JPH01244147A

JPH01244147A - 内燃機関の制御装置

Info

Publication number: JPH01244147A
Application number: JP7129688A
Authority: JP
Inventors: Naoto Kushi; 櫛　直人
Original assignee: Toyota Motor Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp
Priority date: 1988-03-25
Filing date: 1988-03-25
Publication date: 1989-09-28
Anticipated expiration: 2009-04-20
Also published as: JPH0629583B2

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】〔産業上の利用分野〕本発明は内燃機関の制御装置に係り、特に吸気管圧力の
測定値に基づいて燃料噴射量や点火時期を制御するよう
にした内燃機関の制御装置に関する。

〔従来の技術及び関連技術〕

従来より、吸気管圧力の測定値と機関回転速度の測定値
とに基づいて所定時間毎に基本燃料噴射時間を演算する
と共にこの基本燃料噴射時間を吸気温や機関冷却水温等
で補正して燃料噴射時間を求め、この燃料噴射時間に相
当する時間燃料噴射弁を開いて燃料を噴射する内燃機関
が知られている。また、かかる内燃機関では、加速時の
応答性を良好にするため、吸気管圧力の測定値の変化率
を検出し、この変化率に比例する時間基本燃料噴射時間
が長くなるように補正して燃料を増量する加速増量を行
なうようにしている。

上記のように吸気管圧力に基づいて基本燃料噴射時間を
演算する内燃機関では、吸気管圧力（絶対圧力）を測定
する圧力センサを吸気管に取付け、測定された吸気管圧
力に基づいて基本燃料噴射時間を演算するようにしてい
るが、機関脈動によって測定値が変動し、この変動によ
って基本燃料噴射時間が変化して正確な燃料噴射量制御
が行なわれなくなる虞れが生ずる。このため、従来では
、特開昭５９−２０１９３８号公報に示すように、時定
数の異なる２つのフィルタを用い、圧力センサ出力を緩
和することによって圧力センサ出力から脈動成分を完全
に除去し、また時定数の小さいフィルタ出力から時定数
の大きいフィルタ出力を減算することによりオーバシュ
ート特性を持たせ、この差に応じて加速増量を行うよう
にしている。

しかしながら、このように２つのフィルタを用いる方法
では、脈動成分を除去するために比較的時定数の大きい
フィルタを用いて圧力センサ出力を緩和する度合を大き
くしているため、実際の吸気管圧力の変化に対するフィ
ルタ出力の変化の応答性、追従性が悪くな°す、加速増
量の遅れが生じて加速初期に燃料噴射量が不足してリー
ンスパイクが発生し、また加速終了時にはオーバシュー
ト特性によってリッチスパイクが発生する場合もある。

このため、近時では、抵抗とコンデンサとで構成されか
つ脈動成分を除去できる程度の比較的小さな時定数を備
えたＣＲフィルタを用いて圧力センサ出力を処理し、Ｃ
Ｒフィルタ出力を所定時間毎にデジタル値に変換し、２
つのフィルタを用いた場合より応答性、追従性の良い測
定値を用いることが提案されている。この場合、ＣＲフ
ィルタによって完全に脈動成分が除去できないため、上
記デジタル値を用いて、緩和する度合の異なる２つの加
重平均値を演算し、すなわちデジタルフィルタリング処
理を行い、緩和する度合の小さい第１の加重平均値から
緩和する度合の大きい第２の加重平均値を減算した差に
基づいて加速増量値を定めるようにしている。

しかしながら、上記いずれの方法においても、加速増量
値を求めるために緩和する度合の大きい値を用いている
ため、応答性及び追従性が悪くなり、加減速を繰り返す
走行パターンでは、加速増量の位相遅れが生じて燃料噴
射量が機関の増量要求に一致しなくなる場合が生じ、排
気エミッション及びドライバビリティが悪化する、とい
う問題があった。この問題を解決するために、圧力セン
サ出力を機関脈動成分が除去できる程度に緩和した緩和
する度合の小さい緩和値のみを求め、この緩和値に基づ
いて加速増量を含む燃料噴射量を演算することが考えら
れるが、燃料噴射時間演算時から噴射された燃料が燃焼
室に到達までに演算時間や燃料の飛行時間の影響によっ
て所定時間必要であり、また加速時に吸気管圧力が変化
して演算時に使用した吸気管圧力（緩和値）と実吸入空
気量に対応する吸気管圧力とに差が生じるため、機関が
要求する空燃比に制御できなくなる。

上記のことを第４図を参照して更に詳細に説明する。第
４図は、機関１回転に１回吸入行程で必要な燃料量の１
／２を噴射する４気筒４サイクル内燃機関の加速時の演
算された基本燃料噴射時間ＴＰと吸気管圧力ＰＭとの変
化を示す図である。

この例では、機関１回転に１回、すなわちｌサイクルに
２回燃料を噴射するようにしているため（図中、ｃＳｂ
点）、１回の燃焼に寄与する燃料量は図から理解される
ようにＴＰｃ十ＴＰｂに対応する量である。しかしなが
ら、燃焼時の実吸入空気量を代表する吸気管圧力は、図
中ａで示す吸気行程終了時（吸気下死点）での吸気管圧
力である。このように、燃料噴射時間演算時の吸気管圧
力と燃焼時の実吸入空気量を代表する吸気管圧力との間
に時間１．０遅れがあるため、実吸入空気量に応じた燃
料を噴射することができなくなり機関が要求する空燃比
に制御できなくなる。一方、演算時間等を短縮して遅れ
時間１．を無視できる程小さくしても（吸気下死点と点
すとが一致するようにしても）、機関１回転に１回燃料
を噴射する内燃機関では、ｂ点で２７Ｐｂに対応する燃
料量が必要であるのに対し、ＴＰｃ＋ＴＰｂに対応する
量の燃料しか供給されないので、加速時にはＴＰｂ−Ｔ
Ｐｃ　（＝ΔＴＰ）公娼料量が不足する。

このため、本出願人は燃料量の不足分ΔＴＰを補正する
技術を既に提案している（特願昭６１−２７７０１９号
、特願昭６１−２７７０２０号）。

次にこの技術の原理について説明する。なお、以下では
機関１回転に１回燃料を噴射する４気筒４サイクル内燃
機関を例にとって説明する。

第４図で説明したように、燃料噴射時間演算時からの遅
れ時間ｔｏを無視すれば、実吸入空気量に対応する基本
燃料噴射時間ＴＰは次式で表わされる。

ＴＰ＝ＴＰｂ＋ΔＴＰ　　　　・・・（１）一方、第５
図に示すように、加速が等加速で行なわれたものとすれ
ば、ｂ点と０点との基本燃料噴射時間の差ΔＴＰとｂ点
とｂ″点との基本燃料噴射時間の差ΔＴＰ’　とは等し
いから、ｂ°点の基本燃料噴射時間ＴＰｂ’　は、ｂ点
での基本燃料噴射時間ＴＰｂと上記ΔＴＰ　（＝ΔＴＰ
’　”）を用いて次のように表わすことができる。

ＴＰ’　　＝ＴＰｂ＋ΔＴＰ　　　　・・・（２）ここ
で、基本燃料噴射時間の演算が３６０°ＣＡ毎に行なわ
れているものとすれば、上記（２）式から理解されるよ
うにｂ点より３６０°ＣＡ先の基本燃料噴射時間を予測
したことになる。

従って、−船釣に、基本燃料噴射時間の演算がＣＹ［Ｃ
Ａ］毎に行なわれたものとし、第４図のａ点とｂ点との
間の遅れ時間１．ををクランク角ＣＡ、に換算し、この
クランク角ＣＡｏに対応する補正量を求めれば、となり、ｂ点から所定クランク角ＣＡｏ先の基本燃料噴
射時間を予測することができる。従って、第４図の０点
からｂ点へ変化したときの補正を考慮すれば、ＣＹ［Ｃ
Ａ］毎に基本燃料噴射時間を演算する場合の実吸入空気
量に対応する基本燃料噴射時間ＴＰは直前に演算した基
本燃料噴射時間ＴＰＯを用いて次のように表わされる。

ＴＰ＝ＴＰｏ　＋に一ΔＴＰ　　・・・（４）在の基本
燃料噴射時間からＣＹ　［”　ＣＡ］前に演算された基
本燃料噴射時間を減算した差であり、この差は加速の場
合正、減速の場合負となる。

ここで、遅れ時間ｔ。は、制御上一定クランク角に保た
れることが多いが、噴射された燃料の飛行時間を考慮す
ると、この飛行時間は機関回転速度に拘わらす略一定で
あるから、機関高回転になると飛行時間による遅れによ
って吸気行程直前に噴射された燃料が燃焼室に到達でき
なくなり、２回先の吸気行程で初めて吸入されることに
なる。

従って、燃料噴射時間を予測すべきクランク角ＣＡｎは
機関回転速度が高くなる程大きくなる。

一方、ＣＲフィルタを用いた場合、ＣＲフィルタ出力は
実際の吸気管圧力の変化に対して応答性が良いため略実
際の吸気管圧力を示していると考えられるが、基本燃料
噴射時間演算用の加重平均値（緩和値に対応する）は第
６図に示すように実際の吸気管圧力より遅れている。こ
の遅れ（制御遅れｔ、′）は、圧力センサの検出遅れ、
入力回路の信号伝達の遅れ、これらの遅れによる演算タ
イミングの遅れ、演算時間による遅れ、ＣＲフィルタ出
力を緩和することによる遅れ等が原因となって発生する
。従って、第６図のｂ点における燃料噴射量演算用のＰ
Ｍｂ’から制御遅れｔｆｌ”（クランク角でＣＡｏ″）
を考慮して実際の吸気管圧力ＰＭｂを予測し、この予測
値に基づいて基本燃料噴射時間を演算し、更に上記で説
明した遅れ時間１、を考慮した予測をする必要がある。

従って、上記（４）式に制御遅れｔｏ’　（＝ＣＡｏ’
）の補正も加えれば、次のように表わされる。

ＴＰ＝ＴＰｏ＋に＋−ΔＴＰ　　　・（５）また、吸気
管圧力ＰＭと機関回転速度ＮＥとで基本燃料噴射時間Ｔ
Ｐを演算する場合、’ｒｐｏｃｐＭとなるから、上記（
５）式を吸気管圧力の緩和値の差（現在の基本燃料噴射
演算用緩和値からＣＹ。

ＣＡ前の基本燃料噴射時間演算用緩和値を減算した値）
すなわち緩和値の変化率ΔＰＭを用いて表わせば次の（
６）式のようになる。

ＴＰ＝ＴＰｏ　＋に＋　　・ΔＰＭ−Ｃ・・・（６）た
だし、Ｃは吸気管圧力を基本燃料噴射時間に換算するた
めの比例定数である。

ここで、上記制御遅れ時間ｔ　、ｌは時間周期の現象で
略一定とみなせるからクランク角ＣＡ、’でみれば機関
回転速度が高くなる程大きくなる。

な右、クランク角ＣＡｎ　、　ＣＡｔ＋”の各回転速度
における値は計算により算出可能であり、各回転速度に
おけるに１値を供試エンジンの製造誤差等を考慮せずに
求めることができる。また、上記では所定クランク角（
ＣＹ”　ＣＡ）毎に基本燃料噴射時間を演算する例につ
いて説明したが、所定時間毎に基本燃料噴射時間を演算
する場合にも適用することができる。この場合、ＣＡＤ
’　については機関回転速度による補正は不要であるが
、噴射された燃料の飛行時間による遅れは機関回転速度
の影響を受けるため、Ｋ＋全全体しては機関回転速度に
よる補正は必要となる。更に、上記では機関１回転に１
回燃料を噴射する例について説明したが、独立噴射にふ
いても機関回転速度が大きくなると基本燃料噴射時間が
長くなって燃料の吸い残しが生ずる領域が発生−する。

このため、現在の基本燃料噴射時間演算時より１回前の
基本燃料噴射時間演算時に実吸入空気量を代表する吸気
管圧力（吸気下死点付近の値）を予測することが望まし
く、従って独立噴射にも適用することができる。

〔発明が解決しようとする課題〕

しかしながら、上記（５）式または（６）式で基本燃料
噴射時間ＴＰを演算する技術では、急加速時には変化率
ΔＰＭが大きな値になるため、第２図（１）に示すよう
に燃料噴射時間ＴＡＵのオーバシュートが生じ、空燃比
がリッチになってＣｏ５ＨＣの排出量が増大したりドラ
イバビリティが悪化する、という問題が発生する虞れが
ある。また、上記で説明した内燃機関では、吸気管圧力
の緩和値と機関回転速度とで基本点火進角を求め、変化
率ΔＰＭで加速時の基本点火進角を補正することも行っ
ているため、急加速時には変化率ΔＰＭによる基本点火
進角の補正が適正でなくなる。更に、急減速時において
も変化率ΔＰＭによる補正が適正でなくなり、燃料噴射
量や点火時期が機関要求値に適合しな（なってドライバ
ビリティや排気エミッションが悪化する。これらの問題
を解決するには、急激な過渡時に補正量に、・ΔＴＰ　
（またはに＋・ΔＰＭ−Ｃ）が適正な値になるように制
限すればよいが、ΔＴＰまたはΔＰＭ−Ｃで制限しよう
とすると、これらの値が上限値以上となった領域では急
激にオーバシュートを低減することができるが、上限値
に達しない領域では上記で説明したようなオーバシュー
トが発生し、ドライバビリティおよびエミッションが悪
化する。

従って本発明は、吸気管圧力の緩和値から基本燃料噴射
時間や基本点火進角等の制御量を演算し、緩和値や制御
量の変化率で制御量を補正して内燃機関を制御する場合
に、急加速や急減速の全域においても適正に補正を行う
ことができる内燃機関の制御装置を提供することを目的
とする。

〔課題を解決するための手段〕

上記目的を達成するために本発明は、第３図に示すよう
に、吸気管圧力を検出する圧力センサＡと、前記圧力セ
ンサＡから出力された信号の変化を緩和した緩和値を求
める緩和手段Ｂと、前記緩和値に基づいて機関を制御す
るための制御量を演算する制御量演算手段Ｃと、前記緩
和値または前記制御量の変化率を演算する変化率演算手
段りと、前記変化率の絶対値が大きくなる従って小さく
なる補正係数を設定する係数設定手段Ｅと、前記変化率
と前記補正係数との積に基づいて前記制御量を補正する
補正手段Ｆと、前記補正手段Ｆで補正された制御量に基
づいて機関を制御する制御手段Ｇと、を含んで構成した
ものである。

〔作用〕

本発明の緩和手段Ｂは、吸気管圧力を検出する圧力セン
サＡから出力された信号の変化を緩和して緩和値を求め
る。この緩和値としては、過去に演算された加重平均値
の重みを重くして過去に演算された加重平均値と前記圧
力センサＡから出力された信号の現在のレベルとで演算
された現在の加重平均値を用いることができる。すなわ
ち、以下の式に従って演算された加重平均ｔｌｉＰＭＮ
、を緩和値として用いることができる。

ただし、Ｐ　Ｍ　Ｎ　＋　−＋　は過去に演算した加重
平均値、Ｎは重みに関する係数、ＰＭＡＤは圧力センサ
から出力された信号の現在のレベルであり、圧力センサ
から出力された信号を直接デジタル値に変換した値やＣ
Ｒフィルタによって処理された圧力センサ出力をデジタ
ル値に変換した値を採用することができる。このような
加重平均値は、デジタルフィルタリング処理で求めるこ
とが可能である。

また、制御量演算手段Ｃは緩和値に基づいて機関を制御
するための制御量を演算する。制御量としては基本燃料
噴射時間や基本点火進角等があり、制御量演算手段Ｃは
基本燃料噴射時間および基本点火進角の少なくとも一方
を制御量として演算する。変化率演算手段りは緩和値の
変化率または制御量の変化率を演算し、係数設定手段Ｅ
はこの変化率の絶対値が大きくなるに従って小さくなる
る補正係数を設定する。そして、補正手段Ｆは上記の変
化率と補正係数との積に基づいて制御量演算手段Ｃで演
算された制御量を補正し、制御手段Ｇはこのように補正
された制御量に基づいて機関を制御する。上記のように
、補正係数が変化率の絶対値が大きくなるに従って小さ
くなるように定められているため、変化率の絶対値が大
きい急加減速時程補正量を小さくすることができ、加減
速初期の変化率の絶対値が小さい領域での過渡補正の応
答性を殆ど損なうことなく、変化率の絶対値が大きくな
る加減速中期から後期にかけて連続的に補正量を小さく
してオーバシュートを低減することができる。また、変
化率の絶対値が比較的小さい加減速においても、加減速
の初期から中期にかけて変化率の絶対値が増大するにつ
れて補正係数が小さくなるので、オーバシュートを低減
することができる。

〔発明の効果〕

以上説明したように本発明によれば、変化率の絶対値が
大きくなるに従って小さくなる補正係数で制御量を補正
しているため、過渡時の立上り応答性を損なうことなく
急加減速から緩加減速までオーバシュートの低減が可能
になり、エミッションやドライバビリティを良好にする
ことができる、という効果が得られる。

〔実施例〕

以下図面を参照して本発明の実施例を詳細に説明する。

なお、以下では主として制御量として燃料噴射時間を用
いた例について説明する。第７図は本発明が適用可能な
燃料噴射量制御装置を備えた内燃機関（エンジン）の概
略を示すものである。

このエンジンは、マイクロコンピュータ等の電子制御回
路によって制御されるものであり、エアクリーナ（図示
せず）の下流側には、スロットル弁８が配置され、この
スロットル弁８にスロットル開度に応じた電圧を出力す
るリニアスロットルセンサ１０が取付けられ、スロット
ル弁８の下流側にサージタンク１２が設けられている。

このサージタンク１２には、半導体式の圧力センサ６が
取付けられている。この圧力センサ６は、吸気管圧力の
脈動成分を取除くための時定数が小さく（例えば、３〜
５ｍ５ｅｃ）かつ応答性の良いＣＲフィルタ等で構成さ
れたフィルタ（第８図）に接続されている。なお、この
フィルタは圧力センサ内に内蔵させるようにしても良い
。また、スロットル弁８を迂回しかつスロットル弁上流
側とスロットル弁下流側のサージタンク１２とを連通す
るようにバイパス路１４が設けられている。このバイパ
ス路１４には４極の固定子を備えたパルスモータ１６Ａ
によって開度が調節されるｌ５Ｃ（アイドルスピードコ
ントロール）バルブ１６Ｂが取付けられている。サージ
タンク１２は、インテークマニホールド１８及び吸気ボ
ート２２を介してエンジン２０の燃焼室に連通されてい
る。そしてこのインテークマニホールド１８内に突出す
るよう各気筒毎に燃料噴射弁２４が取付けられている。

エンジン２０の燃焼室は、排気ポート２６及びエキゾー
ストマニホールド２８を介して三元触媒を充填した触媒
装置（図示せず）に連通されている。このエキゾースト
マニホールド２８には、理論空燃比を境に反転した信号
を出力する。２センサ３０が取付けられている。エンジ
ンブロック３２には、このエンジンブロック３２を貫通
シてつオークジャケット内に突出するよう冷却水温セン
サ３４が取付けられている。この冷却水温センサ３４は
、エンジン冷却水温を検出して水温信号を出力し、水温
信号で機関温度を代表する。なお、機関オイル温を検出
して機関温度を代表させても良い。

エンジン２０のシリンダヘッド３６を貫通して燃焼室内
に突出するように各気筒毎に点火プラグ３８が取付けら
れている。この点火プラグ３８は、ディストリビュータ
４０及びイグナイタ４２を介して、マイクロコンピュー
タ等で構成された電子制御口！８４４に接続されている
。このディストリビュータ４０内には、ディストリビュ
ータシャフトに固定されたシグナルロータとディストリ
ビュータハウジングに固定されたピックアップとで各々
構成された気筒判別センサ４６及び回転角センサ４８が
取付けられている。気筒判別センサ４６は例えば７２０
°ＣＡ毎に気筒判別信号を出力し、回転角センサ４８は
例えば３０″ＣＡ毎にエンジン回転数信号を出力する。

電子制御回路４４は第８図に示すようにマイクロプロセ
ッシングユニット（ＭＰＵ）６０、’Ｊ−ド・オンリ・
メモリ（ＲＯＭ）６２、ランダム・アクセス・メモリ（
ＲＡＭ）６４、バックアップラム（ＢＵ−ＲＡＭ）６６
、入出カポ−トロ８、入力ポードア０、出力ポードア２
．７４．７６及びこれらを接続するデータバスやコント
ロールバス等のバス７５を含んで構成されている。入出
カポ−トロ８には、アナログ−デジタル（Ａ／Ｄ）変換
器７８とマルチプレクサ８０とが順に接続されている。

マルチプレクサ８０には、抵抗ＲとコンデンサＣとで構
成されたＣＲフィルタ７及びバッファ８２を介して圧力
センサ６が接続されると共にバッファ８４を介して冷却
水温センサ３４が接続されている。また、マルチプレク
サ８０にはリニアスロットルセンサ１０が接続されてい
る。

ＭＰＵ６０は、マルチプレクサ８０及びＡ／Ｄ変換器７
８を制御して、ＣＲフィルタ７を介して人力される圧力
センサ６出力、リニアスロットルセンサ１０出力及び冷
却水温センサ３４出力を順次デジタル信号に変換してＲ
ＡＭ６４に記憶させる。

従って、マルチプレクサ８０、Ａ／Ｄ変換器７８及びＭ
ＰＵ６０等は、圧力センサ出力を所定時間毎にサンプリ
ングするサンプリング手段として作用する。入力ポード
ア０には、コンパレータ８８及びバッファ８６を介して
０．センサ３０が接続されると共に波形整形回路９０を
介して気筒判別センサ４６及び回転角センサ４８が接続
されている。出力ポードア２は駆動回路９２を介してイ
グナイタ４２に接続され、出力ポードア４はダウンカウ
ンタを備えた駆動回路９４を介して燃料噴射弁２４に接
続され、そして出力ポードア６は駆動回路９６を介して
ＩＳＣバルブのパルスモータ１６Ａに接続されている。

なお、９８はクロック、９９はタイマである。上記ＲＯ
Ｍ６２には、以下で説明する制御ルーチンのプログラム
等が予め記憶されている。

次に上記エンジンに本発明を適用しかつ演算による加重
平均値によって緩和値を検出する場合の本発明の実施例
の制御ルーチンについて説明する。

なお、以下では本発明に支障のない数値を用いて説明す
るが、本発明はれこらの数値に限定されるものではない
。

第９図は４　ｍ５ｅｃ毎に実行されるＡ／Ｄ変換ルーチ
ンを示すもので、ステップ１００において、圧力センサ
６から出力された信号をＣＲフィルタ７、バッファ８２
及びマルチプレクサ８０を介してＡ／Ｄ変換器７８に入
力し、Ａ／Ｄ変換器７８でデジタル変換した吸気管圧力
ＰＭをデジタル値ＰＭＡＤとして取り込む。次のステッ
プ１０２では、吸気管圧力のデジタル値ＰＭＡＤと４　
ｍ５ｅｃ前に演算された吸気管圧力の加重平均値Ｐ　Ｍ
　Ｎ　ｉ−＋　とを用いて上記（７）式の重みに関する
係数Ｎをｎ（例えば、４）とすることにより（７）式に
従って現在の吸気管圧力の加重平均値Ｐ　Ｍ　Ｎ　ｔを
演算する。そして、ステップ１０４において次の吸気管
圧力の加重平均値を演算するために、現在の吸気管圧力
の加重平均値ＰＭＮ１を４　ｍ５ｅｃ前の吸気管圧力の
加重平均値ＰＭＮｓ−＋　としてレジスタに記憶する。

第１図は燃料噴射時間演算タイミング毎（４気筒４サイ
クルエンジンの場合３６０°ＣＡ毎）に実行される燃料
噴射時間演算ルーチンを示すもので、ステップ１１０に
おいて係数に＋を演算すると共に係数Ｃを取込む。この
係数に、は、第１０図に示すようにステップ１０６にお
いてエンジン回転速度ＮＥを取り込み、ステップ１０８
において第１２図に示すマツプから現在のエンジン回転
速度ＮＥに対応する係数に、を演算することにより求め
られる。係数ＫＩは、予め計算により求められてマツプ
としてＲＯＭに記憶されるが第１２図に示すようにエン
ジン回転速度ＮＥが高くなるに従って１．０から増加す
る増加関数として表わされている。な右、係数Ｃは一定
値でも変数でもよい。

次のステップ１１２では、現在の吸気管圧力の加重平均
値をＰ　Ｍ　Ｎとして取り込む。第９図のステップ１０
４では現在の吸気管圧力の加重平均値Ｐ　Ｍ　Ｎ　ｔを
ＰＭＮｔ−＋　としてレジスタに記憶したので、このレ
ジスタの値を読み込むことによって現在の吸気管圧力の
加重平均値をＰＭＮとして取り込むことができる。次の
ステップ１１４ではステップ１２８で取り込んだ現在の
吸気管圧力の加重平均値ＰＭＮとエンジン回転速度ＮＥ
とより従来と同様の方法で現在の基本燃料噴射時間ＴＰ
。

を演算する。次のステップ１１６では、現在の吸気管圧
力の加重平均値ＰＭＮから３６０°ＣＡ前に基本燃料噴
射時間を演算するために使用した過去の吸気管圧力の加
重平均値ＰＭＮＯを減算することにより吸気管圧力の加
重平均値の変化率ΔＰＭを演算する。次のステップ１２
０では、第１１図に示す変化率ΔＰＭの関数で表わされ
た補正係数Ｋ。のマツプから現在の変化率ΔＰＭ対応す
る補正係数に０を演算する。この補正係数Ｋ。は、ΔＰ
Ｍ≧００領域ではΔＰＭが大きくなるに従って小さくな
り、ΔＰＭ＜０の領域ではΔＰＭが小さくなるに従って
小さくなるように定められており、全体として１ΔＰＭ
Ｉが大きくなるに従って小さくなるように定められてい
る。また、補正係数Ｋ。を示す曲線は、縦軸に対して非
対称になっており、ΔＰＭ＜Ｏの領域における補正係数
Ｋ。

の変化割合はΔＰＭ≧００領域における変化割合より太
き（なっている。これは、一般に減速時にはエンジンの
ボンピング作用があるため加速時と比較して吸気管圧力
の変化が大きいからであり、従ってΔＰＭ＜００領域で
はΔＰＭ≧０の領域より補正係数Ｋｏの変化が大きくな
っている。なお、補正係数に０は各種エンジンについて
最適な値が定められるものであり縦軸に対して対称とな
るように定めてもよい。また、第１１図の破線はΔＰＭ
≧β（例えば、５０　ｍｍＨｇ／　１回転）のときΔＰ
Ｍ＝βに制限したときと等価の補正係数に０の変化を示
すものである。図から理解されるように、本実施例では
滑らかに補正係数を低下させることができ、いかなる加
減速に右いても適度にオーバシュートを低減することが
可能となり、また補正係数をマツプでもっているため適
合の自由度が高くなる。

次ｔこ、ステップ１２６では、ステップ１０８で演算、
れた係数に＋　とステップ１２０で演算された補正係数
に０とステップ１１６で演算された吸気管圧力の加重平
均値の変化率ΔＰＭと吸気管圧力を基本燃料噴射時間に
換算するための係数Ｃとを乗算して増量値ＴＰＡＣＣ（
第（６）式の右辺の第２項に補正係数に０を乗算した値
に対応する）を演算し、ステップ１２８において現在の
基本燃料噴射時間ＴＰ、に増量値ＴＰＡＣＣを加算する
ことにより現在の基本燃料噴射時間Ｔ　Ｐ　ｏを補正す
る。そして、ステップ１３０において現在の吸気管圧力
の加重平均値ＰＭＮを３６０°ＣＡ前の吸気管圧力の加
重平均値ＰＭＮＯとしてレジスタに記憶し、ステップ１
３２において基本燃料噴射時間ＴＰを吸気温やエンジン
冷却水温等によって補正して燃料噴射時間ＴＡＵを演算
する。そして図示しない燃料噴射量制御ルーチンにおい
てエンジン１回転に１回燃料を噴射する。

上記ステップ１３２において燃料噴射時間ＴＡＵを演算
するために用いた基本燃料噴射時間ＴＰは、ステップ１
２８において補正係数に０によって過補正されないよう
にしながら上記で説明した（６）式に従って補正してい
るため、制御遅れ及び燃料の飛行時間による遅れが防止
されると共にインテークマニホールド内壁への燃料付着
量による影響が防止され、実吸入空気量に対応した値に
補正されるため、過渡時の空燃比の変動を防止すること
ができる。このときの燃焼噴射時間ＴＡＵの変化は、第
２図（２）に示すようになり、過渡の立上り応答性を殆
ど損なうことなくオーバシュートの低減が可能になる。

なお、上記では係数に、をエンジン回転速度に応じて変
化させる例について説明したが、エンジン冷却水温が低
いエンジン冷間時等においてはインテークマニホールド
内壁に付着する燃料量が多くなるためエンジン冷却水温
が高い場合より多く燃料を増量する必要がある。従って
、上記係数に＋をエンジン回転速度とエンジン冷却水温
との関数で表わしエンジン回転速度が高くなるに従って
係数に＋を大きくすると共にエンジン冷却水温が高くな
るに従って係数に、を小さ（なるようにしても良い。ま
た、係数に＋を加重平均値ＰＭＮの関数ｆ　（ＰＭＷ）
で定めてもよく、エンジン回転速度ＮＥ、エンジン冷却
水温ＴＨＶＩよび加重平均値ＰＭＮの関数ｒ　（ＮＥ、
ＴＨＷＳＰＭＷ）で定めてもよい。上記実施例では、増
量値ＴＰＡＣＣを吸気管圧力の加重平均値の変化率ΔＰ
Ｍと補正係数に０より第（６）大東２項に補正係数に０
を乗算して演算したが、第（５）大東２項に補正係数に
０を乗算して演算してもよく、従って、基本燃料噴射時
間の変化率ΔＴＰと補正係数に０より演算してもよい。

また、補正係数に０は吸気管圧力の加重平均値の変化率
ΔＰＭの絶対値が大きくなるに従って小さくなるように
定められているが基本燃料噴射時間の変化率ΔＴＰの絶
対値が大きくなるに従って小さくなるように定めてもよ
い。

また、更に次の式で基本燃料噴射時間を補正するように
してもよい。

Ｋ２・Ｄ　Ｌ　Ｐ　Ｍ　Ｉ　ｔ・Ｃ・・・（８）ただし
、Ｋ２は第２の係数であり、第１３図及び第１４図に示
すように、エンジン回転速度、エンジン冷却水温または
吸気管圧力等に応じて変化することができ、またＤＬＰ
ＭＩｉは以下の（９）式で表わされる現在の緩和値と１
周期前に検出された緩和値との差の減衰値の積算値であ
る。ここで、エンジン回転速度ＮＥが高くなると吸気流
速が速くなりインテークマニホールド内壁に付着する燃
料量は少なくなり大部分が燃焼室に供給されると考えら
れるから、係数に２はエンジン回転速度が高くなるに従
って小さくなるように定められている。また、エンジン
冷却水温が高（なるとインテークマニホールド内壁に付
着した燃料の蒸発量が多（なり、インテークマニホール
ド内壁への燃料付着量は少なくなるから、係数に２はエ
ンジン冷却水温が高くなるに従って小さくなるように定
められる。そして、吸気管圧力が高くなると燃料の蒸発
量が少なくなってインテークマニホールド内壁に付着す
る燃料量が多くなるから、係数に２は吸気管圧力の加重
平均値が大きくなるに従って大きくなるように定めるこ
とができる。

ＤＬＰＭＩｓ＝ΔＰＭ＋に３・ＤＬＰＭＩｔ−＋・・・
（９）ここで、Ｋ３は１未満の正の減衰係数、ＤＬＰＭ
Ｉｔ−＋　は前回演算された積算値である。この減衰係
数に３は一定値を用いてもよいが、上記係数に２と同様
に、機関回転速度ＮＥ、吸気管圧力の加重平均値ＰＭＮ
、機関冷却水温ＴＨＷ等に応じて定めてもよい。係数に
、を変化させる場合には、上記と同様にインテークマニ
ホールド内壁に付着する燃料量が多くなる過渡運転状態
では係数に３を大きくすることにより減衰速度を遅くし
、インテークマニホールド内壁に付着する燃料量が少な
くなる過渡運転状態では係数に、を小さくして減衰速度
を速くする。

上記（９）式にふいて積算値の初期値を０とし、ｉ回演
算する間に差ΔＰＭがΔＰＭ＋、ΔＰＭ、、・・・ΔＰ
Ｍ　１と変化したものとするとｉ回目のＤＬＰＭＩｉは
次のように表わされる。

Ｄ　Ｌ　Ｐ　Ｍ　Ｉ　ｓ　＝ΔＰＭｔ＋に３・ΔＰＭｔ
−ｒ＋に３”・ΔＰＭｌ−２＋　・・・　十に３’−２
・ΔＰＭ２＋に３’刊・ΔＰＭ＋・・・αＱ従って、積算値は加速開始時から徐々に大きくなり、加
速終了後も減衰係数に３によって０に近づくまでの間あ
る値をとる。

上記実吸入空気量に対応する基本燃料噴射時間を予測す
るための補正と上記（８）式の補正と補正係数Ｋｏによ
る補正とを同時に行なうと、基本燃料噴射時間ＴＰは次
の０１）式または測成のようになる。

ＴＰ＝ＴＰｏ＋ＫｏｅＫＩ・ΔＰＭ−Ｃ＋に２・ＤＬＰ
ＭＩｉ・Ｃ・・・αＤＴ　Ｐ　＝　Ｔ　Ｐ　ｏ　＋　Ｋ　ｏ・Ｋ１・ΔＴＰ＋
に２・Ｄ　Ｌ　Ｐ　Ｍ　Ｉ　ｔ　　・・・叩ただし、上
記Ｕ式のＤ　Ｌ　Ｐ　Ｍ　Ｉ　ｓ　は以下の式で表わさ
れる現在の基本燃料噴射時間と１周期前の基本燃料噴射
時間との差の減衰値の積算値である。

Ｄ　Ｌ　Ｐ　Ｍ　Ｉ　ｉ　＝ΔＴＰ＋Ｋｌ・ＤＬＰＭＩ
ｔ−ｔ・・・αつなお、上記αυ、（支）式で使用する
に、　ＳＫ２、Ｋ、は広範囲の過渡運転状態をカバーで
きるように、エンジン回転速度、エンジン冷却水温また
は吸気管絶対圧力等のパラメータに応じて定めればよい
が、各パラメータを変化させても過渡運転状態において
燃料噴射量の要求値が殆ど変化しない係数については一
定値として定義すればよい。

エンジン冷間時に上記のように基本燃料噴射時間を補正
したときの加速増量値および空燃比の変化を、現在の基
本燃料噴射時間ＴＰ０を補正しない場合、Ｋ１の値とし
て温間時に適合した値ＫＭを用いた場合、Ｋ１の値とし
て冷間時に適合した値Ｋ。（＞Ｋヨ）を用いた場合の各
々と比較して実験した場合の実験結果について説明する
。

なお、以下では説明を簡単にするためにＫ。＝１．０と
した。第１５図（１）に示すように、エンジン冷間時の
吸気管圧力ＰＭがＰＭｒからＰＭ２に変化する加速運転
状態において現在の基本燃料噴射時間ＴＰ、のみで燃料
を噴射すれば、増量値は０になり空燃比は第１５図（３
）に示すように変化して多大なリーンスパイクが発生し
て排気エミッションおよびドライバビリティ不良となる
。この基本燃料噴射時間ＴＰ、を補正してＴＰＯ＋に；
・ΔＰＭ−Ｃに基づいて燃料を噴射するとリーンスパイ
クは半減するもののまだ空燃比の変化が大きい場合があ
る。これは、冷間時にはインテークマニホールド内壁に
付着する燃料量の変化が太きいためと考えられる。また
、ＫｌＯ値を更に大きくして冷間時に適合した値Ｋｃを
用いてＴＰｏ＋Ｋｃ　　・ΔＰＭ−Ｃに基づいて燃料を
噴射すると、第１５図（３）に示すように加速初期のリ
ーンスパイクは略解消できるものの加速後期、加速終了
時にリーンスパイクが残る場合がある。これは、加速後
期や加速終了時には吸気管圧力が大きくなり燃料の蒸発
量が少なくなるため、噴射された燃料のインテークマニ
ホールド内壁に付着する量が多くなるためと考えられる
。

上記の現象を考慮して上記（ロ）、０式では、現在の基
本燃料噴射時間と１周期前に演算された基本燃料噴射時
間との差または現在の緩和値と１周期前に検出された緩
和値との差で表わされる変化率と機関回転速度に応じて
変化される第１の係数との積および前記変化率の減衰値
の積算値と第２の係数との積に基づいて現在の基本燃料
噴射時間を補正するものである。上記の減衰値の積算値
は加速終期および加速終了後においてもある値をとるた
め、Ｋ、をＫ。とじて基本燃料噴射時間を補正した場合
に生じていた加速終期および加速終了時のリーンスパイ
クを防止して、第１５図（３）の実線で示すように加速
時等の過渡時の空燃比を略一定にすることができる。

また、上記では燃料噴射量を制御する場合について説明
したが点火時期を制御する場合、燃料噴射量と点火時期
を同時に制御する場合にも適用できる。

また、本発明は変化率ΔＰＭを用いるすべての位相進み
制御に対して有効である。すなわち、ＰＭｒＫｏ・Ｋ、
・ΔＰＭＰＭｒＫＯ・Ｋ、・ΔＰＭ＋Ｋｓ・ΔΔＰＭＰＭ＋Ｋｏ
・Ｋ、・ΔＰＭ＋Ｋｓ・ΔΔＰＭ＋Ｋｓ・ΔΔΔＰＭといった高次微分要素を用いる場合でも、Ｋｏによるオ
ーバシュート低減効果があり、また点火時期等を定めれ
ばオーバシュートによる点火時期等の過補正が防止でき
る。この場合には、ΔΔＰＭ、ΔΔΔＰＭも補正係数に
０によって補正してもよい。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の一実施例の燃料噴射時間演算ルーチン
を示す流れ図、第２図（１）、（２）は燃料噴射時間等
の変化を示す線図、第３図は本発明の特許請求の範囲に
対応するブロック図、第４図は機関１回転に１回燃料を
噴射する場合の燃料噴射量の遅れを説明するための線図
、第５図は等加速度状態における吸気管圧力と基本燃料
噴射時間との変化を示す線図、第６図は制御遅れによる
燃料量の補足を説明するための線図、第７図は本発明が
適用可能な燃料噴射量制御装置を備えたエンジンを示す
概略図、第８図は第７図の制御回路の詳細を示すブロッ
ク、第９図は上記実施例のＡ／Ｄ変換ルーチンを示す流
れ図、第１０図は上記実施例の係数に＋の演算ルーチン
を示す流れ図、第１１図は補正係数Ｋｏのマツプを示す
線図、第１２図は係数に、のマツプを丞す線図、第１３
図および第１４図は係数に２のマツプを示す線図、第１
５図（１）、（２）、（３）°は増量値と空燃比の変化
等を示す線図である。６・・・圧力センサ、７・・・ＣＲフィルタ、１０φ・・スロットルセンサ、２４・・・燃料噴射弁、４８・・・回転角センサ。

Claims

【特許請求の範囲】

（１）吸気管圧力を検出する圧力センサと、前記圧力セ
ンサから出力された信号の変化を緩和した緩和値を求め
る緩和手段と、前記緩和値に基づいて機関を制御するための制御量を演
算する制御量演算手段と、前記緩和値または前記制御量の変化率を演算する変化率
演算手段と、前記変化率の絶対値が大きくなるに従って小さくなる補
正係数を設定する係数設定手段と、前記変化率と前記補
正係数との積に基づいて前記制御量を補正する補正手段
と、前記補正手段で補正された制御量に基づいて機関を制御
する制御手段と、を含む内燃機関の制御装置。