
＝０．９の場合の、体積効率の変化分△ηｉと時間平均
値△ηｉｍ１とが示されている（λ＝１は化学量論的混
合気である）。
この場合基準噴射量は信号Ｕｓから決定される。
△ηｉｍは補正量である。
第５図には、燃料一窒気一混合気を稀薄にした場合（λ
＝１．２ ） 、体積効率ηｉの変化分△ηｉｍ２は第
４図の場合より大きくなることを示す。
このことが既述のように匍脚に対して利用される。
それ故制御ブロック７の電子匍脚の目的は補正信号ＵＲ
により燃料一窒気一混合気を、体積効率の変化物△ηｉ
ｍが設定値△ηｉｓに達する迄、希薄化することである
。
第６図にはシリンダの不点火の結果△ηｉｍが突発的に
変化する様子が示されている。
基本量に対する信号Ｕｓを形成する制御ブロック５（第
１図、第３図を参照）は、△ηｉｍがこの種の突発変化
の場合警報信号を発するかまたは機関を停止するように
、構成される。
このこさは、燃焼しなかった燃料一空気一混合気が供給
された場合燃焼させる触媒反応器が機関に後置されてい
る場合重要である。
第１図、第２図、第３図で示した、吸込孕気量ＱＬの検
出に用いる空気量測定装置３は、吸入空気量の測定法に
応じて異なるように構成することができる。
第７図には、電流により加燃された白金線１９を窒気流
の中で冷却しその抵抗値の減少を介して吸入空気量ＱＬ
を測定する燃線流速計が示されている。
白金線１９，２０，２３，２５はブリッジを構成してい
るため、１９の抵抗変化が極めて敏感に測定される。
制御ブロック２６において２１〜２４間の電圧が、窒気
量ＱＬに対する信号ＵＬを発生する電圧Ｕｓへ変換され
る。
窒気量のもう１つの測定法は吸気管中の圧力の測定を介
して行なうものである。
吸気管中の圧力の検出の場合、次に詳述する方法を用い
れば、多くの使用目的に対して十分正確な結果を得るこ
とができ、その結果体積効率の変化から導出される補正
信号を用いる必要がなくなる。
第８図の図表は窒気量ＱＬを時間（横軸）に対して示し
たものである。
第８図の圧力測定法の場合その都度吸入時間で積分すれ
ば好適である。
これによりサイクル毎に吸入空気が検出されるため体積
効率ηｉが直接検出される。
ηｉは次の式から計算される：この場合ｖＨはシリンダ
の行程体積である。
第９図にはストレンゲージで動圧を測定して窒気量を測
定する装置が示されている。
このストレンゲージは、窒気力の下で空気速度に応じて
屈曲する細長い薄いばね片上に貼布されている。
屈曲はストレンゲージ２９により、さらに３つの抵抗３
１，３２，３３を有するブリッジ回路を介して検出され
増幅器３６で増幅される。
吸気行程中の圧力の平方根を積分して、体積効率が検出
される。
ブロック４で積分が行なわれブロック５と１０で基準燃
料量が検出され、ブロック６，７で補正量が測定される
。
第１０図の装置では吸入窒気量は吸込管中の空気の静圧
の測定により測定される。
吸入弁閉成の瞬間の吸入管中の圧力はその同じ時間のシ
リンダ中の圧力に相応するため、シリンダ充填したがっ
て体積効率に対する尺度となる。
それ故この場合体積効率を測定するためには、この静圧
測定を吸込弁の行程の終りに行えば十分である。
相応する静圧の曲線を第１１図に示す。
この図には測定点αＥＳ が記入されている。
体積効率の量は式ηｉ二Ｋ−ＰＥｓ（ａＥｓ）から求め
られる。
測定点αＥ８での圧力をＰＥＳとする。
この圧力ＰＥＳ に対応する信号は例えば装置１０にお
いて示したように、ストレンゲージ３７と抵抗３８，４
０，４１から構成されるブリッジを介して検出され、増
幅器４２を経て制御ブロック４の出力側ではηｉとして
現われ制御ブロック６の出力側では△ηｉｍとして現わ
れる（第１図、第３図参照）。
第１２図、第１３図には圧力測定のもう１つの実施例と
して、感圧半導体４３を介して動圧を検出する装置が示
されている。
この半導体は固定壁に取付けられ、空気流はこの半導体
に垂直に邑たるようになっている。
この場合この半導体は動圧とこの動圧に重畳されている
静圧きを測定する、何故ならばこの半導体は内部が真空
となっているからである。
感圧半導体にはブリッジと温度補償装置とが組込まれて
いる。
抵抗４４が測定出力の感度を調整する。
第１４図の実施例では感圧半導体４５は空気流の外側に
配置されているため、静圧だけが測定される。
感度は抵抗４６により調整される。第１５図と第１６図
には動圧を圧電セラミック４７で測定する方法が示され
ている。
受風圧が、空気流を受けるように配置されている薄板４
７を屈曲させる。
この変形により付着された圧電セラミックに電圧ＵＰを
発生し、この電圧の量が増幅器４８で電力ＵＬ−ＪＬへ
増幅されさらに処理される。
第１７図の回路は第１５図、第１６図の回路と同様であ
るが、圧電セラミック４９は窒気流の中に配置されてい
ない。
それ故静圧が測定される。電圧ＵＰは増幅器５０で電力
ＵＬ−ＪＬへ増幅される。
第１８図には動作を誘導変位発信器で検出する方法を示
子。
第１９図は、第１８図の空気吸入管に使用されている窒
気量測定装置のばね板５１を、第１８図の右方から見た
図である。
受風圧により変形されるばね板５１に誘導変位検出器５
２の鉄心が取付けられている。
交流電圧ＵＥにより鉄心の位置に応じて振幅の変化する
交流電圧ＵＬが発生する。
この交流電圧ＵＬは増幅、整流されて、空気速度に対す
る量を表す。
屈曲は空気力だけが行なうため、動圧だけが測定される
。
第２０図の実施例では誘導変位発振器５４を介して、吸
込管の内圧によるダイヤフラム５３の屈曲したがって静
圧が、測定される。
第２１図の装置では受風管５５の中で動圧と静圧との差
が測定される。
その結果この値は吸入量を直接示す量となる。
圧力差は例えば第８図〜第２０図において説明した方法
の１つで測定される。
５６の位置には例えば圧電セラミック装置が５５〜５６
間の差圧の測定のため配置されている。
第２２図には間けつ噴射のための電子回路が示されてい
る。
この電子回路は、機関の体積効率が測定されこの体積効
率により噴射量が制御される場合は、極めて好適である
。
この回路がまた好適であるのは、その入力側で体積効率
の変化分が制脚量として測定され設定値と比較され両方
の値の差が制御装置により検出される噴射量を補正し、
その結果燃料一空気混合比が最適吉なるようにした場合
である。
第２２図の回路は体積効率による噴射量の部脚回路とし
て構成されている。
慣性と摩耗とを除去するため機関温度の伝達は非接触的
に行なわれる。
吸入弁前方の吸入圧ｐｓは測定値変換器３により吸入圧
に比例する電圧（ＵＬ）へ変換される。
電界効果トランジスタ５７を導通させる単安定マルチバ
イブレーク６０からのスイッチパルスにより、吸入圧に
比例する電圧（ＵＬ）から、機関のシリンダの吸入弁が
閉成される瞬間の吸入圧に相応する電圧値（Ｕｉ）が取
出される。
電圧（Ｕ１）のこの瞬時値を機関の動作周期の間中一定
に保持するため、この電圧はコンデンサ５８へ加えられ
、このコンデンサの電荷が次のスイッチパルスまで保持
される。
スイッチパルスは極めて短かいため、十分な精度をもっ
てこの電圧の瞬時値を保持する。
何故ならばこのスイッチパルスは回転数最大の場合機関
の１／２回転の時間の１％にすぎないからである。
インピーダンス変換器６５は人力電圧（Ｕｉ ）をその
値を変化させずに出力側へ発生させるが、電界効果トラ
ンジスタ５７が再び導通ずる迄この電圧がコンデンサ５
８で保持されるようにする。
この電圧Ｕｉは限界値スイッチ６１の反転入力側６３へ
も加わる。
この場合限界値スイッチは導通して制御ブロック１０を
介して噴射開始がトリガされる。
のこぎり波パルス発生用コンデンサ６２の両端には電界
効果トランジスタ７３が接続されている。
このトランジスタは単安定マルチバイブレーク６０がス
イッチパルスを発生した場合電界効果トランジスタ５７
と同時に導通する。
電界効果トランジスタ７３が導通するとコンデンサ６２
は短絡される、即ち電圧ＵｃがＯとなる。
短かいスイッチパルスが終ると電界効果トランジスタ７
３は遮断されコンデンサ６２は抵抗７２を経て導通トラ
ンジスタ６６を介して充電される。
即ち新しいのこぎり波電圧パルスＵｃが発生し、このパ
ルスが限界値スイッチ６１の人力側６４に加わりかつそ
の勾配が抵抗７２ ，６６とコンデンサ６２の値に依存
する。
のこぎり波電波パレス（Ｕｃ）と方形パルス（Ｕｉ）と
が等しいかあるいはほぼ等しい値を有する場合は、限界
値スイッチ６１がしたがって制御段１０が遮断される。
即ち噴射が終了する。
噴射量の制御に対してこの方法では、吸入圧したがって
体積効率が増加する場合すなわち吸入圧に比例する電圧
Ｕｉが増加する場合、噴射パルスに対する持続時間がよ
り長くなりしたがって噴射量もより大きくなる。
加速の場合は機関の燃料一空気混合比を濃縮することが
必要なことがわかる。
このため気化の場合加速ポンプが用いられる。
他力減速の場合は混合気を稀薄にすると好適である。
この回路の場合この特性は次のようにして達成される。
即ち吸込圧に比例する電圧Ｕｉはインピーダンス変換器
６５の出力側でＲＣ素子６９．６８に加わり、このＲＣ
素子は吸込圧に比例する電圧Ｕｉが変化すると一定電圧
（ＵＤ）の過比例の変化分（ｍＤ）がトランジスタ６６
のベースに短時間加わる特性を有するようにするのであ
る。
抵抗７０．７１とトランジスタ６７とから成る分圧器が
トランジスタ６６のベース電圧（ＵＤ ）の値を決定す
る。
この場合トランジスタ６７の抵抗は一定きみなされる。
抵抗７２とトランジスタ６６の導電率とがのこぎり波電
圧（Ｕｃ）の勾配を決定することは、既に説明した。
ベース電圧の変化（△ＵＤ）によりトランジスタ６６の
導電率が変化する。
機関の負荷の増加に常に伴なう加速過程の場合、体積効
率が増加する。
そのため吸入圧に比例する電圧（Ｕｉ）も増加しその結
果ＲＣ素子６８，６９により一時的にベース電圧ＵＤが
過比例となる。
そのためトランジスタ６６の導電率が減少する、即ちコ
ンデンサ６２がより緩慢に充電され、のこぎり波電圧（
Ｕｃ）１は一時的により緩慢に増加する。
即ち噴射パルスの長さは、混合比が一定の場合はより長
くなり、そのため過速過程の場合は混合気が濃縮される
。
抵抗７Ｇ，７１を有する分圧器にはトランジスタ６７ｔ
［続されている。
このトランジスタのベースには機関のパラメータ例えば
機関温度、吸入温度、外気圧が測定値変換器を介して加
えられている。
その結果これらの量がトランジスタ６７の導電率を変化
させる。
この場合トランジスタ６６のベース電圧したがってこの
トランジスタの導電率が今度は定常的にも変化する。
このことがのこぎり波パルス電圧（Ｕｃ）の勾配へ作用
する。
この場合考慮すべきこさは、機関温度および吸入温度の
上昇および外気圧の減少が噴射量を減少するこさである
。
第２２図の回路は走行限界の制御に対しても用いること
ができる。
このことは第１図において既に詳述してある。
第２３図は、吸入圧に依存する電圧（Ｕｉ）から発生さ
れる方形パルスとのこぎり波パルス（Ｕｃ）との協同作
用を示す。
方形パルス（Ｕｉ）の勾配はコンデンサ５８の充電時間
により決定される。
立上りまたは立下りに対する時間は回転数最高の場合の
機関１／２回転時間の１％以下である・そのためほぼ垂
直な立上りまたは立下りが得られる。
噴射パルス１〜４に対応する各のこぎり波パルス電圧Ｕ
ｃは同一の勾配を有するが、各々の体積効率したがって
吸込圧の上昇に比例して電圧（Ｕｉ）は増加する。
噴射持続時間ｔＢ１〜ｔＥ４は増加することが示されて
いる。
パルス４によってトランジスタ６６の導電率の変化の影
響を示す。
即ち例えば負荷の減少、外気圧の低下、吸入温度の上昇
または機関温度の上昇によりのこぎり波電圧の勾配がよ
り増加して、その結果所望のより短かいパルス持続時間
（ｔＥ５）即ちより小さい噴射量が得られる。
第２４図の回路は連続噴射用の回路を示す。
クランク軸により作動される例えば回転数センサとして
形成されるスイッチ５９は、所定角度位置でプラス線か
ら単安定マルチバイブレーク６０への電圧印加を切換制
御する。
スイッチ５９によって針状パルスが形成される。
この針状パルスは、回転部材が２つの接点（そのうち一
万は５９で示されている）を通過する毎に発生される。
吸入圧に比例する電圧（Ｕｉ）のコンデンサ５８への供
給とこの電圧のインピーダンス変換器６５を介しての伝
送は、間けつ噴射の場合さ同様であ・り、既に第２２図
において説明してある。
しかしそれから後の噴射量の決定法が異なる。
抵抗７８，８４およびトランジスタ６６は分圧器を構成
している。
最初にトランジスタ６６が導通していないと仮定すると
、増幅器８１に加わる電圧（ Ｕ ｖ ）はインピーダ
ンス変換器６５から加わった電圧（Ｕｉ）と等しい。
増幅器８１は比例増幅するため、増幅器８１の出力側に
は人力電圧に比例する電圧Φａ）が発生する。
この電圧は乗算器７６において乗算される。
この乗算器には毎秒測定される、クランク軸の回転によ
りトリガされ回転数に比例するパルス数から形成される
電圧（Ｕｎ ）も、加わっている。
この両電圧から積電圧（Ｕｎ−ａ）が発生する。体積効
率と回転数から形成されるこの合成電圧は、機関が単位
時間に吸入する窒気量に対応している。
単位時間毎に噴射される燃料量は単位時間毎に吸入され
る窒気量に比例させなければならない。
この条件が満たされるのは、噴射量制御装置１０が積電
圧（Ｕｎ−ａ）に比例する燃料量を毎秒噴射し、そのた
め所望の燃料一空気混合比が発生する場合である。
機関パラメータがこの比を変化できるようにするには次
のようにすれば好適である。
即ち、トランジスタ６６が遮断せず通常の状態ではほぼ
導通していて、その結果抵抗７８．８４およびトランジ
スタ６６から成る分圧器では抵抗７８の入１力側の電圧
（Ｕｉ）および出力側の電圧（ Ｕ ｖ ）の値１は異
なっても互いに比例するようにするのである。
そのためトランジスタ６６の導電率を変化すれば、燃料
一空気混合比を変化することができる。
このことはまず加速の場合すなｈち機関の負茫増加の場
合コンデンサ６８を介して行なわれる。
このコンデンサにより、吸入圧に比例する電圧（Ｕｉ）
の増加が増幅器８１の入力電圧（Ｕｖ）の一時的な過比
例の増加を生ぜしめ、その結果機関加速の場合燃料一窒
気一混合気の濃縮が行なわれるのである。
増幅すべき電圧（Ｕｖ）の過比例の増加分は次のように
発生する。
即ちトランジスタ６６のベース電圧（ＵＤ）が吸入圧に
比例する電圧（Ｕｉ）を介して大きく増加し、次に増幅
器８１の人力側の電圧（ Ｕ ｖ ）が過比例′に増加
し、そのため出力電圧（Ｕａ）したがって毎秒噴射量Ｑ
Ｅが増加する。
反対に負荷減少の場合は燃料一望気混合比の稀薄化が所
望のように行なわれる。
機関パラメータ例えば機関温度、吸入温度、外気圧は第
２トランジスタ６７のベースへ加えられ、そのためこの
トランジスタの導電率が変化する。
トランジスタ６７はさらに抵抗７０．７１を有する分圧
器の素子である。
トランジスタ６７の導電率の変化によりトランジスタ６
６のベース電圧（ＵＤ）も変化する。
そのためトランジスタ６６の導電率も変化するので、抵
抗７８の入力側の電圧（Ｕｉ）と出力側の電圧（Ｕｖ）
の差が変化する。
そのため増幅器８１の出力側の電圧値（Ｕａ ）が変化
するための燃料一空気混合比が変化する。
第２５図には、吸入圧に比例する電工（Ｕｉ）が変化す
ると増幅器８１の出力電圧（Ｕａ ）が変化する様子が
示されている。
吸込圧に比例する電圧（ Ｕ ｉ ）の突発的変化（第
２５図ａ）が測定装置により検出される。
トランジスタ６６のベース電圧（ＵＤ）は吸入圧に比例
する電圧が変化した場合コンデンサを介して一時的に変
化するが、常に一定値ＵＤ（第２５図ｂ）へ戻される。
このことは、トランジスタ６６の導電率の一時的な変化
と抵抗７Ｂの人力側の電圧（Ｕｉ）の変化の影響とを介
して、抵抗８０の出力側の電圧（Ｕｖ）の一時的な過比
例の変化を生ゼしぬ、したがって増幅器８１の出力側の
電圧（Ｕａ）が、第２５図Ｃのように変化する。
【図面の簡単な説明】
図は本発明の実施例の説明に供するもので、第１図は、
機関により吸入される空気量を測定しこの値から基準燃
料量を検出しこの燃料量を体積効率の変動により補正す
る回路装置のブロック図、第２図は温度の影響を考慮し
た毎秒の空気量の簡単な測定法を示すブロック図、第３
図は窒気量により補正が行なわれるようにした第１図と
は類似の回路装置のブロック図、第４図と第５図はその
都度の燃料一窒気混合比に依存する体積効率の変動を示
す図表、第６図は１つまたは複数個のシリンダの点火が
行なわれない場合体積効率の変化を示す図表、第７図は
吸入空気量すなわち機関の体積効率を測定する熱線流速
計の回路装置、第８図は動圧を時間積分することにより
体積効率を検出する測定法のための図表、第９図は体積
効率の測定のためストレンゲージで動圧を測定する回路
装置、第１０図は体積効率の測定のためストレンゲージ
で静圧を測定する装置、第１１図は吸入弁閉成の際の圧
力測定により体積効率を測定する方法を説明するための
図表、第１２図と第１３図は感圧半導体で吸入管中の動
圧を測定することにより体積効率を測定する装置の断面
図および側面図、第１４図は感圧半導体により吸入管中
の静圧を測定して体積効率を測定する装置の略線図、第
１５図と第１６図は圧電セラミックを用いて吸入管の動
圧を測定することにより体積効率を測定する装置の断面
図および側面図、第１７図は圧電セラミツクを用いて吸
入管中の静圧を測定することにより体積効率を測定する
方法のブロック図、第１８図と第１９図は誘導変位検出
器を用いて動圧を測定することにより体積効率を測定す
る装置の断面図および側面図、第２０図は誘導変位検出
器により静圧を測定して体積効率を測定する方法を示す
略線図、第２１図は管で動圧と静圧との差を測定するこ
とにより体積効率を測定する方法を示す略線図、第２２
図は間けつ噴射のための制御装置の電子回路略図、第２
３図は燃料噴射パルスの長さが変化する様子を示す図表
、第２４図は連続噴射のための制御装置の電子回路略図
、第２５図は吸入圧に比例する電圧とその電圧が処理さ
れる様子を示す波形図である。 ４，５，６，７，８，１０，１１・・・・・・制御装置
、１６・・・・・・液圧調整装置、１９，２０，２３．
２５・・・・・・白金線、２９，３７・・・・・・スト
レンゲージ、４３，４５・・・・・・感圧半導体、４７
，４９，５６・・・・・・圧電セラミック、５２．５４
・・・・・・誘導変位検出器、５５・・・・・・受風管
、６０・・・・・・単安定マルチバイブレーク、７５・
・・・・・回転数測定器、７６・・・・・・乗算器。

Claims (1)

  1. 【特許請求の範囲】 １ 燃料一空気調量装置を制御することにより動作パラ
    メータの変化に依存して内燃機関の最適動作特性を得ら
    れるように制御する方法において、制御量として体積効
    率の変化分を用い、該変化分を測定された実際値（△η
    ｉ ｍ ）として体積効率の許容変動に対する設定値（
    △ηｉｓ）と比較し、設定値（△ηｉｓ）と実際値（△
    ηｉｍ）との差に依存して前記の差から形成される補正
    量（ＵＲ，）により、内燃機関１へ供給される燃料と空
    気との混合比を、体積効率の変化分が前記設定値になる
    ように変化することを特徴とする内燃機関の最適動作特
    性を制御する方法。 ２ 補正量（ＵＲ）を燃料一空気調量装置１０へ供給し
    、体積効率ηｉの量から形成された調量燃料量（ＱＢ）
    、ひいては燃料一空気混合比λを補正量（ＵＲ）により
    補正し、最後に体積効率（ηｉ）の変化分の実際値（△
    ηｉ ｍ ）が所定設定値（△ηｉｓ）に十分相応する
    ようにした特許請求の範囲第１項記載の方法。 ３ 補正量（ＵＲ）を空気量調量装置２へ供給し、調量
    された空気量（ＱＬ）、ひいては燃料一窒気混合比λを
    補正して、体積効率（ηｉ）の変化分（△ηｉｍ）の実
    際値が所定設定値（△ηｉｓ）に相応するようにした特
    許請求の範囲第１項記載の方法。 ４ 体積効率（ηｉ）と該体積効率の変化分（△ηｉｍ
    ）を少くとも１つの測定素子３で測定する特許請求の範
    囲第１項記載の方法。 ５ 体積効率（ηｉ）と該体積効率の変化分（△ηｉｍ
    ）を熱線流測計１９で測定する特許請求の範囲第１項記
    載の方法。 ６ 体積効率および／または該体積効率の変化分（△η
    ｉ ｍ ）を吸入管中の圧力（Ｐｓ ）により測定する
    特許請求の範囲第１項記載の方法。 ７ 体積効率（ηｉ）の測定を、吸入管中の吸入行程の
    間圧力経ｉの平方根を積分（ＫｆＶ朽「ａｔ）すること
    により行なう特許請求の範囲第６項記載の方法。 ８ 体積効率（ηｉ）の測定を吸入弁の閉成直前の時点
    の静圧（Ｐｓ）測定により行なうことを特徴とする特許
    請求の範囲第６項記載の方法。 ９ 圧力（Ｐｓ ）の測定のため吸入管の圧力により変
    形する壁面に取付けたストレンゲージ２９，３７を用い
    る特許請求の範囲第６項記載の方法。 １０圧力（Ｐｓ）の測定のため圧電半導体４３，４５を
    用いる特許請求の範囲第６項記載の方法。 １１ 圧力（Ｐｓ）の測定のため圧電素子４７．４９を
    用いる特許請求の範囲第６項記載の方法。 １２圧力（Ｐｓ）の測定のため誘導圧力発信器５２，５
    ４を用いる特許請求の範囲第６項記載の方法。 １３静圧と分圧力さの差としての受風圧（Ｐｓ）の測定
    のため受風管５５を用いる特許請求の範囲第６項記載の
    方法。 １４ 体積効率（ηｉ）の決定のため、圧力信号と空気
    の平均温度に対する信号とから形成される商を、機関の
    シリンダにおける制御に用いる特許請求の範囲第６項記
    載の方法。 １５体積効率の変化分の設定値（△ηｉｓ）を機関温度
    （Ｔｍ）、外気温度（Ｔａｕ）．外気圧（Ｐａ ） 、
    機関の回転数（ｎ；１／△ｔ）等の動作パラメータによ
    り変化する特許請求の範囲第１項記載の方法。 １６ 体積効率（ηｉ）の変化分の設定値（△ηｉｓ）
    を機関の回転数（ｎ：１／△ｔ）の加速度（１／△ｔ２
    ）または減速度によって変化し、この場合加速の際は体
    積効率の変化の量（△ηｉ）に依存して燃料一空気混合
    気を濃縮し、減速の際は稀薄にする特許請求の範囲第１
    項記載の方法。 １７体積効率（ηｉ）の突発的変化の場合警報信号を発
    生するかまたは燃料供給を停止する特許請求の範囲第１
    項記載の方法。 １８噴射量（ＱＢ）を決定する機関パラメータ（ηｉ，
    ｎ，Ｔｍ，Ｔａ，Ｔａｕ，Ｐａ）の伝送を電子回路を経
    ておよび非接触発信器３を介して行なう特許請求の範囲
    第１項記載の方法。
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