JPH02238150A - 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｛友　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がらの燃料噴射
量を制御する内燃機関の燃料噴射量制御装置に関する。

［従来の技術１ 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一つとして、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入九　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、該制御入力と
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装置が知
られている．しかし上記制御入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｛二線形近似により
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］飄　例えば特開昭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（友　制御則を内燃機関の各運転領域毎に
切り替えなければならず、制御が煩雑になるといった問
題があっち　まだ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１；ｌ．，　　特願昭６２−１８９８
８９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）
燃料噴射制御を実行できる燃料噴射量制御装置を提案し
ｈ ［発明が解決しようとする課題］ 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
正確に記述することは難しく、実際に（友内燃機関吸気
系の特性変化等によって、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１ｔｌｌ．　　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１上　モデルパラメータをなんらかの方法で求めて制
御則を補正することが望まれる。

そこで本願出願人｛友　こうしたモデルパラメータの変
動に対しても制御を良好に実行できる装置として、特願
昭６３−２４４８３号により、上記燃料噴射量制御装置
１：．燃料噴射量や空燃比等からモデルパラメータを推
定する同定器を設け、その同定結果から制御則を補正し
て燃料噴射量制御を行なう装置を提案しＬ ところがこの提案の装置で１表　最小二乗推定式という
数学的原理に基づきモデルパラメータを推定するように
していたため、推定のための演算式が複雑で、従来内燃
機関制御装百で使用している安価な８ビットマイクロコ
ンピュータでは計算に時間がかかりすぎ、実現が困難で
あった　またモデルパラメータの推定に｛表　空燃比セ
ンサを用いた空燃比の検出結果をそのまま使用している
ので、空燃比センサの特性変軌　外乱ノイズ、排気の流
速変化に伴う空燃比の検出遅れ等により、モデルパラメ
ータの推定に誤差を生じ易く、これを防止するための空
燃比検出結果の平滑処理　安定性判定が複雑になるとい
った問題もある。

そこで本発明（飄　内燃機関の燃料挙動を記述した物理
モデルに基づく制御則により燃料噴射量を制御すると共
１：，必要に応じてモデルパラメータを推定し、このパ
ラメータ変動に伴う制御誤差を補償するように構成され
た装置において、モデルパラメータを簡単１：，シかも
精度よく推定できる即ち上記目的を達するためになされ
た本発明の構成Ｌｔ．　　第１図に例示する如く、内燃
機関Ｅ／Ｇの所定の運転状態を検出する運転状態検出手
段Ｍ１と、 内燃機関Ｅ／Ｇ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基づき設定された第１の演算式を使
用して、上記運転状態検出手段Ｍ１の検出結果と前回算
出した燃料供給量とに基づき該物理モデルの状態変数を
推定する状態変数推定手段Ｍ２と、 上記物理モデルに基づき設定された第２の演算式を使用
して、上記運転状態検出手段Ｍ１の検出結果と上記状態
変数推定手段Ｍ２の推定結果とに基づき燃料供給量を算
出する燃料供給量算出手段Ｍ３と、 該算出された燃料供給量に応じて当該内燃機関Ｅ／Ｇの
吸気通路に設けられた燃料噴射弁を開弁し、内燃機関Ｅ
／Ｇに燃料を供給する燃料供給手段Ｍ４と、 を備えた内燃機関の燃料噴射量制御装置において、上記
燃料供給量算出手段Ｍ３の算出結果に所定の変動成分を
重畳して、上記燃料供給手段Ｍ４により制御される燃料
噴射弁からの燃料噴射量を変動させる燃料噴射量変動制
御手段Ｍ５と、内燃機関Ｅ／Ｇの排気成分に基づき内燃
機関Ｅ／Ｇのシリンダ内に流入した燃料混合気の空燃比
匠検出する空燃比検出手段Ｍ６と、 該空燃比検出手段Ｍ６の検出結果に基づき、上記空燃比
の変動量を算出する空燃比変動量算出手段Ｍ７と、 該算出された空燃比変動量に基づき上記物理モデルの所
定のモデルパラメータを推定するモデルパラメータ推定
手段Ｍ８と、 該推定されたモデルパラメータに基づき、上記燃料供給
量算出手段Ｍ３で燃料供給量を算出する際に用いる第２
の演算式を補正する補正手段Ｍ９と、 を設け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。

［作用］ 以上のように構成された本発明の燃料噴射量制御装置に
おいて１表　まず状態変数推定手段Ｍ２が、運転状態検
出手段Ｍ１で検出された内燃機関Ｅ／Ｇの所定の運転状
態と前回算出した燃料供給量とに基づき、内燃機関Ｅ／
Ｇにおける燃料挙動を記述した物理モデルの状態変数を
推定し、燃料供給量算出手段Ｍ３が，この推定結果と内
燃機関Ｅ／Ｇの所定の運転状態とに基づき、燃料供給量
を算出する．すると燃料噴射量変動制御手段Ｍ５が、こ
の算出された燃料供給量に所定の変動成分を重畳し、燃
料供給手段Ｍ４が、この変動成分の重畳された燃料供給
量に応じて、燃料噴射弁を開弁して内燃機関Ｅ／Ｇに燃
料供給色行なう。

また本発明で１上　空燃比変動量算出手段Ｍ７が空燃比
検出手段Ｍ６で検出された空燃比の変動量を算出し、モ
デルパラメータ推定手段Ｍ８がこの算出された空燃比の
変動量に基づき上記モデルパラメータを推定する。する
と補正手段Ｍ９がこの推定されたモデルパラメータに基
づいて燃料供給量算出手段Ｍ３が燃料供給量を算出する
のに使用する第２の演算式を補正する。

即ち本発明で｛上　燃料噴射量変動制御手段Ｍ５１二よ
って、内燃機関への燃料噴射量に所定の変動成分を与え
、これによって生ずる空燃比の変動量からモデルパラメ
ータを推定して、制御則を補正するようにされている。

［実施例］ 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．図に示す如く内
燃機関２の吸気管４に（Ｌ　その上流から、吸入空気を
浄化するエアクリーナ６、吸入空気量を制御するスロッ
トルバルブ８、吸気の脈動を抑えるサージタンク１ｏ、
サージタンク１０内の圧力（吸気管圧力）ＰＭを検出す
る吸気圧センサ１２、及び吸気温度ＴＨＡを検出する吸
気温センサ１４が備えら札　排気管］６に（表　排気を
浄化する三元触媒１８、及びこの三元触媒１８より上流
で排気中の酸素濃度に基づき内燃ｔｉ関２に供給された
燃料混合気の空燃比を検出する空燃比センサ１９が備え
られている． また当該内燃機関２に１飄　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，吸気温セン
サ１４及び空燃比センサ１９のイ包　　ディストリビュ
ータ２０の回転から内燃機関２の回転速度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札　冷却木温ＴＨＷ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２８からの高電圧を所定の
点火タイミングで点火ブラグ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（友　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に入力さね　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３０１Ｌ　　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，ＣＰＵ４０で演算処理を実行するのに
必要な制御プログラムや初期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入力するための入力ポ
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ポート４８、
等から構成さね　内燃機関２のシリンダ２ａ内に流入す
る燃料混合気の空燃比が予め設定された目標空燃比にな
るように燃料噴射弁３２からの燃料噴射量を制御する。

次にこの電子制御回路３０で実行ざれる燃料噴射量制御
の制御則を第３図に示すブロック図に基づいて説明する
。

尚第３図｛友　当該実施例の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、実際の燃料噴射制
御は後述の第４図及び第５図のフローチャートに示した
一連の制御プログラムの実行により実現される。

またこの制御則（友　後述するように、内燃機関２のシ
リンダ２ａ内に流入する燃料の挙動を記述した次式（１
）及び（２）に示す物理モデル（以下，燃料挙動モデル
ともいう）に基づき設計されたものである。

＋（Ｉ　　　Ｒ　　Ｓ）ｆｉ（ｋ）　　・・・（２）（
但し上式において、ｆｗ：吸気管壁面付着燃料量、ｆｖ
：　吸気管内蒸発燃料量、　ｆＩ＝　燃料噴射量、Ｖｆ
ｗ：　吸気管壁面からの燃料蒸発量、ｆｃ：　筒内流入
燃料量、Ｐ，　　Ｑ，　　Ｒ，　　Ｓ，　　Ｄ：　定数
、である。）第３図に示すよう１ミ　本実施例で｛飄　
まず吸気圧センサ１２で検出された吸気管圧力ＰＭと水
温センサ２６で検出された冷却水温ＴＨＷとが燃料蒸発
速度算出部Ｂ１に入力される。

燃料蒸発速度算出部ａｌｌ友　吸気管圧力ＰＭと冷却水
温ＴＨＷとから、吸気管壁面からの単位時間当りの燃料
蒸発量（燃料蒸発速度）Ｖｆを算出するためのもので、
まず冷却水温ＴＨＷから吸気管４内での燃料の飽和蒸気
圧Ｐｓを求め、この飽和蒸気圧Ｐｓと吸気管圧力ＰＭと
から燃料蒸発速度Ｖｆを算出する。

つまり吸気管壁面からの燃料蒸発速度Ｖｆｆ１吸気管４
内での燃料の飽和蒸気圧Ｐｓと吸気管４内部の圧力（吸
気管圧力）ＰＭとの関数として求めることができ、また
飽和蒸気圧Ｐｓは吸気管壁面への付着燃料温度Ｔｑの関
数であり、付着燃料温度Ｔｑは内燃機関２の冷却水温或
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、本実施例において｛よ　まず冷
却水温ＴＨＷ（″Ｋ）をパラメータとする次式（３）を
用いて飽和蒸気圧Ｐｓを求め、 Ｐｓ＝β１−Ｔ｝−ＩＷ２−β２・ＴＨＷ十β３　　・
−・（３）（但し、β１．β２，β３：定数） その後この算出した飽和蒸気圧Ｐｓと吸気管圧力ＰＭと
から燃料蒸発速度Ｖｆを算出するようにされているので
ある。

次にこの燃料蒸発速度算出部Ｂ１で算出された燃料蒸発
速度Ｖｆは燃料蒸発量算出部Ｂ２に入力される。この燃
料蒸発量算出部Ｍ　２　１上　　燃料蒸発速度Ｖｆを回
転速度センサ２２を用いて検出された内燃機関２の回転
速度ωで除算することにより内燃機関２の１回転当りに
吸気管壁面から蒸発す−る燃料量Ｖ　ｆｗ　（＝　Ｖ　
ｆ／ω）を算出するためのもので、その算出結果（燃料
蒸発量）Ｖｆｗは係数ｆ４乗算部Ｂ３に入力されて、予
め設定された孫数ｆ４が乗算される。

また次に吸気管圧力ＰＭ及び回転速度ω１よ　吸気温セ
ンサ１４により検出された吸気温ＴＨＡと共に筒内流入
空気量算出部Ｐ４にも入力される。

筒内吸入空気量算出部Ｐ４１友　これら入力された吸気
管圧力ＰＭ，　　回転速度ω及び吸気温ＴＨＡに基づき
、次式（４） ｍｃ＝　（βＸ（（Ｌｌ　）・Ｐ　Ｍ一βｙ（ω））　
／　Ｔ　｝−Ｉ　Ａ−（４）（但し、βＸ（ω），βｙ
（ω）：回転速度ωの関数）を用いて、内燃機関２の吸
気行程時にシリンダ２ａ内に流入する空気量ｍｃを算出
するためのもので、その算出結果ｍｃは目標燃料量算出
部ＢＳに入力される．すると目標燃料量算出部Ｂ５で沫
その算出された空気量ｍｃと予め設定された目標燃空比
（目標空燃比の逆数）λ『とを乗算して、シリンダ２ａ
内に流入すべき燃料量（即ち目標燃料量）ｆｃｒを算出
する．またこの目標燃料量ｆｃｒｌよ　係数ｆ３乗算部
Ｂ６に入力さ札　予め設定された係数ｆ３が乗算される
． 一方上記燃料蒸発量算出部Ｂ２で算出された燃料蒸発量
ＶｆｗＪ友　　状態変数推定部Ｐ７にも入力される．状
態変数推定部Ｐ７１表　予め設定された演算式を用いて
、上記入力された燃料蒸発量Ｖｆｗと、一時遅延部Ｂ８
を介して入力される前回算出した燃料噴射量ｆ　ｉ（ｋ
−１）と、後述のモデルパラメータ変動量算出部８１３
で算出されたモデルパラメータＰの変動量ΔＰと、当該
状態変数推定部Ｂ７で前回推定した状態変数量ｆ　ｗ（
ｋ−１）及び？ｖ（ｋ−１）とから、次回の燃料噴射量
ｆｉ（ｋ）を算出するための状態変数量ｆｗ及びｆｖを
推定する。そしてこの推定結果？Ｗ及び？Ｖに（友　係
数ｆｔ乗算部Ｂ９及び係数ｆ２乗算部ＢＩＯで、夫々係
数ｆｌ及びｆ２が乗算される。

また次に空燃比センサ１９による空燃比の検出結果Ａ　
／　Ｆ　［．ｔ，　　Ａ　／　Ｆ変動量算出部Ｂ１１に
入力される。Ａ／Ｆ変動量算出部Ｂ　１　１　１友　　
空燃比センサ１９により検出された空燃比の時系列デー
タからその変動幅（Ａ／Ｆ変動量）ΔＡ／Ｆを算出する
ためのもので、その算出結果ΔＡ　／　Ｆ　ｔ＆　　筒
内流入空気量算出部Ｂ４で算出された空気量ｍεと共に
筒内流人燃料変動量算出部Ｂ１２に入力される．すると
筒内流入燃料変動量算出部８１２でＬｔ．　　その入力
データΔＡ／Ｆ及びｍｃに基づき、シリンダ２ａ内への
流入燃料量ｆｃの変動幅ｆｃＤを算出し、その算出結果
をモデルパラメータ変動量算出部８１３に出力する． モデルパラメータ変動量算出部８１３１Ｌ　　上記入力
された流入燃料量ｆｃの変動幅ｆｃＤに基づき、予め設
定されたマップを用いて、上記（１）及び（２）式で記
述された燃料挙動モデルにおけるモデルパラメータＰの
変動幅ΔＰを算出するためのもので、その算出結果ΔＰ
　（＆　　上記状態変数推定部Ｂ７の｛Ｎ　　係数ｆ５
乗算部８１４に出力さ札　係数ｆ５乗算部８１４で係数
ｆ５が乗算される。またこの乗算結果ｆ５・ΔＰは状態
変数乗算部Ｂ１５に入力さ札　状態変数推定部Ｂ７で推
定された状態変数？Ｗが乗算される． そしてこの状態変数乗算部８１５による乗算結果Ｉ−Ｌ
　　他の係数乗算部８３，８６，８９，８１０での乗算
結果と共に加算部８１６〜８１９で加算さね　これによ
って燃料噴射弁３２がらの燃料噴射量ｆ１が算出される
。

またこの算出された燃料噴射量ｆ１に隠　正弦波発生部
Ｂ２０から出力される正弦波ｓｉｎ２χｆＴを増幅部８
２１でＡ倍に増幅することによって得られる変動成分Δ
ｆｉ　　（＝Ａｓ　ｉ　ｎ２πｆＴ）が、加算部Ｂ２２
で加算さ札　これによって燃料噴射弁３２から実際に燃
料噴射を行なう燃料量ＴＡＬＪ（＝ｆｉ＋Δｆｉ）が決
定される．次に上記制御則の基本となる燃料挙動モデル
、及び該燃料挙動モデルに基づく上記制御則の設計方法
について説明する．尚この種の制御則の設計方法として
｛表　例え１ｆ，古田勝久著［実システムのデジタル制
御」システムと制諷Ｖｏｌ，２Ｂ，　　Ｎｏ．１２．　
１９８４風　　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。

まず内燃機関２のシリンダ２ａ内に流入する燃料量ｆｃ
ｌｊ　　燃料噴射弁３２からの燃料噴射量ｆと、吸気管
４壁面への付着燃料量ｆｗと、吸気管４内部での蒸発燃
料量ｆｖとを用いて次式（５）のように記述することが
できる． ｆｃ　＝ａｌ−ｆ　ｉ　＋ｃｒ２・ｆｗ＋ｃｒ３−ｆｖ
　　　−（５）即ち上記燃料量ｆｃｌ＆　　燃料噴射弁
３２からの噴射燃料の直接流入量αｌ−ｆＩと、その噴
射燃料が付着した吸気管４からの間接流入量α２・ｆｗ
と、噴射燃料或は壁面付着燃料の蒸発により吸気管４内
部に存在する蒸発燃料の流入量α３・ｆｖとの総和であ
ると考えられることから、上式（５）のようにシリンダ
２ａ内に流入する燃料量ｆｃを記述することができる。

上式（５）において、燃料噴射量ｆｉは燃料噴射弁３２
の開弁時間によって定まるので、吸気管４壁面への付着
燃料量ｆｗ及び吸気管４内での蒸発燃料量ｆｖを知るこ
とができれ（戴　燃料量ｆｃを予測することができる． そこで次に上記付着燃料量ｆｗ及び蒸発燃料置ｆｖにつ
いて考える。

まず吸気管４壁面への付着燃料量ｆｗは、吸気行程時の
シリンダ２ａ内への流入によって、吸気行程毎にその一
部α２が減少するイ匹　　吸気管４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３２から
噴射される燃料噴射量ｆ１の一部α４が付着することに
よって増加する。

また吸気サイクル毎の燃料蒸発量（．ｔ，単位時間当り
の燃料蒸発量（即ち燃料蒸発速度）Ｖｆと内燃機関２の
回転速度ωとから、α５・Ｖｆ／ω（二α５・Ｖ　ｆｗ
，　　α５：比例定数）として表すことができる．この
ため吸気管４壁面への付着燃料量ｆｗは次式（６）に示
す如く記述できる． ｆ　ｗ（ｋ＋１）＝　（ｉα２）−　ｆ　ｗ（ｋ）＋　
ａ　４・ｆ　ｉ　（ｋ）−　ａ　５　・Ｖ　ｆｗ（ｋ）
　　　　　−　（６）（但し、ｋ：吸気サイクル） 一方吸気管４内部での蒸発燃料量ｆｖ［よ　吸気行程時
のシリンダ２ａ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４Ｎ　　燃料噴射量ｆｉ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４内の蒸
発燃料量ｆｖは次式（７）に示す如く記述できる。

ｆ　ｖ（ｋ＋１）＝　（ｔ−ａ　３）・ｆ　ｖ（ｋ）＋
　ａ　６・ｆ　ｉ　（ｋ）＋　ａ　５・Ｖ　ｆｗ（ｋ）
　　　　　−　（７）従って上記（５）〜（７）式にお
いて、（ｌ一α２）をＰ，（ｌ一α３）をＱ，　α４を
Ｒ，　α６をＳ，　α５をＤとして整理することにより
、吸気管壁面への付着燃料量と蒸発燃料量とを状態変数
として内燃機関での燃料挙動を表す前述の（１）及び（
２）式を得ることができ、内燃機関２の吸気サイクルを
サンプリング周期として離散系で表現された燃料挙動モ
デルが定まる． このような燃料挙動モデルで［友Ｖｆｗの項によって非
線形補償されているため、各モデルパラメータＰ，　　
Ｑ，　　Ｒ，　　Ｓ，　　Ｄを周知の同定法により定め
れ１ｆＳ　　内燃機関の定常運転時の燃料挙動を全運転
領域で正確に記述することができるようになる。

しかし内燃機関２の特性は経時的に変化するため、上記
燃料挙動モデルでは内燃機関２の燃料挙動を正確に記述
できなくなることがある。また内燃機関（ｔＳ　　たと
え同一機種であっても各機関毎に特性にばらつきがある
ため、複数の内燃機関の燃料挙動を一つの燃料挙動モデ
ルで記述することは困難で、量産された内燃機関の制御
則を特定の燃料挙動モデルに基づき設計しても、各機関
毎の制御精度を確保するのは困難である。

そこで本実施例で（友　こうした内燃機関２の特性変動
やばらつきに応じて、制御則を自動修正しつつ、燃料噴
射制御を実行できるよう｛ミ　内燃機関２の運転中に上
記燃料挙動モデルのモデルパラメータＰを推定し、設計
時の値からの変動量ΔＰを求めて制御則を補正し得るよ
うに、上記燃料挙動モデルを変形した次式（８）及び（
９）の如き燃料挙動モデルにより制御則が決定されてい
る．いて説明する。

上記燃料挙動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、まず燃料挙動モデルを線形近似する
。上記（８）及び（９）式において、ｘ（ｋ）＝　［ｆ
ｗ（ｋ）　　ｆｖ（ｋ）］　”　　　　　　−（１０）
＋（　１　−Ｒ−Ｓ）　ｆ　ｉ（ｋ）一ΔＰ−ｆｗ（ｋ
）・・・（９）次に上記（８）及び（９）式で記述され
た燃料挙動モデルに基づく当該実施例の制御則の設計手
順につｙ（ｋ）＝　ｆ　ｃ（ｋ）−（１　−Ｒ−Ｓ）ｆ
　ｉ（ｋ）＋八Ｐ−ｆ　ｗ（ｋ）　　　−　（１４）ｕ
　（ｋ）”　ｆ　ｉ　（ｋ）　　　　　　　　　　　　
　　　　　−−−　（１５）Ｃ＝［１　−Ｐ　　　１　
−Ｑｌ　　　　　　　　　　　・・・（Ｉ６）とおくと
、上記（８）及び（９）式は ｘ（ｋ＋１）＝Ａ−ｘ（ｋ）十Ｂ−ｕ（ｋ）＋ｗ（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）＝　ｕ　ｒ，　　ｘ　（ｋ）＝　ｘ　
ｒとすると、上式（ｌ７）及び（１８）は次式（１９）
、（２ロ）に示す如くなる．ｘ　ｒ　＝Ａ−ｘ　ｒ　十
Ｂ　−ｕ　ｒ　十ｗ（ｋ）　　　　−（１９）ｙ　ｒ　
＝Ｃ−ｘ　ｒ　　　　　　　　　　　　　　−（２０）
上式（１７）〜（２０）より、 ｘ（ｋ＋１）−ｘ　ｒ　＝Ａ　（ｘ（ｋ）−ｘ　ｒ　）
＋Ｂ　（ｕ（ｋ）　一ｕ　ｒ　）　　−（２１）ｙ　（
ｋ）−ｙ　ｒ　＝Ｃ　（ｘ（ｋ）−ｘ　ｒ　）　　　　
　＝｛２２）次１：，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　　　　　　　　　　　−（２
５）とおくと（２１），（２２）式は次式（２６），（
２７）の如くなる．Ｘ　（ｋ＋１）＝　Ａ　Ｘ　（ｋ）
＋　Ｂ　ｕ　（ｋ）　　　　　　・・・（２６）ｙ　（
ｋ）＝Ｃ　ｘ　（ｋ）　　　　　　　　　　　　・・・
（２７）この（２６）及び（２７）において、Ｘ（ｋ）
−０とすれ１戴Ｙ　（ｋ）＝　Ｏとなり．１１（ｋ）−
ｕｒであれｌ′Ｌｙ（ｋ）−ｙｒとなる．従って上式（
２６）の最適レギュレー夕を設計すればよい。即ち、離
散型リカッチ方程式を解くことで、最適制御は次式（２
８）の如く求まる。

Ｕ　（ｋ）　＝　Ｆ　Ｘ　（ｋ） またこの（２８）式（友 （２９）の如くなる。

ｕ（ｋ）＝Ｆ−ｘ（ｋ）−Ｆ−ｘ　ｒ　＋ｕ　ｒ従って
、上記（ｌ９）及び（２０）式において、上記（２３）
及び（２４）式より次式 ・・・（２８） ・・・（２９） がＸ『、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ようになる。

本実施例の場合、上式（３０）は前述のくＩＯ）〜（ｌ
６）式より、次式（３ｌ）の如くなり、 ｘｒ，ｕｒ（即ちｆｗｒ，　　ｆｖｒ，　　ｆｉｒ）が
夫々次式（３２）〜（３４）の如く求まる。

ｆｗｒ＝β１１・Ｖｆｗ（ｋ）＋β１２・（　ｆ　ｃｒ
（ｋ）−（１　−Ｒ−Ｓ）ｆ　ｉ（ｋ）＋△ｐ　−　ｔ
　ｗ（ｋ）ｌ　　＋＋・（３２）ｆｖｒ＝β’２１・Ｖ
　ｆｗ（ｋ）十β２２・（　ｆ　ｃｒ（ｋ）−（１−Ｒ
−Ｓ）ｆ　　ｉ（ｋ）十△Ｐ−ｆ　ｗ（ｋ）ｌ　　　−
　（３３）ｆｉｒ＝β２１−Ｖ　ｆｗ（ｋ）十β２３・
（　ｆ　ｃｒ（ｋ）（１−Ｒ−Ｓ）ｆ　　ｉ（ｋ）十△
Ｐ−ｆ　ｗ（ｋ））　　　”・（３４）（但し、β１１
〜β２３は定数） 従ってこれら各式（３２），　（３３），　（３４）式
を上記（２９）式に代入することによって、制御入力ｕ
（ｋ），　　即ちｆｉ（ｋ）を求めるための演算式が次
式（３５）の如く求まる。

ｆ　ｉ（ｋ）＝　ｆ　１−ｆ　ｗ（ｋ）＋　ｆ　２−ｆ
　ｖ（ｋ）十ｆ　３−ｆ　ｃｒ（ｋ）十ｆ　ｉ　Ｖ　ｆ
ｗ（ｋ）＋　ｆ　５・ΔＰ−ｆ　ｗ（ｋ）　・−（３５
）尚この（３５）式（友　前述の燃料供給量算出千段Ｍ
３で使用される第２の演算式に相当し、第３図の各種乗
算部Ｂ３，８６，８９，ＢＩＯ，Ｂ１４，Ｂ１５及び加
算部８１６〜８１９を記述している。

また上記状態変数推定部Ｂ７１ｔ，　　上式（３５）に
おける状態変数社　即ち付着燃料量ｆｗ及び蒸発燃料量
ｆｖを推定するためのものであるが、本実施例では状態
変数推定部Ｂ７において上記（８）式をそのまま用いて
状態変数ｆｗ及びｆｖを推定するようにされている。従
って本実施例で（上　上記（８）式が前述の状態変数推
定手段Ｍ２で使用される第１の演算式に相当することと
なる。

次に上記（３５）式における状態変数Ｐの変動量△Ｐを
算出するための各種算出部８１１〜Ｂ１３，及び上式（
３５）に基づき算出された燃料噴射量ｆに変動成分Δｆ
ｉを加えた量を内燃機関２への実際の燃料噴射量とする
正弦波発生部Ｂ２０，増幅部８２１及び加算部８２２に
ついて説明する．まず上記（１）及び（２）式で記述さ
れた燃料挙動モデルにおいて、蒸発燃料量ｆｖ及び燃料
蒸発量ＶｆｗＬＬ　　付着燃料量ｆｗ，　　燃料噴射量
ｆｉに比べ著しく小さく、モデルパラメータＲ，　　Ｓ
，　　Ｄに変動があっても制御精度には殆ど影響しない
ため、これら各値を無視する．すると燃料挙動モデルは
次式（３６）及び（３７）の如く簡素化できる。

ｆ　ｗ（ｋ＋１）＝　Ｐ−ｆ　ｗ（ｋ）十Ｒ　ｆ　ｉ（
ｋ）　　　　　　−　（３６）ｆ　ｃ（ｋ）＝（１　−
　Ｐ）ｆ　ｗ（ｋ）＋（１　−Ｒ）ｆ　ｉ（ｋ：ｌ｛３
７）次に上式において、制御入力をｆ１、制御出力をｆ
ｃとして、２変換を行ない、上記モデルの伝達関数を導
く．尚２変換の手法等について（よ　三谷政昭著［デジ
タルフィルタデザイン』　（昭晃堂）等に詳解されてい
るので、詳しい説明は省略する。

まず上式（３６）及び（３７）を２変換すると、これら
各式は次式（３８），　　（３９）の如くなり、Ｚ　Ｆ
ｗ（Ｚ）　＝　Ｐ　Ｆｗ（Ｚ）　＋Ｒ　Ｆ　ｉ（Ｚ）　
　　　　−（３Ｂ）Ｆｃ（Ｚ）”（１−Ｐ）Ｆｗ（Ｚ）
＋（Ｉ　　Ｒ）Ｆｉ（Ｚ）・・（３９）（但し、Ｆｗ（
Ｚ），　　Ｆｉ（Ｚ），　　Ｆｃ（Ｚ）Ｉｔ．　　夫々
、ｆｗ，ｆｉ，ｆｃの２変換値） 上式（３８）からＦ　ｗ（Ｚ）は次式（４０）の如く記
述できる。

Ｆｗ（Ｚ）＝Ｒ−Ｆｉ（Ｚ）／（Ｚ　　ｐ）　　　　　
−（４ｏ）そこで上式（４０）を（３９）式に代入する
と、Ｆ　ｃ（Ｚ）＝　ｌ−１　（Ｚ）　−　Ｆ　ｉ（Ｚ
）　　　　　　　　−　（４１）イ旦し、 となり、伝達関数Ｈ　（Ｚ）が得られる。

そこで次に燃料噴射弁３２から実際に燃料噴射を行なう
燃料噴射量ｆｉ　として、次式（４３）の如く、上記演
算式（３５）により算出される通常の燃料噴射量ｆＩＯ
と、既知変動分ｆｉＤとを考えると、ｆ　ｉ＝　ｆ　ｉ
ｏ＋ｆ　ｉＤ　　−Ｆ　ｉ（Ｚ）　＝　Ｆ　ｉｏ（Ｚ）
＋　Ｆ　ｉＤ（Ｚ）・・・（４３） 燃料噴射量ｆｉｏｌ上　通常、空燃比が理論空燃比（１
４．７）となるように設定されるため、上記演算式（３
５）が実際の内燃機関２の特性に対応しているとすると
、シリンダ２ａ内への流入燃料量ｆｃは理論空燃比に対
応した燃料量ｆｃｏと燃料噴射量ｆｉの既知変動分ｆｉ
Ｄにより次式（４４）の如くなり、ｆ　ｃ＝　ｆ　ｃＯ
＋　ｆ　ｃＤ　　　　　　　　　　　−・・（４４）上
記（４１）式（友　次式の如く記述できる。

Ｆ　ｃ（Ｚ）＝　Ｆ　ｃＯ（Ｚ）＋　Ｆ　ｃＤ（Ｚ）＝
　Ｈ　（Ｚ）・Ｆ　ｉｏ（Ｚ）＋　Ｈ　（Ｚ）・Ｆ　ｉ
Ｄ（Ｚ）　−　（４５）従ってシリンダ内への流入燃料
量ｆｃの変動量ｆ　ｃＤＩ飄　次式（４６）の如く記述
でき、Ｆ　ｃＤ（Ｚ）”　Ｈ　（Ｚ）・Ｆ　ｉＤ（Ｚ）
　　　　　　　　−　（４６）燃料噴射量に加えた既知
変動量ｆｉＤによる流入燃料の変動量ｆｃＤが分かれ｛
Ｌ　次式（４７）の如くシステムの伝達関数日（Ｚ）が
分かる。

Ｈ　（Ｚ）＝　Ｆ　ｃＤ（Ｚ）／　Ｆ　ｉＤ（Ｚ）　　
　　　　　　・＝　（４７）一方、シリンダ２ａ内流入
燃料の変動量ｆｃＤＩｔ，空燃比センサ１９により検出
された空燃比Ａ／Ｆの理論空燃比からのずれと、シリン
ダ２ａ内に流入した空気量ｍｃとが分かれ（ｆ？．次式
（４８）の如く計算できる。

（但し、Ｍｃ（Ｚ），　　Ａ／Ｆ（７）は夫々、流入空
気量ｍｃ，空燃比検出結果Ａ／Ｆの２変換値） このため本実施例で１友　上記（３５）式により求めた
燃料噴射量ｆｉに加える既知外乱ｆｉＤとして、振幅Ａ
、周波数ｆの正弦波を考え、燃料噴射量ｆ１に所定の周
期Ｔ　［ｓｅｃ．］で逐次加算し、これによる空燃比の
変動量から、モデルパラメータＰを推定して、モデルパ
ラメータＰの変動量ΔＰを算出するようにされている。

即ち、上記既知外乱ｆｉＤのＺ変換値Ｆ　ｉｏ（ｚ）１
戯次式（４９）の如くな吠 Ａ 伝達関数Ｈ　（Ｚ）のシステムへ上記（４９）式の入力
匠加えたときの出力振幅　即ち流入燃料変動量は、次式
（５ロ）の如くなる。

ｌ　Ｆ　ｃＤ（Ｚ）　ｌ＝　ｌ　Ｈ　（Ｚ）　・Ｆ　ｉ
Ｄ（Ｚ）　ｌ：ＡＩＨ（ｊ　２πｆＴ）１ そこで本実施例で（よ　正弦波発生部Ｂ２０，増幅部Ｂ
２１，及び加算部Ｂ２２により、上記（３５）式で求め
た燃料噴射量ｆｉに、振幅Ａ、周波数ｆ、周期Ｔを固定
した所定の正弦波変動成分△ｆ１を重畳し、これにより
生ずるシリンダ２ａ内への流入燃料量の正弦波変動成分
ｆｃＤの振幅を、筒内流入燃料変動量算出部８１２にお
いて、Ａ／Ｆ変動量算出部８１１で求めた空燃比検出結
果Ａ／Ｆの変動量ΔＡ／Ｆと当該流入空気量算出部８４
で求めたシリンダ２ａ内への流入空気量ｍｅとに基づき
算出し、モデルパラメータ変動量算出部８１３で、この
値からモデルパラメータＰを推定してモデルパラメータ
Ｐの変動量ΔＰを算出するようにしている。

尚この算出｛友　上記（５０）式を変形した演算式によ
り行なうことができるが、本実施例で１表　上記（５０
）式に基づきモデルパラメータＰ推定用のマップを設定
しておき、このマップを用いてモデルパラメータＰを推
定するようにされている．また上述の振幅Ａ、周波数ｆ
、周期Ｔとして（友設計時に判明しているモデルパラメ
ータのイ直　及び空燃比センサの特性を考慮して、最も
精度高くモデルパラメータＰを推定し得る値に設定され
ている。これは伝達関数Ｈ　（Ｚ）はローパスフィルタ
であり、例えば周波数ｆが低い領域１二おいて（飄モデ
ルパラメータＰの変化に起因する伝達関数Ｈ（Ｚ）の変
化が応答の違いとして明確に出てこなくなり、推定値に
充分な精度が得られなくなる虞があるためである． 次に電子制御回路３０で実行される燃料噴射制御を第４
図及び第５図に示すフローチャートに基づいて説明する
．随　以下の説明で１上　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．まず第４図は内燃機関２の始動と共に
開始さ札内燃ｍ関２の運転中繰り返し実行される燃料噴
射制御のメインルーチンを表わすフローチャートである
。

図に示す如くこの処理が開始されると、まずステップ１
００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ｆ　ｉ（ｋ−１）に
所定の初期値を設定し、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
ｖ（ｋ）、吸気温度ＴＨＡ（ｋ）、内燃機関２の回転速
度ω（ｋ）及び冷却水温ＴＨＷ（ｋ）を求める。

次にステップ１２０で｛上　上記ステップ１１０で求め
た吸気管圧力Ｐ　Ｍ　（ｋ）と、内燃機関２の回転速度
ω（ｋ）とに基づき、内燃機関２の負荷に応じた目標燃
空比λｒを算出する．尚このステップ１２０で１友　通
常、空気過剰率が１　（即ち理論空燃比）となるように
目標燃空比λｒが設定さ札内燃機関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
めに目標燃空比λ『がリッチ側に設定さ礼　内燃機関２
の軽負荷運転時等に｛友　燃料を通常より減量して燃費
を向上するために目標燃空比λｒがリーン側に設定され
る． ステップ１２０で目標燃空比λ『（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　Ｍ　（ｋ）と吸気温度Ｔ　Ｈ　
Ａ　（ｋ）と内燃機関２０回転速度ω（ｋ）とに基づき
、前述の（４）式またはデータマップを用いてシリンダ
２ａ内に流入する空気量ｍ　ｃ（ｋ）を算出する筒内流
入空気量算出部Ｂ４としての処理を実行する。

また続くステップ１４０で１山　上記ステップ１１０で
求めた冷却水温ＴＨＷ（ｋ）と吸気管圧力ＰＭ　（ｋ）
とに基づき、壁面付着燃料の蒸発速度Ｖｆを求め、その
値を内燃機関２の回転速度ω（ｋ）で除算することによ
って、内燃機関２の１サイクル間に吸気管４壁面から蒸
発する燃料量（即ち燃料蒸発量）　Ｖ　ｆｗ（ｋ）を算
出する、燃料蒸発速度算出部Ｂ１及び燃料蒸発量算出部
Ｂ２としての処理を実行する． そして次ステップ１５０で１友　ステップ１４０で求め
た燃料蒸発量Ｖ　ｆｗ（ｋ）と、後述のモデルパラメー
タ変動量算出処理で求めたモデルパラメータＰの変動量
八Ｐと、前回の燃料噴射量ｆ　ｉ（ｋ−１）と、前回当
該ステップ１５０で求めた状態変数量７　ｗ（ｋ−１）
及び？　ｖ（ｋ−１）とに基づき、前述の（８）式を用
いて，状態変数１　即ち付着燃料量？　Ｗ（ｋ”）及び
蒸発燃料量？ｖ（ｋ）を推定する、状態変数推定部Ｂ７
としての処理を実行する。

また次にステップ１６０で（上　ステップ１２０で設定
した目標燃空比λ『（ｋ）とステップ１３０で求めた空
気量ｍ（ｋ）とを乗算して、シリンダ２ａ内に流入する
目標燃料量ｆ　ｃｒ（ｋ）　（　＝λｒ−ｍｃ）　を算
出する、目標燃料量算出部Ｂ５としての処理を実行する
。

そして続くステップ１７０で（上　上記ステップ１４０
〜ステップ１６０で求めた燃料蒸発量Ｖｆｗ（ｋ），付
着燃料量？Ｗ（ｋ），　　蒸発燃料量？　ｖ（ｋ）及び
目標燃料量λ「・ｍｃ（ｋ）と、後述のモデルパラメー
タ変動量算出処理で算出されたモデルパラメータＰの変
動量△Ｐとに基づき、前述の（３５）式を用いて燃料噴
射量ｆｉ（ｋ）を算出する。

また続くステップ１８０でＩＬ　　上記求めた燃料噴射
量ｆ　ｉ（ｋ）に、後述のモデルパラメータ変動量算出
処理で設定される変動成分△ｆｉを加算して、燃料噴射
弁３２から実際に燃料噴射を行なうための燃料噴射量Ｔ
ＡＵを決定する。

するとステップ１９０で１友　上記クランク角センサ２
４からの検出信号に基づき決定される燃料噴射タイミン
グで、ステップ１８０で求めた噴射量ＴＡＵに応じて燃
料噴射弁３２を開弁し、燃料噴射乞実行する。

このステップ１９０で燃料噴射が行なわ札　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、今回の処理で求めた状態変数量？　ｗ（ｋ），　　
９　ｖ（ｋ）、及び燃料噴射量ｆ　ｉ（ｋ）を、次回の
処理のため１：，夫々、？　ｗ（ｋ−１），　　？　ｖ
（ｋ−１），ｆ　ｉ（ｋ−１）に置き換え、再度ステッ
プ１１０に移行する。

次に第５図（友　上記第４図のメインルーチンに対して
所定時間毎の割り込み処理として実行されるモデルパラ
メータ変動量算出処理を表わすフローチャートである。

図に示す如くこのモデルパラメータ変動量算出処理で１
，ｔ．まずステップ２１０を実行し、上記ステップ］８
０で燃料噴射弁３２からの燃料噴射量ＴＡＵを設定する
際に用いられる燃料噴射量ｆの変動成分△ｆ１を次式（
５ｌ）を用いて算出する、正弦波発生部Ｂ２０及び増幅
部８２１としての処理を実行する。

Δｆｉ　＝Ａｓ　ｉ　ｎ２πｆｎＴ　　　　　−（５１
）（但し、ｎ：当該モデルパラメータ変動量算出処理の
実行毎にインクリメントされる定数）そして続くステッ
プ２２０で（友　空燃比センサ１９からの出力信号に基
づき空燃比Ａ／Ｆ（ｎ）を検出してＲＡＭ４４内に格納
し、、次ステップ２３０で上記定数ｎをインクリメント
して、ステップ２４０に移行する。

ステップ２４０で｛上　上記インクリメントされた定数
ｎの値から、前回次ステップ２５０以降の処理を実行し
た後所定のサンプリング時間が経過したか否か、即ち上
記ステップ２３０で空燃比Ａ／Ｆの検出データが所定数
サンプリングされたか否かを判断する．そしてこのステ
ップ２４０で所定のサンプリング時間が経過していない
と判断されるとそのまま当該処理を一旦終了し、逆に所
定のサンプリング時間が経過したと判断されると、続く
ステップ２５０に移行して、上記ステップ２３０で検出
した複数のＡ／Ｆ検出データから、空燃比の変動幅を表
わすＡ／Ｆ変動量ΔＡ／Ｆを算出する、　Ａ／Ｆ変動量
算出部８１１としての処理を実行する． 次に続くステップ２６０で１上　この算出したＡ／Ｆ変
動量ΔＡ／Ｆと上記メインルーチンのステップ１３０で
算出された最新の空気量ｍｃとに基づき、シリンダ２ａ
内への流入燃料の変動量ｆｃＤを算出する当該流入燃料
変動量算出部Ｂ１２としての処理を実行し、続くステッ
プ２７０に移行して、この算出した変動量ｆｃＤに基づ
き、予め設定されたマップを用いてモデルパラメータＰ
の変動量ΔＰを算出するモデルパラメータ変動量算出部
Ｂ１３としての処理を実行した後、当該処理を一旦終了
する。

尚この変動量ΔＰの算出｛友　既述したよう１：，上記
変動量ｆｃＤに基づき予め設定されたマップを用いて現
時点でのモデルパラメータＰを推定し、この推定値と設
計時の値との偏差をとることによって実行される。

以上説明したように本実施例の燃料噴射制御装置で（上
　前述の燃料挙動モデルに則って設定された演算式（３
５）により算出される燃料噴射量ｆｉに正弦波変動成分
Δｆｉ　を加えて燃料噴射を行ない、これにより生ずる
空燃比の変動量ΔＡ／Ｆから内燃機関への流入燃料の変
動量ｆｃＤを求め、この変動量ｆｃＤからモデルパラメ
ータＰの変動量△Ｐを算出し、この変動量ΔＰを燃料噴
射量算出系にフィードバックするようにされている。こ
の結果、内燃機関の特性変軌　或はそのばらつき等によ
つて設計時の燃料挙動モデルが実際の内燃機関と対応し
なくなっても、これによる制御誤差を良好に補正するこ
とが可能となり、空燃比の制御精度を向上できる． またモデルパラメータの推定に当たって、従来技術に記
載した装置のように複雑な演算式を使用することなく、
マップを用いてモデルパラメータを簡単に推定すること
ができるので、その演算時間を短縮でき、従来より内燃
機関の制御装置に使用されているマイクロコンピュータ
をそのまま使用して実現できる。

また更にモデルパラメータＰの推定に１友　空燃比セン
サにより検呂された空燃比の変動量ΔＡ／Ｆを用いるた
め、モデルパラメータＰを精度よく推定することができ
る。つまリ空燃比の検出値自体に誤差があっても、その
変動量は問題なく検出できるので、モデルパラメータを
精度よく推定することが可能となり、空燃比の制御精度
を向上できるようになるのである。

ここで上記実施例で１表　推定するモデルバラメ−タを
燃料挙動モデルにおいて状態変数ｆｗにかかるパラメー
タＰとしたが、燃料噴射量ｆｉにかかるパラメータＲと
してもよく、またこれら両パラメータＰ，　　Ｒを推定
して、パラメータ変動による制御誤差を補正するように
してもよい。

尚モデルパラメータＲを推定する際に１表　上記（５０
）式を変形した演算式或はこれに基づくマップにより、
上記実施例と同様に推定することができるが、Ｐ，　　
Ｒの両モデルパラメータを推定するに１表　上記（５０
）式のみでは推定できない。そこでこの場合に｛よ　燃
料噴射量ｆｉに加える変動成分Δｌｆ１と空燃比変動成
分の位相遅れを求め、この位相差と筒内流入燃料の変動
量ｆｃＤとから、推定するようにすればよい。

即ち、伝達関数Ｈ　（Ｚ）のシステムへ上記（４９）式
の入力を加えたときの出力の位相（友　次式（５２）の
如くなるので、 ／ＦｃＤ（Ｚ）＝　ｔ　ａ　ｎ−’　ｆＨ（ｊ　２　ｙ
ｒ　ｆ　Ｔ））＝ｔ　ａ　ｎ−’　　［　（Ｒ−Ｐ＋（
１　−Ｒ）ｃ　ｏ　ｓ　２ｙｒ　ｆ　Ｔ十ｊ（１　−Ｒ
）ｓ　ｉ　ｎ２πｆＴ）−（Ｐ　−ｃｏｓ２πｆＴ＋ｊ
ｓ　ｉ　ｎ２πｆＴｌ　・−・（５２）この（５２）式
と前述の（５０）式とに基づき、空燃比変動成分の位相
遅れと空燃比変動成分に基づく流入燃料の変動量とをパ
ラメータとする２次元マップを予め作成しておき、この
マップを用いて上記モデルパラメータＰ，　　Ｒを推定
するようにすればよい。

またこのようにモデルパラメータＰ，　　Ｒを推定する
際の空燃比変動成分の位相遅れ未　空燃比センサまでの
排気の流速等によって変化するので、位相遅れを算出す
る際に（表　内燃機関の運転状態、例えば回転速度と吸
気管圧力とに基づき排気系において生ずる位相のずれを
求め、この算出結果を考慮して空燃比変動成分の位相遅
れを算出するようにすればよい。

また次に上記実施例で１上　上記（５０）式を導く基礎
式として、燃料挙動モデルにおけるモデルパラメータＲ
，　　Ｓ，　　Ｄを無視した（３６），　　（３７）式
を用いたが、これら各値は固定値として、２変換を行な
い、上記と同様の手順で上記（５０）式を導き、モデル
パラメータ推定系を設計するようにしてもよい．［発明
の効果］ 以上説明したよう１：．本発明の内燃機関の燃料噴射量
制御装置でＥ　　内燃機関への燃料噴射量に変動成分を
与え、これによって生ずる空燃比の変動量からモデルパ
ラメータを推定し、この推定結果に基づき燃料供給量算
出用の演算式を補正するようにされている。このため内
燃機関の特性変動或は特性のばらつき等によって、設計
時の物理モデルが実際の内燃機関に対応しなくなった場
合にも、これによる制御誤差を補正することができ、空
燃比の制御精度を向上できる．またモデルパラメータ｛
飄　従来技術に記載した装置のように最小二乗推定式の
ような複雑な演算を行なうことなく、空燃比の変動量か
ら簡単に推定することができるので、制御装置に高速処
理の可能な高価なマイクロコンピュータを使用すること
なく、従来より内燃機関制御装置に使用されているマイ
クロコンピュータで充分実現が可能となる。また更にモ
デルパラメータ１上　空燃比の検出結果を直接使用せず
、その変動量に基づき推定するため、空燃比を検出する
センサの劣化等によって空燃比の検出結果に誤差が生じ
ても、モデルパラメータを精度よく推定することが可能
となり、これによっても空燃比の制御精度を向上できる
。

【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医　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は　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
表わすブロック医　第４図は電子制御回路で実行される
燃料噴射制御のためのメインルーチンを表わすフローチ
ャート、第５図は電子制御回路で所定時間毎に実行され
るモデルパラメータ変動量算出処理を表わすフローチャ
ト、　　である． Ｍ１・・・運転状態検出手段 ２・・・状態変数推定手段 ３・・・燃料供給量算出手段 ４・・・燃料供給手段 ５・・・燃料噴射量変動制御手段 ６・・・空燃比検出手段 ７・・・空燃比変動量算出手段 ８・・・モデルパラメータ推定手段 ９・・・補正手段　　　Ｅ／Ｇ，２・・・内燃機関２・
・・吸気圧センサ　　１４・・・吸気温センサ９・・・
空燃比センサ　　２０・・・回転速度センサ６・・・水
温センサ　　　３０・・・電子制御回路２・・・燃料噴
射弁 代理人　弁理士　　足立　勉　（ほか２名）図面その≠

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 内燃機関の所定の運転状態を検出する運転状態検出手段
   と、 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
   物理モデルに基づき設定された第１の演算式を使用して
   、上記運転状態検出手段の検出結果と前回算出した燃料
   供給量とに基づき該物理モデルの状態変数を推定する状
   態変数推定手段と、上記物理モデルに基づき設定された
   第２の演算式を使用して、上記運転状態検出手段の検出
   結果と上記状態変数推定手段の推定結果とに基づき燃料
   供給量を算出する燃料供給量算出手段と、該算出された
   燃料供給量に応じて当該内燃機関の吸気通路に設けられ
   た燃料噴射弁を開弁し、内燃機関に燃料を供給する燃料
   供給手段と、 を備えた内燃機関の燃料噴射量制御装置において、上記
   燃料供給量算出手段の算出結果に所定の変動成分を重畳
   して、上記燃料供給手段により制御される燃料噴射弁か
   らの燃料噴射量を変動させる燃料噴射量変動制御手段と
   、 内燃機関の排気成分に基づき内燃機関のシリンダ内に流
   入した燃料混合気の空燃比を検出する空燃比検出手段と
   、 該空燃比検出手段の検出結果に基づき、上記空燃比の変
   動量を算出する空燃比変動量算出手段と、該算出された
   空燃比変動量に基づき上記物理モデルの所定のモデルパ
   ラメータを推定するモデルパラメータ推定手段と、 該推定されたモデルパラメータに基づき、上記燃料供給
   量算出手段で燃料供給量を算出する際に用いる第２の演
   算式を補正する補正手段と、を設けたことを特徴とする
   内燃機関の燃料噴射量制御装置。