JPH0629583B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

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つのフイルタを用い、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イルタ出力から時定
数の大きいフイルタ出力を減算することによりオーバシ
ユート特性を持たせ、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つのフイル
タムを用いる方法では、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
変化に対するフイルタ出力の変化の応答性、追従性が悪
くなり、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
はオーバシユート特性によってリツ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フイルタを用いて圧力センサ出力を処理し、Ｃ
Ｒフイルタ出力を所定時間毎にデジタル値に変換し、２
つのフイ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
イ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イルタリング処
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
気エミツシヨン及びドライバビリテイが悪化する、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１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、ｃ、ｂ点）、１回の燃焼に供給する燃料量
は図から理解されるようにＴＰｃ＋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ｔ_Ｄの遅れがあるため、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ｔ_Ｄを無視できる程小さくして
も（吸気下死点と点ｂ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２
ＴＰｂ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−ＴＰｃ（＝ΔＴＰ）分燃料量が不足す
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ｔ_Ｄ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ｃ点との基本燃料噴射時間の差Δ
ＴＰ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、一般的に、基本燃料噴射時間の演算がＣＹ［°
ＣＡ］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ｔ_Ｄををクランク角ＣＡ_Ｄに換算し、こ
のクランク角ＣＡ_Ｄに対応する補正値を求めれば、 となり、ｂ点から所定クランク角ＣＡ_Ｄ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ｃ点
からｂ点へ変化したときの補正を考慮すれば、ＣＹ［°
ＣＡ］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ＴＰ_０を用いて次のように表わされ
る。

ＴＰ＝ＴＰ_０＋ｋ・ΔＴＰ ……(4) ただし、ｋは であり、ΔＴＰは現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_Ｄ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ず略一定で
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回先の吸気行程で始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Ｃ
Ａ_Ｄは機関回転速度が高くなる程大きくなる。

一方、ＣＲフイルタを用いた場合、ＣＲフイルタ出力は
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_Ｄ′）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フイルタ出
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
ＰＭｂ′から制御遅れｔ_Ｄ′（クランク角でＣＡ_Ｄ′）
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ｔ_Ｄ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ｔ_Ｄ′（＝ＣＡ_Ｄ′）の
補正も加えれば、次のように表わされる。

ＴＰ＝ＴＰ_０＋Ｋ_１・ΔＴＰ ……(5) ただし、 である。

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ＴＰを演算する場合、ＴＰ∝ＰＭ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Δ
ＰＭを用いて表わせば次の(6)式のようになる。

ＴＰ＝ＴＰ_０＋Ｋ_１・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_Ｄ′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_Ｄ′でみれば機関回
転速度が高くなる程大きくなる。

なお、クランク角ＣＡ_Ｄ、ＣＡ_Ｄ′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
Ｋ_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、ＣＡ_Ｄ′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_１全体としては機関回転速度による補正必
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、独立噴射においても機関回
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のオーバシユートが生じ、空燃比がリツチ
になってＣＯ、ＨＣの排出量が増大したりドライバビリ
テイが悪化する、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くなってドライバビリテイ
や排気エミツシヨンが悪化する。これらの問題を解決す
るには、急激な過渡時に補正量Ｋ_１・ΔＴＰ（またはＫ
_１・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
シユ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ユートが発生
し、ドライバビリテイおよびエミツシヨンが悪化する。

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Ｄ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値ＰＭＮ_ｉを
緩和値として用いることができる。

ただし、ＰＭＮ_ｉ−１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ＣＲフイルタ
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、デジタルフイ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Ｄ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
くしてオーバシユ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、オーバシユートを低
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ユートの低減が可能
になり、エミツシヨンやドライバビリテイを良好にする
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、マイクロコンピユ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、スロツトル弁８が配置され、この
スロツトル弁８にスロツトル開度に応じた電圧を出力す
るリニアスロツトルセンサ１０が取付けられ、スロツト
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〜
５msec）かつ応答性の良いＣＲフイルタ等で構成された
フイルタ（第８図）に接続されている。なお、このフイ
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、スロツトル弁８を迂回しかつスロツトル弁上流側と
スロツ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ＩＳＣ（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及び吸気ポート
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Ｏ_２センサ３０が取付けられている。エンジ
ンブロツク３２には、このエンジンブロツク３２を貫通
してウオータジヤケツ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のシリンダヘツド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、デイストリビユータ
４０及びイグナイタ４２を介して、マイクロコンピユー
タ等で構成された電子制御回路４４に接続されている。
このデイストリビユータ４０内には、デイストリビユー
タシヤフトに固定されたシグナルロータとデイストリビ
ユータハウジングに固定されたピツクアツプとで各々構
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
ツシングユニツト（ＭＰＵ）６０、リード・オンリ・メ
モリ（ＲＯＭ）６２、ランダム・アクセス・メモリ（Ｒ
ＡＭ）６４、バツクアツプラム（ＢＵ−ＲＡＭ）６６、
入出力ポート６８、入力ポート７０、出力ポート７２、
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。入出力
ポート６８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フイルタ７及びバツフア８２を介して圧力セ
ンサ６が接続されると共にバツフア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にはリニアスロツトルセンサ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７８を制御して、ＣＲフイルタ７を介して入力される
圧力センサ６出力、リニアスロツトルセンサ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ＲＡＭ６４に記憶させる。従って、マルチプレクサ８
０、Ａ／Ｄ変換器７８及びＭＰＵ６０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。入力ポート７０には、コンパレータ８
８及びバツフア８６を介してＯ_２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。出力ポート７
２は駆動回路９２を介してイグナイタ４２に接続され、
出力ポート７４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、そして出力ポート
７６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はクロツク、９
９はタイマである。上記ＲＯＭ６２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４msec毎に実行されるＡ／Ｄ変換ルーチンを示
すもので、ステツプ１００において、圧力センサ６から
出力された信号をＣＲフイルタ７、バツフア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。次のステツプ１０
２では、吸気管圧力のデジタル値ＰＭＡＤと４msec前に
演算された吸気管圧力の加重平均値ＰＭＮ_ｉ−１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ＰＭＮ_ｉを演算する。そして、ステツプ１
０４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ＰＭＮ_ｉを４msec
前の吸気管圧力の加重平均値ＰＭＮ_ｉ−１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、ステツプ１１０に
おいて係数Ｋ_１を演算すると共に係数Ｃを取込む。この
係数Ｋ_１は、第１０図に示すようにステツプ１０６にお
いてエンジン回転速度ＮＥを取り込み、ステツプ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Ｋ_１を演算することにより求め
られる。係数Ｋ_１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。なお、係数Ｃは一定
値でも変数でもよい。

次のステツプ１１２では、現在の吸気管圧力の加重平均
値をＰＭＮとして取り込む。第９図のステツプ１０４で
は現在の吸気管圧力の加重平均値ＰＭＮ_ｉをＰＭＮ
_ｉ−１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。次のステツプ
１１４ではステツプ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_０を演算
する。次のステツプ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。次のステツプ１２０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_０のマツプから現在の変化率ΔＰＭ対応する補
正係数Ｋ_０を演算する。この補正係数Ｋ_０は、ΔＰＭ≧
０の領域では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｜ΔＰＭ｜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_０を示す曲線は、縦軸に対して非対称
になっており、ΔＰＭ＜０の領域における補正係数Ｋ_０
の変化割合はΔＰＭ≧０の領域における変化割合より大
きくなっている。これは、一般に減速時にはエンジンの
ポ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＜０の領域で
はΔＰＭ≧０の領域より補正係数Ｋ_０の変化が大きくな
っている。なお、補正係数Ｋ_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、５０mmHg／１回転）のときΔＰＭ＝βに
制限したときと等価の補正係数Ｋ_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、いかなる加減速にお
いても適度にオーバシユ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。

次に、ステツプ１２６では、ステツプ１０８で演算され
た係数Ｋ_１とステツプ１２０で演算された補正係数Ｋ_０
とステツプ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Ｋ_０を乗算した値に対
応する）を演算し、ステツプ１２８において現在の基本
燃料噴射時間ＴＰ_０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ＴＰ_０を補正する。そし
て、ステツプ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、ステツプ１３２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。

上記ステツプ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、ステツプ１
２８において補正係数Ｋ_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ユートの低減が可能になる。

なお、上記では係数Ｋ_１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Ｋ_１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Ｋ_１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Ｋ_１を小さくなるようにしても良い。
また、係数Ｋ_１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ＴＨＷおよび加重平均値ＰＭＮの関数ｆ（ＮＥ、Ｔ
ＨＷ、ＰＭＷ）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ΔＰＭ
と補正係数Ｋ_０より第(6)式第２項に補正係数Ｋ_０を乗
算して演算したが、第(5)式第２項に補正係数Ｋ_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Ｋ_０より演算してもよい。また、
補正係数Ｋ_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。

Ｋ_２・ＤＬＰＭＩ_ｉ・Ｃ ……(8) ただし、Ｋ_２は第２の係数であり、第１３図及び第１４
図に示すように、エンジン回動速度、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
ＤＬＰＭＩ_ｉ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Ｋ_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
ジン冷却水温が高く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くなり、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Ｋ_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Ｋ_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。

ＤＬＰＭＩ_ｉ＝ΔＰＭ＋Ｋ_３・ＤＬＰＭＩ_ｉ−１……
(9) ここで、Ｋ_３は１未満の正の減衰係数、ＤＬＰＭＩ
_ｉ−１は前回演算された積算値である。この減衰係数Ｋ
_３は一定値を用いてもよいが、上記係数Ｋ_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Ｋ_３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Ｋ_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Ｋ_３を小さくして減衰速度を速
くする。

上記(9)式にお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_１、ΔＰＭ_２、・・・ΔＰＭ
_ｉと変化したものとするとｉ回目のＤＬＰＭＩ_ｉは次の
ように表わされる。

ＤＬＰＭＩ_ｉ＝ΔＰＭ_ｉ＋Ｋ_３・ΔＰＭ_ｉ−１＋Ｋ_３ ^２
・ ΔＰＭ_ｉ−２＋・・・＋Ｋ_３ ^ｉ−２・ ΔＰＭ_２＋Ｋ_３ ^ｉ−１・ΔＰＭ_１……(10) 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Ｋ_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Ｋ_０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
(11)式または(12)式のようになる。

ＴＰ＝ＴＰ_０＋Ｋ_０・Ｋ_１・ΔＰＭ・Ｃ ＋Ｋ_２・ＤＬＰＭＩ_ｉ・Ｃ……(11) ＴＰ＝ＴＰ_０＋Ｋ_０・Ｋ_１・ΔＴＰ ＋Ｋ_２・ＤＬＰＭＩ_ｉ……(12) ただし、上記(12)式のＤＬＰＭＩ_ｉ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。

ＤＬＰＭＩ_ｉ＝ΔＴＰ＋Ｋ_３・ＤＬＰＭＩ_ｉ−１……(1
3) なお、上記(11)、(12)式で使用するＫ_１、Ｋ_２、Ｋ_３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ＴＰ_０を補正しない場合、Ｋ_１の値とし
て温間時に適合した値Ｋ_Ｈを用いた場合、Ｋ_１の値とし
て冷間時に適合した値Ｋ_Ｃ（＞Ｋ_Ｈ）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_０＝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ＰＭ_１からＰＭ_２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_０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
して排気エミツシヨンおよびドライバビリテイ不良とな
る。この基本燃料噴射時間ＴＰ_０を補正してＴＰ_０＋Ｋ
_Ｈ・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大きいためと考えられる。ま
た、Ｋ_１の値を更に大きくして冷間時に適合した値Ｋ_Ｃ
を用いてＴＰ_０＋Ｋ_Ｃ・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(11)、(12)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_１をＫ_Ｃとし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、 ＰＭ＋Ｋ_０・Ｋ_４・ΔＰＭ ＰＭ＋Ｋ_０・Ｋ_４・ΔＰＭ＋Ｋ_５・ΔΔＰＭ ＰＭ＋Ｋ_０・Ｋ_４・ΔＰＭ＋Ｋ_５・ΔΔＰＭ ＋Ｋ_６・ΔΔΔＰＭ といった高次微分要素を用いる場合でも、Ｋ_０によるオ
ーバシユート低減効果があり、また点火時期等を定めれ
ばオーバシユ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Ｋ
_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
るブロツク図、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ツク、
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Ｋ_１の演算ルーチンを
示す流れ図、第１１図は補正係数Ｋ_０のマツプを示す線
図、第１２図は係数Ｋ_１のマツプを示す線図、第１３図
および第１４図は係数Ｋ_２のマツプを示す線図、第１５
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フイルタ、 １０……スロツトルセンサ ２４……燃料噴射弁、 ４８……回転角センサ。

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項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。