JPS6155337A - 内燃機関の空燃比制御装置 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 ［Ｉｒ業上の利用分野］ 本発明は、内燃機関に供給する混合気の空燃比を制御す
る内燃機関の空燃比制ｇｉ装置に関する。

［従来技術１ 第１４図は、従来の内燃機関の燃料制御装置の一例を示
す。

本図に示すように、燃料はツユ一二ルタンク１からフュ
ーエルポンプ２に吸入圧送され、フューエルダンパ３に
より脈動が押えられ、フューエルフィルタ４により、ご
みや水分が取り除かれ、プレッシャレギュレータ５によ
り圧力が一定にされ、燃料噴射弁６に供給される。プレ
ッシャレギュレータ５は燃料噴射弁６に供給する燃圧を
吸気管圧との差圧で例えば２．５ｋｇ／ｃ＋ｗ２の一定
値にする。７は寒冷地の始動性を良くするために燃料を
噴射するコールドスタートパルプである。

また、エアクリーナ８を通った空気は、エフフローメー
タ９により計量され、スロットル弁１０により流量がＦ
Ｉ’Ｊｊ御され、吸気マニホールド目を経て燃料噴射弁
６により燃料と混合（混合気）され、各シリンダ１２に
送り込まれる。この混合気をシリンダ１２で圧縮し、適
当な時期に点火プラグ１３で点火する。排気ガスは排気
マニホールド１４と不図示の浄化装置を通って大気中に
放出される。　４０は排気ガス成分濃度（例えば、酸素
濃度）を検出する排気センサである。

１５は機関の冷却水温を検出する水温センサ、１Ｂは機
関のクランク軸の回転角度を検出するディストリビュー
タ内蔵のクランク角センサ、１７は点火装匠、１８は機
関に供給する混合気の空燃比を制御する制御装置である
。

クランク角センナ１Ｂは、例えばクランク角の基準位置
（４気筒機関では１８０°毎、６気筒機関では１２０°
毎）に基準位置パルスを出力し、また単位角度毎（例え
ば２°毎）に単位角パルスを出力する。そして、制御装
置１８内において、この基準位置パルスが入力された後
の単位角パルスの数を計数することによってその時のク
ランク角を知ることが出来る。また、単位角パルスの周
波数または周期を計ｆｌ１１することによって機関の回
転速度を知ることも出来る。

制御装置１日は、例えばｃｐυ、ＲＡＭ、ＲＯＭ、入出
力インターフェイス等からなるマイクロコンピュータで
構成され、上述のエアフローメータ９から与えられる吸
入空気敲信号Ｓ１、水温センサ１５から与えられる水温
信号Ｓ２．クランク角センサ１６から与えられるクラン
ク角信号Ｓ３、排気センサ４０から与えられる排気信号
ＳＩＯ及び図示しない八ツテリ電圧信号やスロットル全
開スイッチの信号等を入力し、それらの信号に応じた演
算を行って機関に供給すべき燃料噴射量、または燃料噴
射弁６の開弁時間を算出し、噴射信号Ｓ５を出力する。

この噴射信号Ｓ５によって燃料噴射弁６が各気筒同時に
機関１回転につき１度作動し、機関に所定量の燃料を供
給する。

Ｌ述の制御装置１８内における燃料噴射量（燃料噴射時
間）　　ＴＩの演算は、例えば次の式によって行われる
（例えば８産技術解説書１９７９　ＥＣＣ５Ｌ系エンジ
ンに記載）。

ＴＩ　＝Ｔｐ　Ｘ　（１÷Ｆｔ　＋ＫＭＲ／１００）　
Ｘβ÷Ｔｓ　　・・・（１）上述の（１）式において、
Ｔ、は基本噴射量（基本開弁時間）であり、例えば１回
転当りの吸入空気量をＱ、機関の回転速度をＮ、定数を
Ｋとした場合にＴＰ　＝にΦＱ／Ｎの演算で求められる
。またＦｔは機関の冷却水温に対応した補正係数であり
１例えば第２図に示すように冷却水温度が低いほど大き
な値となる。上述のＱはエアフロメータ９の信号Ｓｌ、
　　Ｎはクランク角センサ１Ｂの信号Ｓ３゜Ｆｔは水温
センサ１５の信号Ｓ２により求まる。

また、　ＫＭＲは、高負荷時における補正係数であり、
例えばｍ３図に示すように基本噴射量Ｔｐと機関回転速
度Ｎとに応じた値として予めデータテーブルに記憶され
ていた値からテーブルルックアップによって読み出して
用いる。またＴｓはバッテリ電圧による補正係数であり
、燃料噴射弁６を駆動する電圧の変動を補正するための
係数であり、例えばバッテリ電圧をＶｅ　、定数をａ、
ｂとした場合にＴ５　＝ａ＋ｂ（１４−ｖＢ）で求めら
れ、第４図に示すようにバッテリ電圧が低いほど大きな
値となる。

また、βは排気センサ４０からの排気信号ＳＩＯに応じ
た補正係数であり、このβを用いることによって混合気
の空燃比を所定の値、例えば理論空燃比１４．８近傍の
値にフィードバック制御することが出来る。

ただし、この排気信号Ｓ１０によるフィードバック制御
を行っている場合には、常に混合気の空燃比が一定の値
となるように制御されるので、上記の冷却水温による補
正や高負荷による補正が無意味になってしまう、そのた
め、この排気信号ＳＩＯによるフィードバック制御は、
水温による補正係数Ｆ、や高負荷における補正係数ＫＭ
ＲがＯの場合のみ行なわれる。

〔発明が解決しようとする問題点〕

しかしながら、このような従来の制御装置においては、
排気センサの信号に応じたフィードバック制御は行なっ
ているが、高負荷条件による補正は基本噴射量と回転速
度、すなわち吸入空気量と回転速度とによって決定され
るような構成となっており、その補正は全くオープンル
ープ制御で行われている。

そのため、エアフローメータや燃料噴射弁等のバラツキ
や経時変化等によって、最初にマツチングした最適空燃
比（ＬＢＴ・・−ＬｅａｎｅｓＬ　Ｍｉｘｔｕｒｅ　ｆ
ａｒＢｅｓｔ　Ｔｏｒｑｕｅ　、発生トルクを最大にす
るための空燃比であり、前記の排気センサ信号による空
燃比のフィードバックの値とは異なった値となっている
）からはずれてトルクが低下したり安定性が悪化したり
する虞れがあった。

そこで、最適空燃比（ＬＢＴ）は発生トルクを最大にす
るための空燃比であるから、負荷に対応して発生したト
ルクを測定し、そのトルクが最大となるように空燃比（
具体的には燃料噴射量等）をフィードバック制御すれば
よいと考えられる。しかし、２Ａ８　ＵＡに示すように
、そのＬＢＴ点のリーン化側の近くにノッキング発生限
界があるので、空燃比をリーン化する場合とリッチ化す
る場合に同じ制御利得で空燃比制御を実行すると、空燃
比がリーン側方向に近よってノッキングを発生しやすく
なるという欠点があった。

本発明は、上述の従来技術の問題点を解決することを目
的としている。

［問題点を解決するための手段］ Ｉ−述の目的を達成するため、本発明においては、機関
のシリンダ内圧力の検出値を用いて発生トルクに対応す
るデータを算出し、そのデータが最大とするように空燃
比を制御し、かつその際の空燃比をリーン化する場合の
制御利得をリッチ化する場合の制御利得よりも小さくす
ることにより、ノッキングの発生を阻止し、　ＬＢＴ点
で機関を動作させるように構成している。

以下、まず、ＬＯＴを実現するだめの原理について説明
する。

第５図は、クランク角とシリンダ内圧力の関係を示し、
また第６図は、空燃比と発生トルクとの関係を示し、一
定回転速度（例えば２０００ｒｐｉ＋）でスロットル弁
全開の条件における値を示している。

第５図から判るように、最高トルクの得られる点火時期
条件０１Ｂ丁）では、シリンダ内圧力は圧縮上死点（Ｔ
Ｄ（：）から１０°〜２０’後、すなわちＡＴＤ０１０
°〜２０°において最大となる。また、その最大値は、
空燃比Ａ／Ｆに応じて変化し、Ａ／Ｆが１３付近で最大
となる。また第６図から判るように、機関の発生トルク
もこの空燃比が１３付近の時に最大となり、これをしＢ
Ｔは呼んでいる。従って、シリンダ内圧力を最大にする
ようにフィードバック制御すれば高負荷時における空燃
比を常に最適空燃比（ＬＢＴ）に制御することができる
。

そのシリンダ内圧力を最大にするようにフィードバック
制御するときに、空燃比をリーン化する場合の制御利得
Δαしを空燃比をり一２チ化する場合の制御利得ΔαＲ
よりも小さくすれば、リーン側への制御利得が小さいこ
とから、第６図のノッキング限界に近づく速度が相対的
に遅くなってノッキングを発生しにくくさせることがで
きる。

またシリンダ内圧の最大値は機関の負荷によつても変わ
るので、シリンダ内圧を負荷で除算することにより正規
化し、この正規化した値に応じた空燃比をフィードバッ
ク制御すれば、正確な空燃比制御が得られる。

なお、最高トルクの得られる点火時期条件（ＭＢＴ）で
はシリンダ内圧が最大となるクランク角度は一般に上孔
後１０°〜２０″の範囲内の値、例えば上死点後１５°
の値であり、機関の連桿比に応じて定まる固有の値であ
る。なお、連桿比とはコネクティングロッドの長さとク
ランクシャフトの回転半径（ストロークの１／２）との
比であり、コネクティングロッドの長さをＬ、クランク
シャフトの回転半径をｒとした場合に、連桿比入−Ｌ／
ｒである。

次に第１図（Ａ）　、　（Ｂ）は、本発明の構成要素を
示すブロック図である。第１図（Ａ）、（Ｂ）において
。

ａはシリンダ内圧力を検出する検圧手段であり、例えば
、後述の第７図の圧力センナ１９である。また、ｂはク
ランク角を検出するクランク角検出手段であり、例えば
、前述の第１４図のクランク角センサ１６である。また
Ｃは本発明に必須な構成要素ではないが、機関の負荷を
検出する負荷検出手段であり、例えば前述の第１４図の
エアフローメータ９または吸気管圧センサ（不図示）、
または前述の第１４図のスロットル弁１０の開度を検出
するスロットル弁開度センナ（不図示）である。

また、ｄは演算手段であり、例えばマイクロコンピュー
タで構成されており、検圧手段＆とクランク角検出手段
すまたはこれらの手段ａ、ｂと負荷検出手段Ｃとの信号
から１回の点火サイクル内におけるシリンダ内圧力を代
表する値から発生するトルクに対応するデータＤを算出
し、このデータＤｔｔ＠大とするように制御利得を選択
して空燃比を制御する空燃比制御信号を出力する。

すなわち、演算手段ｄでは空燃比をリーン化する場合の
制御利得Δαしを空燃比をリッチ化する場合の制御利得
ΔαＲよりも小さくして空燃比を制御する。

なお、上述のデータＤとしては２種類のシリンダ内圧力
の値の比、または特定のシリンダ内圧力値と負荷の値と
の比等が適用でき、また１回の点火サイクルの値だけで
なく複数回の平均値または合計値であってもよい、また
、そのシリンダ圧力としては、例えばシリンダ内圧力が
最大値となると思われる所定のクランク角度（例えばＡ
ＴＤＣ１５°）でのシリンダ内圧力Ｐｔまたはシリンダ
内圧力の実際の最大値ｐｍ、または図示平均有効圧力ｐ
、である。

またｅは混合気調丑手段であり、上述の演算手段ｄから
与えられる空燃比向σシ信号に応じて機関に供給する混
合気を制御するものである。この混合気ｊＪＷｌ量手段
ｅは、例えば前述の第１４図の燃料噴射弁６や電気信号
によって空燃比を？ＪＪ整することの出来る気化器（例
えば、特許公開公報昭和５１年第１３２３２８号）を用
いることが出来る。

なお、上述の図示平均有効圧力Ｐ［は、各クランク角毎
のシリンダ内圧力をＰｎ、クランク角が所定角度（例え
ば２°）変化する毎の行程容積の変化分をΔＶ１行程容
積をＶとした場合に、Ｐ＋　＝２コＰ。ＸＡＶ）／Ｖで
求められる。ここで■は一定であるので、Ｐｔ−Ｐｉ÷
Δｖ　−ｐｎの式で近似計算することができる。

〔発明の作用］ 本発明では、シリンダ内圧を検出するセンサ出力に応じ
て空燃比のフィードバック制御を行うに際して、空燃比
のり一ン側への制御利得をリッチ側への制御利得よりも
小さくするように構成しているので、ノッキング限界に
近づく速度が遅くなってノッキングを発生させにくくす
る。すなわち、本発明ではノッキングの発生を起こさず
に常にＬＢＴで空燃比を制御することが可能となる。

なお、本発明における空燃比の制御は、空燃比を最適空
燃比ＬＢＴにするようにフィードバック制御する装置、
すなわち発生トルクを最大とするように制御する装置で
あるから、排気センナの出力に応じて排気浄化性使を満
足するようにフィードバック制御する装置と共用する場
合には、高負荷時にのみ本発明の空燃比制御装置を行な
うように構成すれば良い。

［発明の実施例１ 以下、実施例に基づいて、本発明の詳細な説明する。

第７図は本発明の一実施例を示す、第７図において、１
９はシリンダ内圧力を検出する圧力センサである。この
圧力センサ１９は、電圧素子を座金状に成形したもので
、点火プラグ１３の座金の代わりに用いられており、シ
リンダ内圧力の変化を電気信号として取り出すものであ
る。

また、制御装置２１は例えばマイクロコンピュータで構
成されており、エアフローメータ９から与えられる吸入
空気量信号Ｓ１．水温センサ１５から与えられる水温信
号Ｓ２．クランク角センサ７から与えられるクランク角
信号Ｓ３および圧力センサ１９から与えられる圧力信号
８４等を入力し、所定の演算を行なって噴射信号Ｓ５を
出力し、それによって燃料噴射弁６を制御する。その他
、第１４図と同符号は同一物を示す。

第８図は」；述の圧力センナ１９の一例を示し、（Ａ）
は正面を示し、（Ｂ）は断面を示す、第８因において、
１９Ａは、リング状の圧電素子、１９Ｂはリング状のマ
イナス電極、１９Ｃはプラス電極である。

また、第９図は、上述の圧力センサ１９の取付は状態を
示し、圧力センサ１８は本図に示すようにシリンダへラ
ド２２に点火プラグ１３によって締付けられて取付けら
れている。この圧力センサ１９はシリンダ内圧力に比例
した出力を発生し、前述の第５図および第６図に示すよ
うな筒内圧値を出力する。

次に、制御装置２１内における演算処理について説明す
る。

第１０図は本発明の制御系の構成の一例を示す。

第１０図において、エアフローメータ９、水温センサ１
５、圧力センサｌＳのそれぞれの信号Ｓｔ、Ｓ２．Ｓ４
とバッテリ２３の電圧信号Ｖｅとが制御装置２１内のマ
ルチプレクサ２４に与えられる。また、クランク角セン
サ１６の信号Ｓ３は、ラッチ回路２５に与えられ。

このラッチ回路２５の出力によってマルチプレクサ２４
の入力を切換え、その各信号を選択的にＡＯ変換器（ア
ナログ・デジタル変換器）２６へ送る。

Ａｎ変換器２６でデジタル信号に変換された各信号およ
びクランク角センサ１Ｂの信号は、入力回路２７を通じ
てＣＰＵ（中央演算処理部）２日に送られ、後述のフロ
ーチャートに示すような演算処理が行なわれ、その演算
結果として算出された噴射信号Ｓ５（前述の空燃比制御
信号に相当）が出力回路３０で電力増幅された後、燃料
噴射弁６へ送られる。

なお、２９はメモリであり、ＣＰＵ２Ｂの演算途中のデ
ータ等を一時点に記憶するＲＡＭ（ランダムアクセスメ
モリ）と、演算手順や各種データ（上述のＫＭＲのデー
タテーブル等）を予め記憶しているＲＯＭ　（リードオ
ンリメモリ）等から構成されている。

次に、本発明の演算内容について詳細に説明する。

第１１図は、制御装置２１内における演算の一実施例を
示すフローチャートである。ここでＰＩ、Ｐ２゜Ｐ３・
・・は処理手順のステップを示す、まず、第１１図（Ａ
）に示すように、クランク角センサ１６の信号Ｓ３から
機関の回転速度Ｎを読み込み、エアフローメータ９の信
号Ｓ１から吸入空気戻Ｑを読み込む（ＰＩ）、次に、読
み込んだＮとＱから基本噴射量Ｔｐ−に・Ｑ／Ｎ　（但
しＫは定数）を演算する（Ｐ２）。

次に２３において、クランク角センナＩＢの出力信号Ｓ
３からクランク角を読み込む０次にＰ４でこのクランク
角からクランク角度が所定角度（例えば２°）変化する
毎の機関の行程容積変化量ΔＶを算出する０次に２５で
、そのクランク角でのシリンダ内圧Ｐを測定して記憶す
る。

次にＰ６で、図示平均有効圧力Ｐ、を演算する。

この図示平均有効圧力Ｐ１はｌサイクルに燃料ガスがピ
ストンに対してする仕事を行程容積で割った値であり、
各クランク角におけるシリンダ内圧力をＰ、クランク角
が単位角度（例えば２°）変化する毎の行程容積の変化
分をΔＶとした場合に、次式（２）の式により近似的に
求められる。

ＰＬ　＝Ｐｉ　＋　ＡＶ　・Ｐ　　　　　　　−（２）
すなわち、Ｐ６では、今回の演算におけるシリンダ内圧
力Ｐと行程容積の変化量ΔＶとを積算して前回（クラン
ク角で２″前）の演算におけるＰｉの値に加算した値を
今回のρｌとする。

次に、Ｐ７で読み込んだクランク角が排気上死点に達し
たか否かを判断する。　Ｐ７でＮＯならばＰ３に戻り、
前述の手順を鰻り返す、　Ｐ？でＹＥＳの場合には、４
サイクル（１点火サイクル）が終了しているので、Ｐ８
へ進みＰ６の演算の緑り返しにより得られた図示平均有
効圧力Ｐｉ　と２２で演算した基本燃料噴射量Ｔｐとの
比（Ｐ＋　／Ｔｐ　）　ｎを演算して記憶する。なお、
第１１図のフローチャートの全体の演算は、１点火サイ
クル毎に１回鰻り返されるものであり、　Ｐ８の（ＰＩ
　／Ｔｐ　）　ｎの添字ｎは、今回の演算における値で
あることを示している。またＴＰは負荷の変化に対応す
る値であるので、（ＰＨ／Ｔｐ　’Ｉ　ｎの図示平均有
効圧力ＰＩを負荷で正規化したものに相当する１次いで
、Ｐ９において上述のＰｉ　を零にリセットする。

次に、第１１［１１（Ｂ）のＰＩＯへ行き、今回の演算
で得た（ＰＩ　／ＴＰ　）　ｎと前回の演算で得た（Ｐ
ｔ　／Ｔｐ　）ロー１　とを比較する。前回の演算値と
今回の演算値との差があまり大きくない場合、たとえば
所定値Δβ以下の場合にはＰ１２〜Ｐ２０の空燃比補正
処理が必要ないので直ちにＰ２１へ行く、前回と今回の
値との差が所定値Δβ以上の場合はｐＨへ行き、今回の
値の方が前回の値より大きかった場合には空燃比補正方
向が正しいときであるので、ＹＥＳとなってＰＩ２へ行
きリッチフラグが１か否かを判断する。このリッチフラ
グは空燃比（Ａ／Ｆ）をリッチ化すなわち混合気の濃度
を濃くする方向に補正している場合には１であり、リー
ン化すなわち薄くする方向に補正している場合には零で
ある。

ＰＩ２でＹＥＳの場合には、ＰＩ３へ行き、空燃比補正
係数αをΔαＲだけ加算する。すなわち、空燃比をリッ
チ化している状態において発生トルクに対応する崗示平
均有効圧力Ｐｉ　を負荷で正規化した値ＰＬ　／Ｔｐが
増加している場合には、更に空燃比をリッチ方向に変化
させるように補正する（第６図参照）　、　ＰＩ２でＮ
Ｏの場合には、ＰＩ４へ行き、　　゛空燃比補正係数α
をΔαしだけ減算する。すなわち、空燃比をリーン化し
ているときに上述のＰＩ／Ｔｐの値が増加している場合
には空燃比を更にリーン化するように補正する（第６歯
参照）。

このＰＩ３およびＰＩ４の手順により、空燃比はＬＢＴ
に近づく、ただし、空燃比補正係数αをリーン側に補正
する場合の制御利得Δαしを、空燃比補正係数αをリッ
チ側に補正する場合の制御利得ΔαＲよりも小さく設定
している。

一方、Ｐｌｌで今回の演算（Ｐ＋　／Ｔｐ　）　ｎの方
が前回演算（Ｐ＋　／Ｔｐ　）　ｎ−＋よりも小さかっ
た場合はＰ＋５へ行き、リッチフラグが１か否かを判定
する。　Ｐ＋５でＮＯの場合にはＰＩ６へ行き、リッチ
フラグを１にした後、Ｐ＋７でαをΔαＲだけ加算する
。すなわち空燃比をリーン化しているときに、Ｐ、　／
ＴＰが減少する時には、第６図から判るようにＬＢＴに
するために空燃比をリッチ化する必要があるので、リッ
チフラグを１に反転した後、Ｐ＋７で補正係数αを一定
量ΔαＲだけ増加させるように補正する。

Ｐ＋５で’Ｉ’ＥＳの場合にはＰｉｌ＋へ行き、リッチ
フラグを零にした後、　ＰＩ９て補正係数αを一定量Δ
αしだけ減算する。すなわち、空燃比をリッチ化してい
る時に、Ｐ、　／Ｔｐが減少する時には第６図から判る
ようにＬＢＴにするためには空燃比をリーン化する必要
があるので、ＰＩ８でリッチフラグを零に反転した後、
ＰＩ９で係数αを一定量Δαしだけ減少させる。なお、
ΔαＲとΔαしのＩＡ係は上述と同様である。

次に、Ｐ２Ｏへ行き、今回の演算で得た（　Ｐ　１／　
Ｔ　ｐ）。

の値を（Ｐ（／Ｔｐ　）　ｎ−＋のメモリ領域に転送し
記憶する０次に、Ｐ２１へ行き、次式により燃料噴射敬
（燃料噴射時間）　　Ｔｔを演算する。

Ｔ（＝Ｔｐ　　Ｘ　　（１＋　　Ｆｔ　　４ＭＲ／１０
０）　　Ｘ　　ａ中子ｓ　　−（３）冷温補正係数Ｆｔ
は別に読み込んだ水温センサ１５の水温信号Ｓ２から求
め、電圧補正係数ＴＳは別に読み込んだバッテリ２３の
バッテリ電圧ｖＢから算出する。高負荷補正係数ＫＭＲ
は機関の回転速度Ｎと基本噴射量ＴＰとからテーブルル
ー、クアップで求める。なお、空燃比補正係数αの初期
値は機関始動時に１にセットされる０次にＰ２２で上述
の演算で得た燃料噴射量Ｔ、を出力し、燃料噴射弁６を
駆動して、終了する０次回は次の点火サイクルでの割込
によりＰｌから開始する。

上述のように第Ｈ図の演算においては、シリンダ内圧力
の変化を正確に示す図示平均有効圧力Ｐ１　を算出し、
このｐｌを正確に負荷に対応する基本噴射量Ｔ、で正規
化しているので、発生トルクに正確に対応し、この正規
化した値が最大となるように空燃比をフィードバック制
御するように１しているので１機関の構成部品のバラツ
キや経時変化あるいは環境条件の変化等があっても常に
ＬＢＴ（最適空燃比）の条件で機関を運転でき、トルク
向上と燃費低下を得ることができる。特に、その際に空
燃比補正係数αをリーン側に補正する場合の制御利得Δ
αしを、空燃比補正係数をリッチ側に補正する場合の制
御利得ΔαＲよりも小さく設定しているので、ノッキン
グ限界に近ずく速度が遅くなってノッキングの発生のお
それが無くなる。

また、ノッキングが発生した場合でも、リッチ側に補正
する場合の制御利得ΔαＲは大きいので、速やかにノッ
キング状ｙ６から脱することができる。

また、今回の演算値（Ｐｔ　／Ｔｐ　）　ｎと前回の演
算値（１’Ｊ　／Ｔｐ　）　ｎ−１との比較結果によっ
て空燃比を補正する場合に、前回と今回の値との差があ
まり大きくない場合には、空燃比補正係数を補正する処
理を行うことなく、空燃比をそのままの状態に保持する
ように構成しているので、ＬＢτ付近における空燃比の
ハンチングを抑制し、制御性を向上させることが出来る
。

次に、第１２図は、本発明の演算の第２の実施例を示す
フローチャートである。

まず、第１２図（Ａ）において、ｐｔおよびＰ２は前述
の第１１図（Ａ）のＰｌおよびＰ２と同様である６次に
２３１でクランク角を読み込み、Ｐ３２でこのクランク
角が圧縮上死点後（ＡＴＤＧ）　１５°であるか否かを
判定する。この圧縮上死点後１５°という値は、前述の
ようにＡＴＤＣＩＯ°〜２０°の範囲においてその機関
の連桿比によって定まる値であり、前述の第５図から判
るようにシリンダ内圧が最大となると思われるクランク
角の値である０本例の場合には一例として１５°に設定
している。Ｐ３２でＮＯの場合には、Ｐ３１に戻り、再
び上述の操作を綴り返す。

Ｐ３２でＹＥＳの場合には、Ｐ３４へ行き、その時のシ
リンダ内圧力、即ちＡＴＤＣ：１５°におけるシリンダ
内圧力Ｐｍを測定して記憶する。

次に、Ｐ３５では、上述のシリンダ内圧力ｐｍと２２で
演算した基本噴射量Ｔｐとの比、即ち、（Ｐｍ／Ｔｐ　
）　ｎを演算して記憶する。

第１２図に（Ｂ）に示すそれ以降の２１０′〜Ｐ２２の
演算処理は前述の第１１図と同様である。但し、ＰＩＯ
’　　、ｐＨ’　　およびＰ２１’　において、第１１
１Ａの（Ｐ＋　／Ｔｐ　）　ｎ　、　（Ｐｔ　／Ｔｐ　
）　ｎ−＋が第１２図では（Ｐｍ　／Ｔｐ　）　ｎ　＋
　（Ｐｍ　／Ｔｐ　）　ｎ−ｌに変わっている点だけ異
なる。

、上述のように第１２図の演算においては、シリンダ内
圧が最大値となると思われる所定クランク角でａｌｌｌ
定したシリンダ内圧力Ｐｒｌ１を正確に負荷に比例する
基本噴射量ＴＰにより正規化している。

従って、作用効果は第１１図の実施例と同様である。

次に、第１３図は、本発明の演算の第３の実施例を示す
フローチャートである。

第１３図（Ａ）において、ＰＩおよびＰ２には前述の第
１１（Ａ）の２１およびｐ２と同様である。

続いて、Ｐ４１でクランク角センサ１６からクランク角
を読み込む０次のρ４２でその時のクランク角が吸気行
程の気筒の吸気下死点であるか否かを判断する。ｐ４２
でＮｏ（否定判定）の場合には、直ちにＰｄ２へ行（、
Ｐｔ２でＹＥＳ　（肯定判定）の場合には、Ｐ４３に行
き、圧力センサ１８の圧力信号Ｓ４により吸気下死点に
おけるシリンダ内圧力ｐｔを測定して記憶する。

次のＰｄ２では、クランク角が圧縮上死点後（ＡＴＤＣ
）　１５°であるか否かを判断する。ｐ４４でＮｏの場
合には、　Ｐ４１に戻り再び上述の操作を繰り返す。

Ｐｄ２でＹＥＳの場合はＰｔ５へ行き、圧力センサ１８
の圧力信号Ｓ４によりその時のシリンダ内圧力、即ち圧
縮土兄へ後１５°におけるシリンダ内圧をシリンダ内圧
最大値Ｐｍとして測定して記憶する６次にＰ４Ｂでは上
述のＰｍとＰｔの比（Ｐｍ　／Ｐｔ　）　ｎをた：ｆ算
して記憶する。添字ｎは今回の演算における値であるこ
とを表わす。

それ以降の第１３図（Ｂ）に示すｐＨ”〜Ｐ２２の演算
処理は前述の第１１図および第１２図と同様である。但
し、　ＰＩＯ″、ｐＨ”およびＰ　２１　”において。

第１１図の（Ｐ＋　／Ｔｐ　）　ｎ　、　（Ｐ＋　／Ｔ
ｐ　）　ｎ−＋が第１２図では（Ｐｍ　／Ｔｐ　）　ｎ
　、　（Ｐｍ　／Ｔｐ　）　ｎ−１に変わっている点だ
けが異なる。

上述のように、第１３図の演算においては、シリンダ内
圧力が最大値となると思われるクランク角におけるシリ
ンダ内圧力値Ｐｍを検出し、その値を負荷に比例する吸
気下死点時のシリンダ内圧力Ｐ、で正規化した値Ｐｍ／
Ｐｔが最大となるように空燃比をフィードバック制御し
ている。　　Ｐｍ／Ｐｔはトルクの変化に対応する値で
ありこの値を基にフィードバック制御しているので１機
関の構成部のバラツキや経時変化あるいは環境条件の変
化等があっても常にＬＢＴ（最適空燃比）の条件で機関
を運転でき、トルク向上と燃費低下を得ることができる
。その他の作用効果は、第１１図の実施例と同様である
。

なお、第１２図および２８１３図においてシリンダ内圧
力Ｐｍをシリンダ内圧力が最大値となると思われる所定
のクランク角（本例ではＡＴＤＣ１５°）で検出してい
るが、シリンダ内圧力の実際の最大値を検出するように
してもよいことは勿論である。この場合は、例えば圧縮
上死点（ＴＤＣ）から圧縮上死点後（ＡＴＤＣ：）（７
）所定角度、例えばＡＴＤＣ４０’　（または８０°）
までのシリンダ内圧力の最大値で検出すれば十分である
。

なお、またＴｆ４７図の実施例においては、シリンダ１
２を１個のみ表示しているが、多気筒機関の場合には各
気筒に取付（すた圧力センサの信号に応じて各気筒毎に
燃料噴射量を補正して制御することが可能である。また
、圧力センサは、各気筒毎に取付けてシリンダ内圧力を
測定するが、燃料噴射は全気筒同一噴射での補正も可能
である。また、いくつかの気筒の内の１個にのみ圧力セ
ンサおよび負荷センサを設け、そのセンナの出力によっ
て全気筒同一の噴射量の補正も可能である。また、これ
までの説明では、混合気調量装置として燃料噴射弁を用
いた場合のみを説明したが、気化器を用いた場合におい
ても同様に制御することが可能である。

［発明の効果１ 以−ヒ説明してきたように、本発明によれば、圧力セン
サを用いて検出したシリンダ内圧力値に応じて空燃比制
御をするのに際し、リーン側への制御利得をリッチ側へ
の制御利得よりも小さくするようにしているので、ノッ
キング限界に近ずく速度が相対的に遅くなってノッキン
グを発生させにくくすることができる。

また、本発明によれば、シリンダ内圧力を検出し、検出
したシリンダ内圧力を負荷等で正規化することによりト
ルクに対応するデータを求め、このデータに対応して上
述の制御利得で空燃比制御を行うように構成しているの
で、機関の構成部分のバラツキや経時変化あるいは環境
条件の変化等があっても常に最適空燃比（ＬＢＴ）条件
で機関を運転でき、トルクと燃費低下を得ることができ
る。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の構成要素および機濠を示すブロック図
、 第２図は水温増量補正係数の特性図、 第３図は高負荷補正係数の特性図、 第４図はバッテリ電圧補正係数の特性図、第５図はクラ
ンク角とシリンダ内圧力の特性図、 第６図は空燃比とトルクとの特性図、 第７図は本発明の一実施例を示す内部構成図、 第８図（Ａ）は本発明に用いる圧力センサの一例を示す
平面図、 第８図（Ｂ）はＸ−Ｘ線に沿って切断した断面図、第９
図はその圧力センサの取付状態を一部断面で示す正面図
、 第１０図は本発明の制御系の一実施例を示すブロック図
、 第１１図乃至第１３図はそれぞれ本発明の演算の実施例
を示すフローチャート、 第１４図は従来の内燃機関の燃料制御装置の一例を示す
内部構成図である。 １・・・フューエルタンク、 ２・・・フューエルポンプ、 ３・・・ツユ一二ルダンパ、 ４・・・フューエルフィルタ、 ５・・・プレッシャレギュレータ。 ６・・・燃料噴射弁、 ７・・・コールドスタートバルブ、 ８・・・エアクリーナ。 ９・・・エアフローメータ、 １０・・・スロットル弁、 １１・・・吸気マニホールド、 １２・・・シリンダ、 １３・・・点火プラグ、 １４・・・排気マニホールド、 １５・・・水温センサ、 １８・・・クランク角センサ、 １７・・・点火装置。 １８・・・制御装置、 １８・・・圧力センサ、 ２１・・・制御装置、 ２２・・・シリンダヘッド、 ２３・・・バッテリ、 ２４・・・マルチプレクサ、 ２５・・・ラッチ回路。 ２６・・・ＡＤ変換器、 ２７・・・入力回路、 ２日・・・ＣＰＵ　、 ２８・・・メモリ、 ３０・・・出力回路、 ４０・・・排気センサ。 第１図 永ス墓（０Ｃ） 第３図 ＊開題耘上役Ｎ　（ｒｐｍ） 第１１図（Ａ）

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １）シリンダ内圧力を検出する検圧手段と、クランク角
   を検出するクランク角検出手段 と、 両手段の信号から機関の発生トルクに対応するデータを
   検出し、検出した該データを最大とするように空燃比制
   御信号を出力する演算手段と、 前記空燃比制御信号に応じた混合気を機関に供給する混
   合気調量手段とを備え、 かつ前記演算手段において混合気をリーン化する場合の
   制御利得を混合気をリッチ化する場合の制御利得よりも
   小さく設定したことを特徴とする内燃機関の空燃比制御
   装置。 ２）前記データは、２つの検出値Ｐ＿１とＰ＿２との比
   Ｐ＿１／Ｐ＿２からなり、前者の検出値Ｐ＿１は１回の
   点火サイクルにおける所定のクランク角でのシリンダ内
   圧力Ｐ＿ｂ、またはシリンダ内圧力の最大値Ｐ＿ｍまた
   は図示有効平均圧力Ｐ＿ｉであり、後者の検出値Ｐ＿２
   は他の所定のクランク角Ｐ＿ｔまたは機関の負荷Ｔ＿ｐ
   であることを特徴とする特許請求の範囲第１項記載の内
   燃機関の空燃比制御装置。