JPH0615844B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents
内燃機関の制御装置Info
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- JPH0615844B2 JPH0615844B2 JP2482587A JP2482587A JPH0615844B2 JP H0615844 B2 JPH0615844 B2 JP H0615844B2 JP 2482587 A JP2482587 A JP 2482587A JP 2482587 A JP2482587 A JP 2482587A JP H0615844 B2 JPH0615844 B2 JP H0615844B2
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- intake pipe
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Description
【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 この発明は内燃機関の制御装置に関し、燃料噴射制御
や、点火時期制御に好適に使用できるものである。
や、点火時期制御に好適に使用できるものである。
内燃機関の燃料噴射シスシムとして所謂Ｄ−Ｊ型の燃料
噴射システムでは内燃機関の吸入系のスロットル弁下流
の吸気マニホルド（又はサージタンク）に圧力センサを
設置し、負荷因子としての吸気管圧力を検出し、吸気管
圧力と機関回転数とからシリンダボアに導入される新気
の量に応じて制御される因子、例えば、基本燃料噴射量
を算出し、インジェクタより燃料噴射を行っている。こ
のＤ−Ｊ型のシステムは、所謂Ｌ−Ｊ型燃料噴射システ
ムに使われるエアフローメータと比較して、センサの大
きさ自体が小型化し、センサの装着にともなう吸気抵抗
の増加が小さい利点がある。
噴射システムでは内燃機関の吸入系のスロットル弁下流
の吸気マニホルド（又はサージタンク）に圧力センサを
設置し、負荷因子としての吸気管圧力を検出し、吸気管
圧力と機関回転数とからシリンダボアに導入される新気
の量に応じて制御される因子、例えば、基本燃料噴射量
を算出し、インジェクタより燃料噴射を行っている。こ
のＤ−Ｊ型のシステムは、所謂Ｌ−Ｊ型燃料噴射システ
ムに使われるエアフローメータと比較して、センサの大
きさ自体が小型化し、センサの装着にともなう吸気抵抗
の増加が小さい利点がある。
Ｌ−Ｊ型の燃料噴射システムにおけるエアフローメータ
と違ってＤ−Ｊ型の燃料噴射システムでは内燃機関に入
る新気の量はに応じて制御される因子の制御値を吸気管
圧力に応じて算出しようとするものである。ところが、
吸気管圧力は同一新気量でも排気ガス循環(EGR) やブロ
ーバイガスの導入が行われると変化し、新気量を正しく
反映したエンジン制御を行うためにはセンサ出力値に対
し補正を加える必要が出てくる。例えば、特開昭58−27
819 号では、排気管に設置される酸素センサによる空燃
比フィードバック制御における制御量の基準値からのず
れに応じて補正係数を算出し、燃料噴射量の補正を行っ
ている。
と違ってＤ−Ｊ型の燃料噴射システムでは内燃機関に入
る新気の量はに応じて制御される因子の制御値を吸気管
圧力に応じて算出しようとするものである。ところが、
吸気管圧力は同一新気量でも排気ガス循環(EGR) やブロ
ーバイガスの導入が行われると変化し、新気量を正しく
反映したエンジン制御を行うためにはセンサ出力値に対
し補正を加える必要が出てくる。例えば、特開昭58−27
819 号では、排気管に設置される酸素センサによる空燃
比フィードバック制御における制御量の基準値からのず
れに応じて補正係数を算出し、燃料噴射量の補正を行っ
ている。
従来技術では燃料噴射量の補正を排気側のセンサによっ
て行っているため、遅れ等の要因により迅速な空燃比補
正ができない。また、排気側のセンサによる補正はアイ
ドル時や定常時といった特定な運転時しかできないの
で、十分な補正ができない恐れがある。
て行っているため、遅れ等の要因により迅速な空燃比補
正ができない。また、排気側のセンサによる補正はアイ
ドル時や定常時といった特定な運転時しかできないの
で、十分な補正ができない恐れがある。
第１図において、内燃機関の回転数を検出する機関回転
数検出手段(58)と、内燃機関のスロットル弁(34)下流の
吸気系(1A)に配置され、吸気管圧力(PM)を検出する吸気
管圧力検出手段(2) と、内燃機関のスロットル弁(34)下
流の吸気系(1A)に配置され、機関に吸入される全ガス中
の酸素分圧(PO2) を検出する酸素検出手段(4) とを備え
た内燃機関の制御装置であって、前記回転数検出手段(5
8)により検出される機関回転数及び前記吸気管圧力検出
手段(2) により検出される吸化管圧力に基づいて、内燃
機関を制御する制御因子の制御値を算出する制御値算出
手段(3) と、新気以外のガスが機関に導入されないとし
たときに想定される基準酸素分圧の値を機関回転数と吸
気管圧力とに基づいて算出する基準酸素分圧算出手段
(7) と、基準酸素分圧算出手段(7) により算出される酸
素分圧(PO20)と前記酸素検出手段(4) により検出される
実際の酸素分圧(PO2) との差に基づき前記算出された制
御値を補正する補正手段(5) と、前記補正された後の制
御値により前記制御因子を制御する制御因子制御手段
(6) とを具備した内燃機関の制御装置が提供される。
数検出手段(58)と、内燃機関のスロットル弁(34)下流の
吸気系(1A)に配置され、吸気管圧力(PM)を検出する吸気
管圧力検出手段(2) と、内燃機関のスロットル弁(34)下
流の吸気系(1A)に配置され、機関に吸入される全ガス中
の酸素分圧(PO2) を検出する酸素検出手段(4) とを備え
た内燃機関の制御装置であって、前記回転数検出手段(5
8)により検出される機関回転数及び前記吸気管圧力検出
手段(2) により検出される吸化管圧力に基づいて、内燃
機関を制御する制御因子の制御値を算出する制御値算出
手段(3) と、新気以外のガスが機関に導入されないとし
たときに想定される基準酸素分圧の値を機関回転数と吸
気管圧力とに基づいて算出する基準酸素分圧算出手段
(7) と、基準酸素分圧算出手段(7) により算出される酸
素分圧(PO20)と前記酸素検出手段(4) により検出される
実際の酸素分圧(PO2) との差に基づき前記算出された制
御値を補正する補正手段(5) と、前記補正された後の制
御値により前記制御因子を制御する制御因子制御手段
(6) とを具備した内燃機関の制御装置が提供される。
機関回転数検出手段(58)は内燃機関の回転数を検出し、
吸気管圧力検出手段(2) は吸気管圧力(PM)を検出し、酸
素検出手段(4) は機関に吸入される全ガス中の酸素分圧
(PO2) を検出する。
吸気管圧力検出手段(2) は吸気管圧力(PM)を検出し、酸
素検出手段(4) は機関に吸入される全ガス中の酸素分圧
(PO2) を検出する。
制御値算出手段(3) は、前記回転数検出手段(58)により
検出される機関回転数及び前記吸気管圧力検出手段(2)
により検出される吸気管圧力に基づいて、内燃機関を制
御する制御因子の制御値を算出する。
検出される機関回転数及び前記吸気管圧力検出手段(2)
により検出される吸気管圧力に基づいて、内燃機関を制
御する制御因子の制御値を算出する。
基準酸素分圧算出手段(7) は、新気以外のガスが機関に
導入されないとしたときに想定される基準酸素分圧の値
を機関回転数検出手段(58)が検出する機関回転数と吸気
管圧力検出手段(2) が検出する吸気管圧力とに基づいて
算出する。
導入されないとしたときに想定される基準酸素分圧の値
を機関回転数検出手段(58)が検出する機関回転数と吸気
管圧力検出手段(2) が検出する吸気管圧力とに基づいて
算出する。
補正手段(5) は、基準酸素分圧算出手段(7) により算出
される基準酸素分圧の値(PO20)と酸素検出手段(4) によ
り検出される実際の酸素分圧(PO2) との差に基づき、制
御算出手段(3) により算出された制御値を補正する。
される基準酸素分圧の値(PO20)と酸素検出手段(4) によ
り検出される実際の酸素分圧(PO2) との差に基づき、制
御算出手段(3) により算出された制御値を補正する。
制御因子制御手段(6) は補正手段(5) によって補正され
た後の制御値により前記制御因子を制御する。
た後の制御値により前記制御因子を制御する。
第２図において、１０はシリンダブロック、１２はピス
トン、１４はコネクティングロッド、１６はシリンダヘ
ッド、１８は燃焼室、２０は点火栓、２２は吸気弁、２
４は吸気ポート、２６は排気弁、２８は排気ポート、２
９はディストリビュータ、３０は点火装置（イグナイタ
３０ａ及び点火コイル３０ｂよりなる）である。吸気ポ
ート２４は、吸気管３１、サージタンク３２、スロット
ル弁３４、吸気管３６、ターボチャージャ３８のコンプ
レッサハウジング３８ａ、吸気管３９を介してエアクリ
ーナ４０に接続される。吸気ポート２４に近接した吸気
管３１に燃料インジェクタ４２が設置される。排気ポー
ト２８は排気マニホルド４４を介してターボチャージャ
３８のタービンハウジング３８ｂに接続される。尚、タ
ーボチャージャ３８の代わりに機械式過給機を採用した
システムであっても良い。
トン、１４はコネクティングロッド、１６はシリンダヘ
ッド、１８は燃焼室、２０は点火栓、２２は吸気弁、２
４は吸気ポート、２６は排気弁、２８は排気ポート、２
９はディストリビュータ、３０は点火装置（イグナイタ
３０ａ及び点火コイル３０ｂよりなる）である。吸気ポ
ート２４は、吸気管３１、サージタンク３２、スロット
ル弁３４、吸気管３６、ターボチャージャ３８のコンプ
レッサハウジング３８ａ、吸気管３９を介してエアクリ
ーナ４０に接続される。吸気ポート２４に近接した吸気
管３１に燃料インジェクタ４２が設置される。排気ポー
ト２８は排気マニホルド４４を介してターボチャージャ
３８のタービンハウジング３８ｂに接続される。尚、タ
ーボチャージャ３８の代わりに機械式過給機を採用した
システムであっても良い。
排気ガス再循環通路（ＥＧＲ通路）４５が排気マニホル
ド４４とサージタンク３２を接続するように設けられ
る。排気ガス再循環制御弁（ＥＧＲ弁）４６がＥＧＲ通
路４５上に排気ガス再循環率（ＥＧＲ率）の制御のため
設けられる。この実施例ではＥＧＲ弁４４負圧作動ダイ
ヤフラム機構４７を備える。ダイヤフラム機構４７はス
ロットル弁３４のアイドル位の少し上流に設置されるＥ
ＧＲポート４８に接続される。調圧弁４９は、圧力導管
５０によってＥＧＲ通路４５における定圧絞り５１の下
流に形成される定圧室５２に接続される。そのため、調
圧弁４９は定圧室５２の圧力が略一定となるように、Ｅ
ＧＲポート４８からＥＧＲ弁４６の負圧作動機構４７に
導入される負圧を制御する。そして、調圧弁４９のダイ
ヤフラム４９ａはＥＧＲポート４８の少し上流の負圧ポ
ート５３に接続され、負荷に応じた負圧がダイヤフラム
４９ａに排圧と抵抗するように作用し、ＥＧＲ率を負荷
に応じて制御する。このＥＧＲ装置の構成及び作用は周
知であることから、これ以上の説明はしない。尚、ＥＧ
Ｒ装置は図示タイプでなくてもかまわない。
ド４４とサージタンク３２を接続するように設けられ
る。排気ガス再循環制御弁（ＥＧＲ弁）４６がＥＧＲ通
路４５上に排気ガス再循環率（ＥＧＲ率）の制御のため
設けられる。この実施例ではＥＧＲ弁４４負圧作動ダイ
ヤフラム機構４７を備える。ダイヤフラム機構４７はス
ロットル弁３４のアイドル位の少し上流に設置されるＥ
ＧＲポート４８に接続される。調圧弁４９は、圧力導管
５０によってＥＧＲ通路４５における定圧絞り５１の下
流に形成される定圧室５２に接続される。そのため、調
圧弁４９は定圧室５２の圧力が略一定となるように、Ｅ
ＧＲポート４８からＥＧＲ弁４６の負圧作動機構４７に
導入される負圧を制御する。そして、調圧弁４９のダイ
ヤフラム４９ａはＥＧＲポート４８の少し上流の負圧ポ
ート５３に接続され、負荷に応じた負圧がダイヤフラム
４９ａに排圧と抵抗するように作用し、ＥＧＲ率を負荷
に応じて制御する。このＥＧＲ装置の構成及び作用は周
知であることから、これ以上の説明はしない。尚、ＥＧ
Ｒ装置は図示タイプでなくてもかまわない。
制御回路５４はマイクロコンピュータ・システムとして
構成され、燃料噴射制御、点火時期制御及びその他のエ
ンジン作動制御を行うものである。制御回路５４はマイ
クロ・プロセシング・ユニット（ＭＰＵ）５４ａと、メ
モリ５４ｂと、入力ポート５４ｃと、出力ポート５４
ｄ、これらの各要素を接続するバス５４ｅとから成る。
入力ポート５４ｃは各センサ接続されエンジン運転条件
信号が入力される。吸気管圧力センサ５５はサージタン
ク３２に設置され、スロットル弁３４の下流の吸気管圧
力ＰＭを検出する。クランク角度センサ５６，５８がデ
ィストリビュータ２９に設置される。第１のクランク角
度センサ５６は、ディストリビュータ軸２９ａ上のマグ
ネット片６０と対抗設置され、クランク軸の７２０゜回
転毎、即ち機関の１サイクル毎にパルス信号を発生し、
基準信号となる。第２のクランク角度センサ５８はディ
ストリビュータ軸２９ａ上のマグネット片６２と対抗設
置され、クランク軸の３０゜毎の信号を発生し、燃料噴
射制御や点火時期制御のトリガ信号となる。水温センサ
６４はシリンダブロック１０の冷却水ジャケット１０ａ
内の冷却水温度を検出する。吸入空気温度センサ６６
は、吸気管に導入される吸入空気の温度を検出すること
ができる。排気側酸素センサ６８が排気マニホルド４４
に設けられる。この排気側酸素センサ６８は空燃比フィ
ードバック制御用であり、空燃比を理論空燃比に制御す
るシステムではＯ２センサであり、空燃比を理論空燃比
よりリーン側に制御するシステムでは所謂リーンセンサ
より構成することができる。
構成され、燃料噴射制御、点火時期制御及びその他のエ
ンジン作動制御を行うものである。制御回路５４はマイ
クロ・プロセシング・ユニット（ＭＰＵ）５４ａと、メ
モリ５４ｂと、入力ポート５４ｃと、出力ポート５４
ｄ、これらの各要素を接続するバス５４ｅとから成る。
入力ポート５４ｃは各センサ接続されエンジン運転条件
信号が入力される。吸気管圧力センサ５５はサージタン
ク３２に設置され、スロットル弁３４の下流の吸気管圧
力ＰＭを検出する。クランク角度センサ５６，５８がデ
ィストリビュータ２９に設置される。第１のクランク角
度センサ５６は、ディストリビュータ軸２９ａ上のマグ
ネット片６０と対抗設置され、クランク軸の７２０゜回
転毎、即ち機関の１サイクル毎にパルス信号を発生し、
基準信号となる。第２のクランク角度センサ５８はディ
ストリビュータ軸２９ａ上のマグネット片６２と対抗設
置され、クランク軸の３０゜毎の信号を発生し、燃料噴
射制御や点火時期制御のトリガ信号となる。水温センサ
６４はシリンダブロック１０の冷却水ジャケット１０ａ
内の冷却水温度を検出する。吸入空気温度センサ６６
は、吸気管に導入される吸入空気の温度を検出すること
ができる。排気側酸素センサ６８が排気マニホルド４４
に設けられる。この排気側酸素センサ６８は空燃比フィ
ードバック制御用であり、空燃比を理論空燃比に制御す
るシステムではＯ２センサであり、空燃比を理論空燃比
よりリーン側に制御するシステムでは所謂リーンセンサ
より構成することができる。
この発明によれば、吸気側酸素センサ７０がサージタン
ク３２に設置される。吸気側酸素センサ７０は、機関に
導入される全ガスの内の酸素の分圧を検出し、後述のよ
うにＥＧＲガスやブローバイガスによる吸気管圧力セン
サの検出値への影響を除去し、新気量に応じて制御され
る因子（基本燃料噴射量等）の正確な制御を行うことが
できるようにするものである。吸気側酸素センサ７０は
所謂リーンセンサと同様の構造のもので、全吸入空気中
の酸素の分圧の変化によって連続的に変化する電圧を取
り出すことができる。第３図において、吸気側酸素サン
ソ７０は、ジルコニアから成る固体電圧電解質で作られ
た有底筒状体７２と、その内面及び外面に形成される通
気性薄膜状白金電極７４−１，７４−２と、外側の電極
７４−２の回りにスピネル等のセラミックス材料のプラ
ズマ溶射にて形成される多孔層としての拡散層７６と、
多孔板にて形成される外套ケース７８と、筒状体７２の
中心空間に配置されるセラミック・ヒータ８０とを基本
的な構成要素とする。ヒータ８０は電源Ｅ２に接続さ
れ、センサ７０の活性化に役立たせることができる。筒
状体７２の中央空間はヒータ８０の中心通路８０ａによ
って大気と連通されている。陽極としての内側電極７４
−１と陰極としての外側電極７４−２との間には電源Ｅ
１が接続される。所謂ポンプ作用によって外側電極７４
−２から内側電極７４−１に向かって拡散層によって規
制される速度で被検出ガス中のＯ２イオンが流れること
ができ、電源Ｅ１の或る電圧において、イオン電流（限
界電流）Ｉｌは、 Ｉｌ＝((4F×Ｓ×DO2 ×Ｐ)／（Ｒ×Ｔ×ｌ）) ×(1n(1/(1−PO２／Ｐ)))……(1) ここに、Ｆ：ファラデー定数 Ｓ：電極面積 DO２：ガス拡散定数 Ｒ：気体定数 Ｔ：温度 ｌ：拡散抵抗層有効長 Ｐ：全圧 PO２：酸素分圧 によって表される。第４図は全圧力に対する酸素分圧、
センサ圧力との実測特性を示し、全圧が変わると分圧が
変化し、これに準じてセンサ出力が変化し、センサ出力
より酸素分圧を知ることができる。
ク３２に設置される。吸気側酸素センサ７０は、機関に
導入される全ガスの内の酸素の分圧を検出し、後述のよ
うにＥＧＲガスやブローバイガスによる吸気管圧力セン
サの検出値への影響を除去し、新気量に応じて制御され
る因子（基本燃料噴射量等）の正確な制御を行うことが
できるようにするものである。吸気側酸素センサ７０は
所謂リーンセンサと同様の構造のもので、全吸入空気中
の酸素の分圧の変化によって連続的に変化する電圧を取
り出すことができる。第３図において、吸気側酸素サン
ソ７０は、ジルコニアから成る固体電圧電解質で作られ
た有底筒状体７２と、その内面及び外面に形成される通
気性薄膜状白金電極７４−１，７４−２と、外側の電極
７４−２の回りにスピネル等のセラミックス材料のプラ
ズマ溶射にて形成される多孔層としての拡散層７６と、
多孔板にて形成される外套ケース７８と、筒状体７２の
中心空間に配置されるセラミック・ヒータ８０とを基本
的な構成要素とする。ヒータ８０は電源Ｅ２に接続さ
れ、センサ７０の活性化に役立たせることができる。筒
状体７２の中央空間はヒータ８０の中心通路８０ａによ
って大気と連通されている。陽極としての内側電極７４
−１と陰極としての外側電極７４−２との間には電源Ｅ
１が接続される。所謂ポンプ作用によって外側電極７４
−２から内側電極７４−１に向かって拡散層によって規
制される速度で被検出ガス中のＯ２イオンが流れること
ができ、電源Ｅ１の或る電圧において、イオン電流（限
界電流）Ｉｌは、 Ｉｌ＝((4F×Ｓ×DO2 ×Ｐ)／（Ｒ×Ｔ×ｌ）) ×(1n(1/(1−PO２／Ｐ)))……(1) ここに、Ｆ：ファラデー定数 Ｓ：電極面積 DO２：ガス拡散定数 Ｒ：気体定数 Ｔ：温度 ｌ：拡散抵抗層有効長 Ｐ：全圧 PO２：酸素分圧 によって表される。第４図は全圧力に対する酸素分圧、
センサ圧力との実測特性を示し、全圧が変わると分圧が
変化し、これに準じてセンサ出力が変化し、センサ出力
より酸素分圧を知ることができる。
ＭＰＵ５４ａは、メモリ５４ｂに格納されるプログラ
ム、データに従って演算を実行し、出力ポート５４ｄに
セットする。出力ポート５４ｄは、燃料インジェクタ４
２、イグナイタ３０ａ及びその他の制御装置に接続さ
れ、制御信号が印加される。
ム、データに従って演算を実行し、出力ポート５４ｄに
セットする。出力ポート５４ｄは、燃料インジェクタ４
２、イグナイタ３０ａ及びその他の制御装置に接続さ
れ、制御信号が印加される。
以下、制御回路５４の作動における燃料噴射制御の部分
をフローチャートによって説明する。第５図は燃料噴射
ルーチンを示し、このルーチンは、これから燃料噴射を
行う気筒の燃料噴射の手前の或るクランク角度を検出し
て実行される。例えば、吸気工程中に燃料噴射を行うと
すれば、吸気上死点手前の60゜CAを検出して実行され
る。この検出は、第１クランク角度センサ５６からの７
２０゜ＣＡ信号の到来によってクリヤされ、第２クラン
ク角度センサ５８からの３０゜ＣＡ信号の到来毎にイン
クリメントされるカウンタの値により知ることができ
る。ステップ１００では基本噴射時間Ｔｐが機関回転数
ＮＥと吸気管圧力ＰＭより算出される。ここに基本噴射
時間とは内燃機関に導入される新気量に対して空燃被を
理論空燃比とするような燃料噴射量を得るためにインジ
ェクタ４２の開弁時間をいう。新気量はEGR ガス度の新
気以外のガス導入されない状態では吸気管圧力ＰＭに対
応しているので、吸気管圧力により燃料噴射量が一意的
に決まるのである。メモリ５４ｂには機関回転数ＮＥと
吸気管圧力ＰＭの各組合せに対し、理論空燃比を得るた
めの基本制御噴射時間Ｔｐのデータのマップが構成され
ている。ＭＰＵ５４ａは、第２クランク角度センサ５８
の３０゜ＣＡ信号の間隔から知らせる現在の機関回転数
ＮＥと、吸気管圧力ＰＭの値とにより周知の補間計算を
実行し、これによって基本燃料噴射時間Ｔｐの算出を行
うことになる。
をフローチャートによって説明する。第５図は燃料噴射
ルーチンを示し、このルーチンは、これから燃料噴射を
行う気筒の燃料噴射の手前の或るクランク角度を検出し
て実行される。例えば、吸気工程中に燃料噴射を行うと
すれば、吸気上死点手前の60゜CAを検出して実行され
る。この検出は、第１クランク角度センサ５６からの７
２０゜ＣＡ信号の到来によってクリヤされ、第２クラン
ク角度センサ５８からの３０゜ＣＡ信号の到来毎にイン
クリメントされるカウンタの値により知ることができ
る。ステップ１００では基本噴射時間Ｔｐが機関回転数
ＮＥと吸気管圧力ＰＭより算出される。ここに基本噴射
時間とは内燃機関に導入される新気量に対して空燃被を
理論空燃比とするような燃料噴射量を得るためにインジ
ェクタ４２の開弁時間をいう。新気量はEGR ガス度の新
気以外のガス導入されない状態では吸気管圧力ＰＭに対
応しているので、吸気管圧力により燃料噴射量が一意的
に決まるのである。メモリ５４ｂには機関回転数ＮＥと
吸気管圧力ＰＭの各組合せに対し、理論空燃比を得るた
めの基本制御噴射時間Ｔｐのデータのマップが構成され
ている。ＭＰＵ５４ａは、第２クランク角度センサ５８
の３０゜ＣＡ信号の間隔から知らせる現在の機関回転数
ＮＥと、吸気管圧力ＰＭの値とにより周知の補間計算を
実行し、これによって基本燃料噴射時間Ｔｐの算出を行
うことになる。
ステップ１０１では吸気間圧力ＰＭと回転数ＮＥとから
酸素分圧PO2の基準値の算出が行われる。機関に新気の
みが導入され、ＥＧＲガスが入っていない状態では吸気
管圧力ＰＭと回転数ＮＥとが決まると酸素分圧はある値
を持つと想定することができる。メモリには吸気管圧力
と回転数との多数の組合せに対し、新気以外のガスが機
関に導入されないとしたとき想定される基準酸素分圧PO
20の値が格納されてあり、補間演算により現在実測され
る吸気間圧力ＰＭと機関回転数ＮＥとの組合せに対応す
る基準酸素分圧のマップ値PC20の値が算出される。
酸素分圧PO2の基準値の算出が行われる。機関に新気の
みが導入され、ＥＧＲガスが入っていない状態では吸気
管圧力ＰＭと回転数ＮＥとが決まると酸素分圧はある値
を持つと想定することができる。メモリには吸気管圧力
と回転数との多数の組合せに対し、新気以外のガスが機
関に導入されないとしたとき想定される基準酸素分圧PO
20の値が格納されてあり、補間演算により現在実測され
る吸気間圧力ＰＭと機関回転数ＮＥとの組合せに対応す
る基準酸素分圧のマップ値PC20の値が算出される。
ステップ１０２では分圧のマップ値PC20と酸素センサ７
０により実測される実測される現在の弁圧値PO2との差
ΔPO2が算出される。この値は機関に現在導入されてい
る新気以外のＥＧＲガスやブローバイガスの量に相当す
る。ステップ１０３ではΔPO2より燃料噴射量の補正係
数FPO2が算出される。この補正係数FPO2は、新気以外の
ガス量に応じて、燃料噴射量を補正して、これらの影響
に関わらず空燃比を設定値に維持するためのものであ
る。ΔPO2とFPO2との関係は第７図のようであり、その
関係はメモリにマップとして格納され、補間演酸によっ
て現在の酸素分圧に応じた補正係数FPO2の算出が行われ
ることになる。
０により実測される実測される現在の弁圧値PO2との差
ΔPO2が算出される。この値は機関に現在導入されてい
る新気以外のＥＧＲガスやブローバイガスの量に相当す
る。ステップ１０３ではΔPO2より燃料噴射量の補正係
数FPO2が算出される。この補正係数FPO2は、新気以外の
ガス量に応じて、燃料噴射量を補正して、これらの影響
に関わらず空燃比を設定値に維持するためのものであ
る。ΔPO2とFPO2との関係は第７図のようであり、その
関係はメモリにマップとして格納され、補間演酸によっ
て現在の酸素分圧に応じた補正係数FPO2の算出が行われ
ることになる。
ステップ１０４では最終燃料噴射量Ｔａｕが次の式、 Ｔａｕ＝Ｔｐ×FPO2×α＋β によって算出される。ここにFPO2を乗算することにより
ＥＧＲ等の影響が排除されることになる。α，βはこの
発明と直接関係しないため詳細説明を省略する補正係
数、補正量であり、吸気酸素センサ６８からの信号によ
るフィードバック補正係数の算出や、水温センサ６４か
らの水温信号による水温補正係数や、加速補正等の基本
燃料噴射時間Ｔｐに加えられる種々の補正演算処理を示
している。
ＥＧＲ等の影響が排除されることになる。α，βはこの
発明と直接関係しないため詳細説明を省略する補正係
数、補正量であり、吸気酸素センサ６８からの信号によ
るフィードバック補正係数の算出や、水温センサ６４か
らの水温信号による水温補正係数や、加速補正等の基本
燃料噴射時間Ｔｐに加えられる種々の補正演算処理を示
している。
ステップ１０５では燃料噴射開始時刻ｔｉの算出が行わ
れる。燃料噴射開始時期は機関の特性により種々決めら
れるが、例えば、燃料噴射が吸気工程の終了と略同期し
て終了するように燃料噴射開始時期を決める必要があ
る。従って、燃料噴射開始時期は新気量、回転数で変化
することになる。メモリ５４ｂには機関回転数ＮＥと、
吸気管圧力ＰＭとの組合せ対して燃料噴射を開始する吸
気上死点からのクランク角度のデータマップが格納され
ている。ＭＰＵ５４ａは吸気管圧力センサ５５の出力Ｐ
Ｍと、第２クランク角度センサ５８の３０゜ＣＡパルス
信号の間隔より実測される機関回転数ＮＥとから、燃料
噴射開始時刻ｔｉを現在の時刻ｔｏからの時間として算
出する（第８図参照）。
れる。燃料噴射開始時期は機関の特性により種々決めら
れるが、例えば、燃料噴射が吸気工程の終了と略同期し
て終了するように燃料噴射開始時期を決める必要があ
る。従って、燃料噴射開始時期は新気量、回転数で変化
することになる。メモリ５４ｂには機関回転数ＮＥと、
吸気管圧力ＰＭとの組合せ対して燃料噴射を開始する吸
気上死点からのクランク角度のデータマップが格納され
ている。ＭＰＵ５４ａは吸気管圧力センサ５５の出力Ｐ
Ｍと、第２クランク角度センサ５８の３０゜ＣＡパルス
信号の間隔より実測される機関回転数ＮＥとから、燃料
噴射開始時刻ｔｉを現在の時刻ｔｏからの時間として算
出する（第８図参照）。
ステップ１０６では噴射終了時刻ｔｅが、噴射開始時刻
ｔｉに、ステップ１０２で算出される燃料噴射時間Ｔau
を加えたものとされる。ステップ１０８は時刻一致割り
込みルーチンの許可を示し、ステップ１１０では燃料噴
射開始時刻ｔｉが図示しない燃料噴射制御用コンペアレ
ジスタにセットされる。
ｔｉに、ステップ１０２で算出される燃料噴射時間Ｔau
を加えたものとされる。ステップ１０８は時刻一致割り
込みルーチンの許可を示し、ステップ１１０では燃料噴
射開始時刻ｔｉが図示しない燃料噴射制御用コンペアレ
ジスタにセットされる。
第６図は時刻一致割り込みルーチンであり、コンペアレ
ジスタが現在時刻が燃料噴射開始時刻ｔｉに一致したと
判断すると実行開始される。ステップはコンペアレジス
タによる割り込み禁止を示し、ステップ１１４で燃料噴
射終了時刻ｔｅがコンペアレジスタにセットされる。従
って、現在時刻が燃料噴射終了時刻ｔｅに一致するとイ
ンジェクタ４２による燃料噴射は停止される。
ジスタが現在時刻が燃料噴射開始時刻ｔｉに一致したと
判断すると実行開始される。ステップはコンペアレジス
タによる割り込み禁止を示し、ステップ１１４で燃料噴
射終了時刻ｔｅがコンペアレジスタにセットされる。従
って、現在時刻が燃料噴射終了時刻ｔｅに一致するとイ
ンジェクタ４２による燃料噴射は停止される。
以上は燃料噴射へのこの発明の応用を説明したが、点火
時期制御にもこの発明は応用することができる。測ち、
基本点火時期ＳＡ０が機関回転数ＮＥと吸気管圧力ＰＭ
より算出される。ここに基本点火次期とは回転数を固定
したとき内燃機関に導入される新気量に対して最大トル
クが得られる点火次期（ＭＢＴ）を圧縮上死点からの角
度として表したものである。新気量がＥＧＲにより変化
すると吸気管圧力は同一でもＭＢＴが違ってくるが、新
気ガス以外が導入されていないとしたときに吸気管圧力
と機関回転数とから想定される酸素分圧の値PC20と、実
際に検出される酸素分圧PO２との差ΔPO２に応じて点火
時期を修正することで最適点火時期を得ることができ
る。点火制御の方法は当業者には明らかであるから説明
を省略する。
時期制御にもこの発明は応用することができる。測ち、
基本点火時期ＳＡ０が機関回転数ＮＥと吸気管圧力ＰＭ
より算出される。ここに基本点火次期とは回転数を固定
したとき内燃機関に導入される新気量に対して最大トル
クが得られる点火次期（ＭＢＴ）を圧縮上死点からの角
度として表したものである。新気量がＥＧＲにより変化
すると吸気管圧力は同一でもＭＢＴが違ってくるが、新
気ガス以外が導入されていないとしたときに吸気管圧力
と機関回転数とから想定される酸素分圧の値PC20と、実
際に検出される酸素分圧PO２との差ΔPO２に応じて点火
時期を修正することで最適点火時期を得ることができ
る。点火制御の方法は当業者には明らかであるから説明
を省略する。
この発明によれば、吸気管圧力及び機関回転数から燃料
噴射量や点火時期等の、機関に導入される新気量に応じ
て制御される制御因子の制御値を算出するD-J システム
において、吸気管に酸素分圧を検出するための酸素検出
手段を設け、新気ガス以外のガスを導入しないとしたと
きに吸気圧力及び機関回転数から想定される基準酸素分
圧の値と実際に検出される酸素分圧の値との差に基づき
制御値を補正することで、新規以外のガスの影響に関わ
らず正確なエンジン制御を行うことができる。
噴射量や点火時期等の、機関に導入される新気量に応じ
て制御される制御因子の制御値を算出するD-J システム
において、吸気管に酸素分圧を検出するための酸素検出
手段を設け、新気ガス以外のガスを導入しないとしたと
きに吸気圧力及び機関回転数から想定される基準酸素分
圧の値と実際に検出される酸素分圧の値との差に基づき
制御値を補正することで、新規以外のガスの影響に関わ
らず正確なエンジン制御を行うことができる。
第１図はこの発明の構成を示す図。 第２図はこの発明の実施例の全体構成図。 第３図は吸気管の酸素分圧を計測するための吸気酸素セ
ンサの断面図。 第４図は第３図の酸素センサの全圧に対する酸素分圧の
特性、及び酸素分圧に対する限界電流特性図。 第５図及び第６図は燃料噴射ルーチンのフローチャート
図。 第７図は酸素分圧と燃料噴射量補正係数との関係グラ
フ。 第８図は燃料噴射作動のタイミングを説明する図。 １８……燃焼室 ２０……点火栓 ３０……点火装置 ３１……吸気管 ３２……サージタンク ３４……スロットル弁 ３８……ターボチャージャ ４２……燃料インジェクタ ４４……排気マニホルド ４８……ＥＧＲ弁 ５４……制御回路 ５５……吸気管圧力センサ ６４……水温センサ ６６……吸入空気温度センサ ６８……排気側酸素センサ ７０……吸気側酸素センサ
ンサの断面図。 第４図は第３図の酸素センサの全圧に対する酸素分圧の
特性、及び酸素分圧に対する限界電流特性図。 第５図及び第６図は燃料噴射ルーチンのフローチャート
図。 第７図は酸素分圧と燃料噴射量補正係数との関係グラ
フ。 第８図は燃料噴射作動のタイミングを説明する図。 １８……燃焼室 ２０……点火栓 ３０……点火装置 ３１……吸気管 ３２……サージタンク ３４……スロットル弁 ３８……ターボチャージャ ４２……燃料インジェクタ ４４……排気マニホルド ４８……ＥＧＲ弁 ５４……制御回路 ５５……吸気管圧力センサ ６４……水温センサ ６６……吸入空気温度センサ ６８……排気側酸素センサ ７０……吸気側酸素センサ
Claims (1)
- 【請求項１】内燃機関の回転数を検出する機関回転数検
出手段と、 内燃機関のスロットル弁下流の吸気系に配置され、吸気
管圧力を検出する吸気管圧力検出手段と、 内燃機関のスロットル弁下流の吸気系に配置され、機関
に吸入される全ガス中の酸素分圧を検出する酸素検出手
段とを備えた内燃機関の制御装置であって、 前記回転数検出手段により検出される機関回転数及び前
記吸気管圧力検出手段により検出される吸気管圧力に基
づいて、内燃機関を制御する制御因子の制御値を算出す
る制御値算出手段と、 新気以外のガスが機関に導入されないとしたときに想定
される基準酸素分圧の値を機関回転数と吸気管圧力とに
基づいて算出する基準酸素分圧算出手段と、 基準酸素分圧算出手段により算出される酸素分圧と、前
記酸素検出手段により検出される実際の酸素分圧との差
に基づき前記算出された制御値を補正する補正手段と、 前記補正された後の制御値により前記制御因子を制御す
る制御因子制御手段と、 を具備した内燃機関の制御装置。
Priority Applications (2)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2482587A JPH0615844B2 (ja) | 1987-02-06 | 1987-02-06 | 内燃機関の制御装置 |
| US07/151,576 US4836174A (en) | 1987-02-06 | 1988-02-02 | Engine control system |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2482587A JPH0615844B2 (ja) | 1987-02-06 | 1987-02-06 | 内燃機関の制御装置 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS63195360A JPS63195360A (ja) | 1988-08-12 |
| JPH0615844B2 true JPH0615844B2 (ja) | 1994-03-02 |
Family
ID=12148957
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2482587A Expired - Fee Related JPH0615844B2 (ja) | 1987-02-06 | 1987-02-06 | 内燃機関の制御装置 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0615844B2 (ja) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR100302704B1 (ko) * | 1995-12-29 | 2001-11-30 | 이계안 | 산소량감지신호에의한연료분사량피드백보정장치및그방법 |
| CN108506105B (zh) * | 2018-04-18 | 2023-06-30 | 吉林大学 | 一种egr双闭环控制系统及其控制方法 |
-
1987
- 1987-02-06 JP JP2482587A patent/JPH0615844B2/ja not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS63195360A (ja) | 1988-08-12 |
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Legal Events
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|---|---|---|---|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |