JPH01267332A - 内燃機関の燃料噴射量制御装置 - 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】 ［産業上の利用分野］ 本発明は、内燃機関のシリンダ内に流入する燃料の挙動
を表す物理モデルに則って燃料噴射弁からの燃料噴射量
を制御する内燃機関の燃料噴躬量制ｆａｌｌ装置に間す
る。

［従来の技術］ 従来より、内燃機関に供給される燃料混合気の空燃比が
目標空燃比になるように燃料噴射弁からの燃料噴射量を
制御する燃料噴射量制御装置の−つとして、例えば特開
昭５９−１９６９３０号公報に記載の如く、内燃機関の
回転速度と吸入空気量とから求められる基本燃料噴射量
を補正する補正値を制御人力、空燃比センサを用いて検
出される空燃比の実測値を制御出力とし、該制御人力と
制御出力との間に線形な近似が成り立つものとして同定
を行い、内燃機関の動的な振舞いを記述する数式モデル
を求め、これに基づき設計された制御則により燃料噴射
量を制御する、所謂線形制御理論に基づく制御′ａ装置
が知られている。

［発明が解決しようとする課題］ しかし上記制御人力と制御出力との関係は本来非線形で
あり、上記のように単に線形近似により数式モデルを求
めたのでは内燃機関の動的な振舞いを極めて狭い運転条
件下でしか記述することができず、制御を良好に行なう
には、例えは特開昭５９−７７５１号公報に記載の如く
、線形近似が成り立つとみなし得る複数の運転領域毎に
数式モデルを設定し、これに基づき各運転領域毎に制御
則を決定しなければならなかった。このため従来では、
制御則を内燃機関の各運転領域毎に切り替えなけれはな
らず、制御が煩雑になるといった問題があった。また各
運転領域の境界点では制御則の切り替えのために制御が
不安定になるといった問題もある。

そこで本願出願人は、特願昭６２−１８９８８９号、特
願昭６２−１８９８９１号等により、内燃機関における
燃料挙動を記述した物理モデルに基づき、非線形補償さ
れた制御則を決定することで、上記のように制御則を切
り替えることなく（即ち一つの制御則で）燃料噴躬制ｉ
卸を実行できる燃料噴射量制御装置を提案した。

しかし上記物理モデルによっても内燃機関の燃料挙動を
完全に記述することは難しく、実際には、内燃機関の運
転変動に応じて、モデルパラメータが変動する。こうし
た変動に伴う制御量誤差は、制御則を周知のサーボ系に
拡大して積分動作によって補償することができるが、積
分補償の割合を大きくすると応答性が悪くなるといった
ことがあり、制御性をより向上するには、モデルパラメ
ータの変動分を見越して制御量を決定することが望まれ
る。

そこで本発明は、上記のように内燃機関の燃料挙動を記
述した物理モデルに基づき設定された一つの制御則によ
り内燃機関の燃料噴射制御を行なう装置に於いて、制御
則を、内燃機関の運転変動に伴うモデルパラメータの変
動分を補償し得るように構成し、制御性をより向上でき
るようにする即ち上記目的を達するためになされた本発
明の構成は、第１図に例示する如く、 吸気管Ｍ１壁面への付着燃料量ｆｗ及び該吸気管Ｍｌ内
での蒸発燃料ｉｆｖを状態変数として内燃機関Ｍ２のシ
リンダＭ３内に流入する燃料の挙動を記述した物理モデ
ルに則って燃料噴射弁Ｍ４からの燃料噴射量ｑを制御す
る内燃機関の燃料噴射量制御装置であって、 上記内燃機関Ｍ２の回転速度ω、上記吸気管Ｍ１の壁面
に付着した燃料の単位時間当りの蒸発量Ｖｆ、及び上記
シリンダＭ３内に流入する空気量ｍを検出する運転状態
検出手段Ｍ５と、該運転状態検出手段Ｍ５で検出された
吸気管壁面付着燃料の蒸発量Ｖｆを回転速度ωで除算す
る除算手段Ｍ６と、 上記内燃機関Ｍ２の運転状態に応じて設定される係数△
αと上記燃料噴射弁Ｍ４からの燃料噴射量ｑ　（ｎ−１
）との積Δα・ｑ（ｎ−１）を算出する乗算手段Ｍ７と
、 上記物理モデルに基づき設定された演算式を使用して、
少なくとも上記除算手段Ｍ６の算出結果Ｖｆ／ωと上記
燃料噴射弁Ｍ４からの燃料噴射量ｑ　（ｎ−１）とに基
づき上記状態変数ｆ−及びｆｖを推定する推定手段Ｍ８
と、 上記物理モデルに基づき設定された演算式を使用して、
上記除算手段Ｍ６及び乗算手段Ｍ７の演算結果Ｖｆ／ω
、△α・ｑ（ｎ−１）、上記推定手段Ｍ８の推定結果？
ｗ、？υ、及び上記運転状態検出手段Ｍ５で検出された
空気ｆＡｍと目標燃空比人「どの積大「ｍに基づき、上
記燃料噴射弁Ｍ４から次に噴射する燃料量ｑ　（ｎ）を
算出する燃料噴射量算出手段Ｍ９と、 を備えたことを特徴とする内燃機関の燃料噴射量制御装
置を要旨としている。

ここで運転状態検出手段Ｍ５は、内燃機関Ｍ２の回転速
度ω、吸気管壁面に付着した燃料の蒸発量Ｖｆ、及び上
記シリンダＭ３内に流入する空気量ｍを検出するための
もので、内燃機関Ｍ２の回転速度のを検出するものとし
ては周知の回転速度センサを用いることができる。

次に吸気管Ｍ１の壁面からの燃料の蒸発量Ｖｆは、吸気
管Ｍｌ内での燃料の飽和蒸気圧Ｐｓと吸気管Ｍ１内邪の
圧力（吸気管圧力）Ｐとの関数として求めることができ
る。また飽和蒸気圧Ｐｓはセンサにより直接検出するこ
とは難しいが、飽和蒸気圧ＰＳは吸気管壁面への付着燃
料温度Ｔの関数であり、付着燃料温度Ｔは内燃機関Ｍ２
のウォータジャケット水温或は吸気ボート付近のシリン
ダヘッド温度によって代表させることができるので、温
度センサによりウォータジャケット水温或はシリンダヘ
ッド温度を検出し、その検出結果Ｔ（°Ｋ　”）をパラ
メータとする例えは次式（１）に示す如き演算式を用い
て、飽和蒸気圧Ｐｓを求めることができる。

Ｐｓ　＝β１−Ｔ２−β２−Ｔ＋β３　　　　・（１）
（但し、β１．β２．β３：定数） このため吸気管壁面からの燃料の蒸発量Ｖｆの検出は、
つオータジャケット水温或はシリンダへ・ンド温度を検
出する温度センサからの検出信号に基づき飽和蒸気圧Ｐ
ｓを求めると共に、周知の吸気圧センサを用いて吸気管
圧力Ｐを検出し、これら各値Ｐｓ及びＰをパラメータと
するデータマツプ或は演算式を用いて蒸発量Ｖｆを検出
するようすればよい。また燃料蒸発量Ｖｆは、飽和蒸気
圧Ｐｓによって大きく変化するので、飽和蒸気圧ＰＳを
パラメータとする次式（１）′ Ｖｆ　＝β４　４　Ｐｓ　　　　　　　　　　＝（１）
’（但し、β４：定数） を用いて近似的に求めるようにしてもよい。

次にシリンダＭ３内に流入する空気量ｍは、例えば吸気
管圧力Ｐと吸気温度Ｔｉと内燃機関Ｍ２の回転速度ωと
をパラメータとする次式（２）％式％（２） により容易に算出することができる。このため空気ｍｍ
は、吸気管圧力Ｐ及び吸気温度Ｔｉを周知の吸気圧セン
サ及び吸気温センサにより検出し、その検出結果と上記
回転速度センサによる検出結果とに基づき上式（２）を
用いて求めることで検出することができる。また吸気管
圧力Ｐと回転速度ωとをパラメータとするマツプにより
基本空気量ｍを求めその算出結果を吸気温度Ｔｉによっ
て補正することで空気量ｍを検出することもできる。

またスロットルバルブ上流に周知のエアフロメータを設
けて吸気管ＭＩ内に流入する空気量を検出し、その検出
結果に基づき吸気行程時にシリンダＭ３内に流入する空
気量ｍを推定するようにしてもよい。

次に本発明の構成の基本となる物理モデルの一例につい
て説明する。

まず内燃機関Ｍ２のシリンダＭ３内に流入する燃料量ｆ
ｃは、燃料噴射弁Ｍ４からの燃料噴射量ｑと、吸気管Ｍ
１壁面への付着燃料量ｆｗと、吸気管Ｍ１内部での蒸発
燃料量ｆｖとを用いて次式（３）のように記述すること
ができる。

ｆｃ　　＝　αｌ争ｑ＋　α２◆ｆｗ＋　α３◆ｆｖ　
　　−（３）即ち上記燃料量ｆｃは、燃料噴射弁Ｍ３か
らの噴射燃料の直接流入量α１◆ｑと、その噴ｒＪ′Ｊ
燃料が付着した吸気管Ｍ１がらの間接流入量α２・ｆｗ
と、噴射燃料或は壁面付着燃料の蒸発により吸気管Ｍ１
内邪に存在する蒸発燃料の流入量α３・ｆνとの総和で
あると考えられることから、上式（３）のようにシリン
ダＭ３内に流入する燃料量ｆｃを記述することができる
のである。

上式（３）において、燃料噴射量ｑは燃料噴射弁Ｍ４の
制御量によって定まるので、吸気管Ｍ１壁面への付着燃
料量ｆ−及び吸気管Ｍ１内での蒸発燃料量ｆｖを知るこ
とができれば、燃料ＩＮ　ｆ　ｃを予測することができ
る。

そこで次に上記付着燃料量ｆ−及び蒸発燃料量ｆｖにつ
いて考える。

まず吸気管Ｍ１壁面への付着燃料量ｆ−は、吸気行程時
のシリンダＭ３内への流入によって、吸気サイクル毎に
その一部α２が減少する他、吸気管Ｍ１内部への蒸発に
よって減少し、吸気サイクルと同期して燃料噴射弁Ｍ４
から噴射される燃料噴射量ｑの一部α４が付着すること
によって増加する。また吸気行程毎の燃料蒸発量はα５
・Ｖｆ／ωとして表すことができる。このため吸気管Ｍ
１壁而への付着燃料量ｆ−は次式（４）に示す如く記述
できる。

ｆ　ｗ（ｋ＋１）　＝　（１−α２）・ｆ冒（Ｉ＜）＋
α４◆ｑ（ｋ）−α５◆Ｖｆ（ｋ）／ω（ｋ）　　＝（
４）（但し、ｋ：吸気サイクル） 一方吸気管Ｍ１内部での蒸発燃料量ｆνは、吸気行程時
のシリンダＭ３内への流入によって、吸気サイクル毎に
その一部α３が減少する他、燃料噴射量ｑの一部α６が
蒸発することによって増加し、更に上記付着燃料の燃料
蒸発によって増加する。このため吸気管Ｍｌ内の蒸発燃
料量ｆυは次式（５）に示す如く記述できる。

ｆ　ｖ（ｋ＋１）＝　（１−α３）◆ｆν（１〈）＋α
６・ｑ（ｋ）＋α５・Ｖ　ｆ（ｋ）／ω（ｋ）　　・・
・（５）次に内燃機関Ｍ１の゛シリンダＭ３内に吸入さ
れた燃料量ｆ　ｃ（ｋ）は、排気中の酸素潤度に基づき
検出可能な燃空比λ（ｋ）と、シリンダＭ３内に流入し
た空気量ｍ　（ｋ　）とから、次式（６）のように記述
できる。

ｆｃ（ｋ）＝λ（ｋ）ｍ（ｋ）　　　−（６）従って上
記各式のパラメータα２〜α６を周知の同定法によって
決定すれは、次式（７）及び（８）に示す如く、内燃機
関Ｍ２の吸気サイクルをサンプリング周ｉｌｌとして離
散系で表現された、吸気管壁面への付着燃料量と蒸発燃
料量とを状態変数とする状態方程式（７）及び出力方程
式（８）を得ることができ、これによって内燃機関での
燃料挙動を表す物理モデルが定まる。

＋　（１−α４−α６）ｑ（ｋ）　　・・・（８）この
ような物理モデルでは、Ｖｆ／ωの項によって非線形補
償されるため、各モデルパラメータα２〜α６を定める
ことで、燃料挙動を内燃機関の全運転領域でほぼ正確に
記述することができる。

しかし上記物理モデルによって内燃機関の燃料挙動をよ
り高精度で記述させようとすると、上記各モデルパラメ
ータは、機関温度の低下、吸気圧の変動等によって変動
するため、各モデルパラメータをある固定値に設定する
ことができなくなる。

そこで本発明では、こうしたモデルパラメータの変動量
のうちの燃料噴射量ｑにかかるパラメータα４及びα６
の変動量Δα４及びΔα６を考慮して、例えば次式（７
）−及び（８）′の如き物理モデルを設定し、これに基
づき制御則が決定されている。

「ムαｂ」 ＋　（１−０４−α６）・ｑ　（ｋ） −（Δα４＋Δα６）・ｑ（ｋ）・・・（８）′尚上記
（７）７式及び（８）７式には、α４及びα６の変動量
Δα４及び△α６が含まれているが、いずれか一方の変
動量のみを含めた形で物理モデルを設定しても、本発明
を構成して制御精度を向上することは可能である。そし
てこの場合の物理モデルは、上記（７）７式及び（８）
７式におけるΔα４又は△α６の部分が０となる。

次に乗算手段Ｍ７は、上記モデルパラメータα４、α６
の変動に伴う制御量の変動誤差を補償するためのもので
、内燃機関の運転状態に応じて係数Δαを求め、係数Δ
αと燃料噴射量ｑ（ｎ−１）との積を算出する。尚この
係数Δαは、上記モデルパラメータα４及び／又はα６
の変動量であり、同定時に生ずる各パラメータα４及び
／又はα６の変動量を内燃機関の運転状態に対応して記
憶しておき、これを読み出すことで求めることができる
。

また次に推定手段Ｍ８は、上述の状態変数ｆｗ及びｆｖ
を推定するためのものである。つまり付着燃料量ｆ−及
び蒸発燃料量ｆｖは、回転速度ωのようにセンサを用い
て直接検出できず、また燃料の蒸発量Ｖｆや空気量ｍの
ようにセンサによる検出結果をパラメータとする演算式
等を用いて間接的に検出することもできないので、本発
明ではこの推定手段Ｍ８を用いて推定するのである。そ
してこの推定手段Ｍ８としては、上記（７）及び（８）
式、或は（７）′及び（８）７式に基づきオブザーバと
して構成してもよく、上記（７）式又は（７）７式を用
いて状態変数を算出するよう構成してもよい。

尚推定手段Ｍ８をオブザーバとして構成する場合には、
古田勝久他著「基礎システム理論」　（昭和５３年）コ
ロナ社、或は古田勝久他著「メカニカルシステム制御部
」　（昭和５９年）オーム社等に詳解されている種々の
設計法を用いることにより、晶少次元オブザ°−バ（Ｍ
ｉｎｉｍａｌ　０ｒｄｅｒ　０ｂｓｅｒｖｅｒ）、同一
次元オブザーバ（Ｉｄｅｎｔｉｔｙ　０ｂｓｅｒｖｅｒ
）、　有限整定オブザーバ（Ｄｅａｄ　Ｂｅａｔ　０ｂ
ｓｅｒｖｅｒ）、線形関数オブザーバ（Ｌｉｎｅａｒ　
Ｆｕｎｃｔｉｏｎ　０ｂｓｅｒｖｅｒ）、適応オブザー
バ（Ａｄａｐｔｉｖｅ　０ｂｓｅｒｖｅｒ）等の種々の
オブザーバを構成することができる。

次に燃料噴射量算出手段Ｍ９は、上式（７）′及び（８
）′で記述された物理モデルに基づき予め設定された演
算式を用いて、除算手段Ｍ６及び乗算手段Ｍ７の演算結
果Ｖｆ／ω、Δα・ｑ（ｎ−ｆ）、推定手段Ｍ８の推定
結果７ｕ、？Ｖ、及び運転状態検出手段Ｍ５で検出され
た空気量ｍと目標燃空比λ「との積大ｒｍに基づき、燃
料噴射弁Ｍ４から次回に噴射する燃料量ｑ　（ｎ）を算
出する。即ち燃料噴射量算出手段Ｍ９は、除算手段Ｍ６
及び乗算手段Ｍ７の演算結果Ｖｆ／ω、△α・ｑ　（ｎ
−１）、推定手段Ｍ８で推定された付着燃料量？１蒸発
燃料量？Ｖ、及び運転状態検出手段Ｍ５で検出された空
気量ｍと目標燃空比入ｒとの積（即ちシリンダＭ３内に
流入させる目標燃″Ｎ量）λ「ｍに、夫々上記（７）′
及び（８）′　　に基づき予め設定された係数を掛け、
それら各乗算値を加えた値を燃料量！Ｍｆｆｉｑ（ｎ）
として算出するよう構成される。

［作用コ 以上説明したように、本発明の燃料噴射量制御装置にお
いては、乗算手段Ｍ６が制御則を決定する物理モデルの
燃料噴射量ｑにかかるモデルパラメータの変動量△αを
内燃機関Ｍ２の運転状態に基づき設定し、これに燃料噴
射弁Ｍ４から噴射した燃料量ｑ　（ｎ−１）を乗じて積
△α・ｑ　（ｎ−１）を算出する。そして燃料噴射量算
出手段Ｍ９が、この乗算手段Ｍ６により求められた積△
α・ｑ（ｎ−１）を一つのパラメータとして、燃料噴射
弁Ｍ４からの次回の燃料噴射量ｑ　（ｎ）を算出する。

このため内燃機関の運転変動に伴う制御量製差を積△α
・ｑ（ｎ−１）によフて補償することが可能となり、燃
料噴射制御精度をより向上することが可能となる。

［実施例コ 以下に本発明の実施例を図面と共に説明する。

まず第２図は本発明が適用された内燃機関２及びその周
辺装置の構成を表す概略構成図である。

図に於て４はエアクリーナ６を介して空気を吸人する吸
気管を表し、この吸気管４には、吸気量を制御するため
のスロットルバルブ８、吸気の脈動を抑えるためのサー
ジタンク１０、その内部の圧力（吸気管圧力）Ｐを検出
する吸気圧センサ１２、及び吸気温度Ｔｉを検出する吸
気温センサ１４が備えられている。

一方１６は排気管で、排気を浄化するための三元触媒コ
ンバータ１８が備えられている。

また当該内燃機関２には、その運転状態を検出するため
のセンサとして、上記吸気圧センサ１２及び吸気温セン
サ１４の他、ディストリビュータ２０の回転から内燃機
関２０回転速度ωを検出するための回転速度センサ２２
、同じくディストリビュータ２０の回転から内燃機関２
への燃料噴射タイミングｔを検出するためのクランク角
センサ２４、及び内燃機関２のウォータジャケットに取
り付けられ、冷却水温Ｔを検出する水温センサ２６が備
えられている。尚ディストリビュータ２０はイグナイタ
２日からの高電圧を所定の点火タイミングで点火プラグ
２９に印加するためのものである。

そして上記各センサからの検出信号は、マイクロコンピ
ュータを中心とする論理演算回路として構成された電子
制御回路３０に出力され、燃料噴射弁３２を駆動して燃
料噴射弁３２からの燃料噴射量を制御するのに用いられ
る。

即ち電子制御回路３０は、予め設定された制御プログラ
ムに従って燃料噴射量制御のための演算処理を実行する
ＣＰＵ４０、ＣＰ　Ｕ　４０で演算処理を実行するのに
必要な制限プログラムや期間データが予め記録されたＲ
ＯＭ４２、同じ＜ｃｐｕ４０で演算処理を実行するのに
用いられるデータが一時的に読み書きされるＲＡＭ４４
、上記各センサからの検出信号を人力するための人力ボ
ート４６、及びＣＰＵ４０での演算結果に応じて燃料噴
射弁３２に駆動信号を出力するための出力ボート４日、
等から構成され、内燃機関２のシリンダ２ａ内に流入す
る燃料混合気の燃空比λが予め設定された目標燃空比λ
「になるように燃料噴射弁３２からの燃料噴射量ｑを制
御する。

次にこの燃料噴射制御のための制御則を第３図に示すブ
ロックダイヤグラムに基づいて説明する。

尚、第３図は制御則を示す図であって、ハード的な構成
を示すものではなく、燃料噴射制御は第４図のフローチ
ャートに示した一連のプログラムの実行により実現され
る。また本実施例の制御則は、前述の（７）及び（８）
式に示した物理モデルにおいて、モデルパラメータα４
の変動量△α４を含めた形で設定された次式（７）”　
、　（８）”の物理モデルに基づき設計されている。

＋　（１−α４−α６）・ｑ（ｋ） −Δα４◆ｑ　（ｋ）　　　　　・・・（８）″第３図
に示すように、本実施例では、まず吸気圧センサ１２で
検出された吸気管圧力Ｐ及び水温センサ２６で検出され
た冷却水温Ｔが第１演算部Ｐｌに人力される。すると第
１演算部Ｐ１では、その人力された冷却水温Ｔが前述の
（１）式の如き演算式を用いて吸気管４内での燃料の飽
和蒸気圧Ｐｓに変換され、更にその変換された飽和蒸気
圧Ｐｓと吸気管圧力Ｐとから吸気管４の壁面に付着した
燃料の蒸発量Ｖｆが算出される。またその変換された蒸
発量Ｖｆは除算部Ｐ２に人力され、上記回転速度センサ
２２を用いて検出される内燃機関２の回転速度ωによっ
て除算される。そしてその除算結果Ｖｆ／ωは係数ｆ４
乗算部Ｐ３に人力され、予め設定された係数ｆ４が乗算
される。

また次に吸気管圧力Ｐ及び回転速度のは、吸気温センサ
１４により検出された吸気温Ｔｉと共に第２演算部Ｐ４
にも人力される。第２演算部Ｐ４は、上述の（２）式の
如き演算式を用いて、上記人力された回転速度ωと吸気
管圧力Ｐと吸気温度Ｔｉとからシリンダ２ａ内に流入す
る空気量ｍを算出するためのもので、その算出結果は乗
算部Ｐ５に出力される。すると乗算部Ｐ５では、上記算
出された空気量ｍと予め設定された目標燃空比入「とを
乗算し、これによってシリンダ２ａ内に流入すべき燃料
量（目標燃料量）入ｒｍを算出する。

そしてこの目標燃料屑入「ｍは係数ｆ３乗算部Ｐ６に人
力され、予め設定された係数ｆ３が乗算される。

一方上記除算部Ｐ２の除算結果Ｖｆ　／ωは状態変数推
定部Ｐ７にも人力される。状態変数推定部Ｐ７は、予め
設定された演算式（本実施例では前述の（７）式）を用
いて、除算部Ｐ２の除算結果Ｖｆ／ωと、−次遅延部Ｐ
８を介して人力される燃料噴射弁３２から噴射した燃料
量ｑ（１＜−１）と、当該状態変数推定ＨＢＰ７で前回
推定した状態変数量ｒＱ（ｋ−１）及び？ν（ｋ−１）
とから、燃料噴射弁３２からの次回の燃料噴射量ｑ　（
ｋ）を算出するための状態変数量、　ａｎち付着燃料量
ｆｗと蒸発燃料量ｆｖを推定する。そしてその推定結果
？Ｗ及び？Ｖには、係数ｆ１乗算部Ｐ９及び係数ｆ２乗
算部Ｐ１０で、夫々、係数ｆ１及びｆ２が乗算される。

また次に吸気管圧力Ｐ９回転速度ω、冷却水温Ｔは、第
３演算部ｐＨにも人力される。第３演算部ｐＨは、この
人力された内燃機関２の運転状態に応じて、上記（７’
）”におけるモデルパラメータα４の変動量を係数Δα
４として算出する。尚この算出には、上記（７）”及び
（８）”のモデルパラメータを決定する際に得られる上
記モデルパラメータα４に対する変動量Δα４を上記各
運転状態と関連付けて設定されたマツプが使用される。

そしてこの第３演算部ｐＨで算出された係数Δα４には
、係数ｆ５乗算部Ｐ１２で係数ｆ５が乗算され、更に第
２乗算部Ｐ１３で一次遅延部Ｐ８を介して人力される燃
料噴射弁３２から噴射した燃料量ｑ　（ｋ−１）が乗算
される。

そしてこの第２乗算部Ｐ１３による乗算結果は、他の乗
算部Ｐ３．Ｐ６．Ｐ９．ＰＩＯでの乗算結果と共に加算
部Ｐ１４〜Ｐ１７で加算され、これによって燃料噴射弁
３２からの次回の燃料噴射量ｑ　（ｋ）が決定される。

次に上記第３図の制御則の設計方法について説明する。

尚、この種の制御則の設計方法としては、例えば、古田
勝久著「実システムのデジタル制御」システムと制ｔａ
Ｊ］、　　Ｖｏ　１．　２Ｂ、　　（ＡＪｏ、　　１２
　（１９８４年）計測自動制御学会等に詳しいので、こ
こでは簡単に説明する。

記述したように上記制御則は、（７）″及び（８）式に
示す物理モデルに基づき設計されている。このモデルは
非線形であるので、線形制御理論を適用するために、ま
ず上記モデルを線形近似する。

上記（７）”　、　（８）”式において、ｘ（ｋ）＝　
［ｆ　ｗ（ｋ）　　ｆ　ｖ（ｋ）］　’　　　　　　−
（１０）・・・（１３） ｙ（ｋ）＝入（ｋ）ｍ（ｋ）　−（１−ａ４−　Ｑ！６
）　ｑ（ｋ）＋Δα４・ｑ（ｋ）　　　　・・・（１４
）ｕ（ｋ）＝　ｑ　（ｋ）　　　　　　　　　　　　　
　　　・・・（１５）Ｃ＝［α２　　α３コ　　　　　
　　　　　　　　　　　　　　　　　・・・（１６）と
おくと、（７）、（８）式は ｘ（ｋ＋１）＝Ａ−ｘ（ｋ）＋Ｂ−１１１（ｋ）＋ｖｙ
（ｋ）　　＝−（１７）ｙ　（ｋ）＝　Ｃ−ｘ（ｋ）　
　　　　　　　　　　　・・・（１８）で表すことがで
きる。

ここで、ｙ（ｋ）　＝ｙ　ｒ　（目標値）で定常となる
とき、ｕ（ｋ）＝ｕｒ、ｘ（ｋ）＝ｘｒとすると、上式
（１７）及び（１８）は次式（１９）、（２０）に示す
如くなる。

ｘ　ｒ　＝Ａ−ｘ　ｒ　＋ＩＢ−ｕ　ｒ　＋ＶＷ（ｋ）
　　　　−（１９）ｙ　ｒ　＝　Ｃφｘ　ｒ　　　　　
　　　　　　　　−（２０）上式（１７）〜（２０）よ
り、 ｘ（ｋ＋１）　−ｘ　ｒ　＝Ａ　（ｘ（ｋ）　−ｘ　ｒ
　）＋１３（ｕ（ｋ）−ｕｒ）　　−（２１）ｙ（ｋ）
−ｙ　ｒ　＝Ｃ（ｘ（ｋ）−ｘ　ｒ　）　　　　−（２
２）次に、上式（２１）、（２２）において、Ｘ　（ｋ
）＝　ｘ（ｋ）　−ｘ　ｒ　　　　　　　　　　　−（
２３）Ｕ　（ｋ）＝　ｕ（ｋ）　−ｕ　ｒ　　　　　　
　　　　　−（２４）Ｙ（ｋ）＝　ｙ（ｋ）−ｙ　ｒ　
　　　　　　　　　　　　　−（２５）とおくと、（２
１）、　（２２）式は次式（２６Ｘ２７）の如くなる。

Ｘ　（ｋ＋１）＝　Ａ　Ｘ　（ｋ）　＋　ＩＢ　Ｕ　（
ｋ）　　　　　　−（２６）Ｙ（ｋ）＝ＣＸ（ｋ）　　
　　　　　　　　　　・・・（２７）この（２６）及び
（２７）において、Ｘ　（ｋ）→０とすれは、Ｙ（ｋ）
＝０となり、ｕ（ｋ）−＋ｕｒであれは、ｙ（ｋ）−＋
ｙｒとなる。従って上式（２６）の最適レギュレータを
設計すればよい。即ち、離散型リカ・ンチ方程式を説く
ことで、最適制御は次式（２８）の如く求まる。

Ｕ　（ｋ）＝　Ｆ　Ｘ　（ｋ）　　　　　　　　　　　
　・（２８）またこの（２８）式は、上記（２３）及び
（２４）式より次式（２９）の如くなる。

ｕ（ｋ）＝　Ｆ　＊ｘ（ｋ）　−Ｆ−ｘ　ｒ　＋　ｕ　
ｒ　　　　−＝（２９）従って、上記（１９）及び（２
０）式において、がｘｒ、ｕｒについて解ければ上式（
２９）が確定し、ｕ　（ｋ）を求めることができる１う
になる。

本実施例の場合、上式（３０）は前述の（１０）〜（１
６）式より、次式（３１）の如くなり、 ・・・（３１） Ｘ「、ｕｒ（［０ちｆｗｒ、ｆｖｒＳ　ｑｒ）が夫々次
式（３２）〜（３４）の如く求まる。

ｆｗｒ＝βｌ　１◆Ｖ　ｆ（ｋ）／　ｔａ　（ｋ）＋β
１２◆（λｒ◆ｍ（ｋ）−（１−α４−α６）　ｑ　（
ｋ）＋△α４・ｑ　（ｋ））・・・（３２）ｆｖｒ＝　
β２１　・Ｖ　ｆ（ｋ）／　（１）　（ｋ）　＋β２２
・　（λ　ｒ　−ｍ（ｋ）−（１−α４−α６）ｑ（ｋ
）＋△α４・ｑ　（ｋ））・・・（３３）ｑｒ＝β２１
−　Ｖ　ｆ（ｋ）／　（、）　（ｋ）＋β２３・（λ「
・ｍ（ｋ）−（１−α４−α６）　ｑ　（ｋ）＋△α４
・ｑ　（ｋ））・・・（３４）（但し、β１１〜β２３
は定数） このため、これら各式（３２）、（３３）、（３４）式
を上記（２９）式に代入することによって、制御部人力
ｕ（ｋ）。

即ちｑ　（ｋ）を求めるための演算式が次式（３５）の
如く求まる。

Ｑ　（ｋ）＝ｒ　１φｆ　ｗ（ｋ）＋　ｒ２◆ｆ　ｖ（
ｋ）＋　ｒ　３◆ｍ（ｋ）入「＋　γ４令Ｖ　ｆ（ｋ）
／ω（ｋ）　　　・・・（３５）しかしこのように求め
た場合、上記（３２）〜（３４）式には、Δα４・ｑ　
（ｋ）の項があるので、モデルパラメータα４の変動に
応じて、上記演算式（３５）の係数γ１〜γ４を変更す
る必要がある。そこで本実施例においては、燃料噴射量
が内燃機関２の１サイクルの間で大きく変動することは
なので、上記Δα４・ｑ　（ｋ）の項をΔα４・ｑ（ｋ
−１）とし、上記と同様の手法でｑ　（ｋ）を求めるた
めの演算式を次式（３６）の如く設定する。

ｑ（ｋ）＝　　ｆｌ争ｆｗ（ｋ）＋　　ｆ２・ｆｖ（ｋ
）＋　　ｆ３・ｍ（ｋ）入「＋ｆ４・Ｖ　ｆ（ｋ）／ω
（ｋ）＋　ｆ　５・Δα４◆ｑ　（ｋ−１）・・・（３
６）尚上式（３６）は、上述の燃料噴射量算出手段Ｍ９
で使用される演算式に相当し、第３図の制御則を記述し
ている。

次に状態変数推定部Ｐ７は、上式（３６）における状態
変数量、！０ち付着燃料量ｆ−及び蒸発燃料量ｆｖ推定
するためのものである。この種の推定装置は、通常、ゴ
ピナスの設計法等によってオブザーバとして設計される
が、本実施例では内燃機関２に実際に供給された燃料混
合気の空燃比λを測定する空燃比センサが設けられてい
ないため、通常のオブザーバを設計することができない
。しかし内燃機関２での燃料挙動は、前述の（７）式に
よってほぼ正確に記述できる。そこで本実施例では、（
７）式をそのまま用いて各状態変数ｆｆｔ　ｆ　Ｗ及び
ｆＶを求めるようにされている。

つまりまず（７）式におい・で、ｑ（ｋ）は燃料噴射弁
３２からの燃料噴射量であるので、電子制御回路３０側
で知ることができ、またＶ　ｆ　（ｋ）／ω（ｋ）は各
センサからの検出信号に基づき求めることができるので
、右辺第２項、第３項は計算可能である。

そこで、 ８ｗ（ｋ）＝　ｆ　ｗ（ｋ）　−？　ｗ（ｋ）　　　　
　　　　＝−（３７）δｖ（ｋ）＝　ｆ　ｖ（ｋ）　−
？　ｖ（ｋ）　　　　　　　　−（３Ｂ）とおくと、 となる。上式（３９）において１−α２＜１．１−α３
く１であるから（３９）は安定で、８ｗ（ｋ）、δＶ（
Ｉ＜）−＋０、即ち？　ｗ（ｋ）−＋　ｆ　ｗ（ｋ）、
Ｙ　ｖ（ｋ）→？　ｖ（ｋ）となる。

従って上記ｆｗ（ｋ）、ｆ　ｖ（ｋ）として適当な期間
値を与えれば、ｆ　ｗ（ｋ）及びｆｖ（ｋ）は上式（７
）によってｌｉ定できるようになるのである。

尚本実施例の場合制御則を前述の（７）”　、　（８）
”を用いて設計したので、これと対応させるためにこの
状態変数推定部Ｐ７を、（７）”式を用いて状態変数量
ｆｗ、ｆνを推定するようにしてもよい。この場合、（
７）”　　にはモデルパラメータα４の変動量△α４が
含まれるので、第３演算部ｐＨで求めたΔα４を状態変
数推定部Ｐ７に人力する必要はある。また前述の（７）
′を用いて状態変数量を推定するようにしてもよい。

次に電子制御回路３０で実行される燃料噴射制御を第４
図に示すフローチャートに基づいて説明する。尚、以下
の説明では、現在の処理において扱われる量を添字（ｋ
）を付して表わし、前回（即ち。

内燃機関２の１サイクル前）の処理で求めた値を添字（
ｋ−１）を付して表わす。

当該燃料噴射制御は内燃機関２の始動と共に開始され、
内燃機関２の運転中繰り返し実行される。

処理が開始されると、まずステップ１００を実行して、
付着燃料量？ｗ（ｋ−１）、蒸発燃料量？　ｖ（ｋ−１
）、燃料噴射量ｑ（ｋ−１）を初回設定し、続くステッ
プ１１０に移行して、上記各センサからの出力信号に基
づき、吸気管圧力Ｐ（ｋ）、吸気温度Ｔｉ（ｋ’）、内
燃機関２０回転速度ω（ｋ）、冷却水温Ｔ　（ｋ）を求
める。

次にステップ１２０では、上記ステップ１１０て求めた
吸気管圧力Ｐ　（ｋ）と、内燃機関２の回転速度（、Ｊ
（ｋ）とに基づき、内燃機関２の負荷に応じた目標燃空
比入「を算出する。尚このステップ１２０では、通常、
燃料混合気の空気過剰率が１　（即ち理論空燃比）とな
るよう目標燃空比入ｒが設定され、内燃機関２の高負荷
運転時等には燃料を通常より増量して内燃機関の出力を
上げるため、目標燃空比入「がリッチ側に設定され、内
燃機関２の軽負荷運転時等には、燃料を通常より減量し
て燃費を向上するため、目標燃空比λ「がリーン側に設
定される。

ステップ１２０で目標燃空比入「（ｋ）が設定されると
、今度はステップ１３０に移行し、上記ステップ１２０
で求めた吸気管圧力Ｐ　（ｋ）と吸気温度Ｔｉ（ｋ）と
内燃機関２の回転速度ω（１（）とに基づき、前述の（
２）式に示した如き演算式またはデータマツプを用いて
シリンダ２ａ内に流入する空気ｆｆｉｍ（ｋ）を算出す
る第２演算部Ｐ４としての処理を実行する。

また続くステップ１４０では、上記ステップ１１０で求
めた冷却水温Ｔ　（ｋ）と吸気管圧力Ｐ（ｋ）とに基づ
き吸気管２ａ壁面への付着燃料の蒸発量Ｖｆを求め、そ
の値を内燃機関２の回転速度ω（ｋ）で除算し、前回の
吸気行程から次の吸気行程迄の間に吸気管４壁面からの
燃料の蒸発量Ｖｆｗ（ｋ）（即ち、Ｖ　ｆ（ｋ）／ω（
ｋ））を算出する、第１演算部Ｐ１及び除算部Ｐ２とし
ての処理を実行する。

続くステップ１５０は、上記ステップ１４０で求めた吸
気管壁面からの燃料蒸発量Ｖｆｗ（ｋ）と、前回の燃料
噴射量ｑ　（ｋ−１）と、前回求めた付着燃料量？ｗ（
ｋ−１）及び蒸発燃料量？ｖ（ｋ−１）とにより、前記
（７）式に基づき設定された次式（３９）を用いて付着
燃料量？ｗ（ｋ）及び蒸発燃料量？ｖ（ｋ）を推定する
状態変数推定部Ｐ７としての処理を実行する。

また次にステップ１６０では、上記ステップ１２０で設
定した目標燃空比入「（ｋ）と上記ステップ１３０で求
めた空気ｍｍ（ｋ）とを乗算して、シリンダ２ａ内に流
入する目標燃料量大ｒｍ（ｋ）を算出する、第１乗算部
Ｐ５としての処理を実行する。

そして続くチップ１７０では、上記ステップ１１０で求
めた冷却水温Ｔ　（ｋ）と吸気管圧力Ｐ　（ｋ）と回転
速度ω（ｋ）とに基づき、予め設定されたマツプを用い
てモデルパラメータα４の変動量△α４を算出する第３
演算部ｐＨとしての処理を行ない、ステ・ンプ１８０に
移行する。

ステップ１８０では、上記ステップ１４０〜ステツプ１
７０で求めた燃料蒸発量Ｖｆｗ（ｋ）　、状態変数量？
ｗ（ｋ）、蒸発燃料量？ｖ（ｋ）、目標燃料量λｒｍ（
ｋ）、及び係数△α４と、前回求めた燃料噴射量ｑ　（
ｋ−１）とから、前述の（３６）式を用いて次回の燃料
噴射量ｑ　（ｋ）を算出し、ステップ１９０に移行する
。

そしてステップ１９０では、上記クランク角センサ２４
からの検出信号に基づき決定される燃料噴射タイミング
ｔで、ステップ１８０で求めた噴射機ｑ　（ｋ）に応じ
て燃料噴射弁３２を開弁し、燃料噴射を実行する。

このステップ１９０で燃料噴射が行なわれ、内燃機関２
への燃料供給が一旦終了すると、ステップ２００に移行
し、今回求めた状態変数量？ｗ（ｋ）及び？　ｖ（ｋ）
と、燃料噴射量ｑ（ｋ）を、夫々、次回の処理のために
７ｗ（ｋ−１）、　　？ｖ（ｋ−１）、　　ｑ（ｋ−１
）に置き換え、再度ステップ１１０に移行する。

以上説明したように本実施例の燃料噴射制御装置では、
制御則が内燃機関２における燃料の挙動を記述した物理
モデルに基づき設定されるため、内燃機関２の吸気管温
度、即ち内燃機関２の暖気状態によって変化する燃料の
挙動をＶｆｗ（１！ＩＩちＶｆ／ω）によって非線形補
償することができ、単一の制御則によって燃料噴射量を
制御することができる。また（３６）式に示す如く、制
御則にモデルパラメータα４の変動量△α４を補償する
ためのΔα４・ｑ（ｋ−１）の項が設けられているので
、内燃機関２に、モデルパラメータα４が変動するよう
な運転変動が生じた場合に、この運転変動に伴う制御量
誤差を補償することができ、制御精度を向上することが
できる。

ここで上記実施例では、制御則を（７）”　、　（８）
”式で記述された物理モデルに基づき設定したが、前述
の（７）′及び（８）′で記述された物理モデルに基づ
き設定すれは、モデルパラメータα４及びα６の変動に
よる制御誤差を防止することができ、ｍ制御精度をより
向上することができる。尚この場合制御則は、上記実施
例と同様の手法で設計することができ、次式（４１）の
如くなる。

ｑ（ｋ）＝　　ｆ　１争ｆ　ｗ（ｋ）＋　　ｆ　２・ｆ
　ｖ（ｋ）＋　　ｆ　３・ｍ（ｋ）入ｒ＋　ｆ　４・Ｖ
ｆ（ｋ）／　ω（ｋ）＋　ｆ　５−△ａ４・ｑ（ｋ−１
）＋ｆ６・Δαθφｑ　（ｋ−１）　　　　　　　・・
・（４１）また（７）′及び（８）′のモデルにおいて
、△α４を０とし、モデルパラメータα６の変動に対し
て制御量を補償するように構成しても、制御精度を向上
することは可能である。尚この場合、制御則は、次式（
４２）の如く求められる。

ｑ（１＜）＝　　ｆ　Ｌ　・ｆｗ（ｋ）＋　　ｆ２　・
ｆｖ（ｋ）＋　ｆ３　・ｍ（ｋ）　入「＋　ｆ　４−Ｖ
ｆ（ｋ）／ω（ｋ）＋　ｆ　６◆△ａ　６◆ｑ　（ｋ−
１）−（４Ｎまた次に上記実施例においては、空燃比セ
ンサを用いず、空燃比を目標空燃比に制御可能な燃料噴
射量制御装置を例にとり説明したが、排気系に空燃比セ
ンサを設けて空燃比のフィードバック制御を行なうよう
に構成すれば、制御精度をより向上することが可能であ
る。尚この場合、制御則としては空燃比センサにより検
出された内燃機関２の実空燃比と目標空燃比との偏差を
一つのパラメータとして燃料噴射量を決定する、周知の
サーボ系として設計すればよい。またこの場合内燃機関
の実空燃比を検出することができるので、状態変数量を
推定するためにオブザーバ使用することができる。

［発明の効果］ 以上説明したように本発明の内燃機関の燃料噴射量制御
装置によれば、制御則が内燃機関の燃料挙動を記述した
物理モデルに基づき設計されているので、内燃機関の運
転状態によって制御則を切り替えることなく燃料噴射制
御を実行できる。また内燃機関に物理モデルの燃料噴射
量にかかるモデルパラメータが変動するような運転変動
が生じた場合、その運転変動による制御量誤差を乗算手
段の算出結果によって補償することができ、制御精度を
向上することが可能となる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の構成を表すブロック図、第２図は実施
例の内燃機関及びその周辺装置を表す概略構成図、第３
図は電子制御回路による燃料噴射制御のための制御則を
示すブロックダイヤグラム、第４図は電子制御回路で実
行される燃料噴射制御処理を表わすフローチャート、で
ある。 Ｍｌ、４・・・吸気管　　　Ｍ２．２・・・内燃機関Ｍ
３．２ａ・・・シリンダ　Ｍｌ、３２・・・燃料噴射弁
Ｍ５・・・運転状態検出手段　　Ｍ６・・・除算手段Ｍ
７・・・乗算手段　　Ｍ８・・・推定手段Ｍ９・・・燃
料噴射量算出手段　１２・・・吸気圧センサ１４・・・
吸気温センサ　　２０・・・回転速度センサ２６・・・
水温センサ　　３０・・・電子制御回路代理人　弁理士
　　定立　勉　（ほか２名）ＩＩＩ４図

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 吸気管壁面への付着燃料量及び該吸気管内での蒸発燃料
   量を状態変数として内燃機関のシリンダ内に流入する燃
   料の挙動を記述した物理モデルに則って燃料噴射弁から
   の燃料噴射量を制御する内燃機関の燃料噴射量制御装置
   であって、 上記内燃機関の回転速度、上記吸気管壁面に付着した燃
   料の単位時間当りの蒸発量、及び上記シリンダ内に流入
   する空気量を検出する運転状態検出手段と、 該運転状態検出手段で検出された吸気管壁面付着燃料の
   蒸発量を回転速度で除算する除算手段と、上記内燃機関
   の運転状態に応じて設定される係数と上記燃料噴射弁か
   らの燃料噴射量との積を算出する乗算手段と、 上記物理モデルに基づき設定された演算式を使用して、
   少なくとも上記除算手段の演算結果と上記燃料噴射弁か
   らの燃料噴射量とに基づき上記状態変数を推定する推定
   手段と、 上記物理モデルに基づき設定された演算式を使用して、
   上記除算手段及び乗算手段の演算結果、上記推定手段の
   推定結果、及び上記運転状態検出手段で検出された空気
   量と目標燃空比との積に基づき、上記燃料噴射弁から次
   に噴射する燃料量を算出する燃料噴射量算出手段と、 を備えたことを特徴とする内燃機関の燃料噴射量制御装
   置。