JPH0742878B2 - 内燃機関の空燃比制御装置 - Google Patents

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空燃比制御装置に関する。

（従来の技術） 電子制御の燃料噴射式機関はその燃料計量精度の高さか
ら実際に広く採用されており、噴射弁から機関吸気系に
供給される噴射量制御においては機関負荷（たとえば吸
入空気量Qa）と機関回転数Ｎとに基づく基本的な燃料噴
射量（基本パルス幅）Tp（＝Ｋ・Qa/N、ただしＫは定
数。）を他の運転変数に応じて補正するようにした次式
（１）を基本として噴射量（噴射パルス幅）Tiが演算さ
れる（たとえば、1985年11月（株）鉄道日本社発行「自
動車工学」第34巻第11号第28頁等参照）。

Ti＝Tp×COEF×LAMBDA＋Ts ……（１） ただし、COEF:各種補正係数の総和 LAMBDA:空燃比補正係数 Ts:無効パルス幅 である。

（発明が解決しようとする問題点） ところで、吸入空気量を調整する絞り弁開度αと回転数
Ｎから吸入空気量を予測する方式（以下これをα−Ｎ方
式と称す。）でかつ燃料噴射弁が機関シリンダから遠く
離れた吸気通路の集合部に１個または複数の噴射弁が取
り付けられる（以下「SPI（シングルポイントインジェ
クション）」と称す。）ときは、噴射パルス幅制御に吸
入空気量の計量に伴う誤差と燃料遅れに伴う誤差との２
つの因子が複雑に絡み、これが噴射パルス幅の制御制度
を低下させることになる。

ここで、過渡時にも定常時と変わらない空燃比を得るた
めには、噴射弁部を通過する空気量に比例させて燃料量
を供給しなければならない。

まず、空気量の計量について考えると、SPIでもエアフ
ローメータにより空気量を計量しているときは、このセ
ンサで過渡時に流れる空気量をも計測できるので、噴射
弁部の空気量としてエアフローメータで検出される空気
量を、エアフロメータの応答遅れ補正を行った後で用い
ればよい。

しかしながら、α−Ｎ方式では絞り弁開度より絞り弁部
の定常時の空気量を求めることができるだけ、過渡時に
流れる絞り弁部の空気量を求めることができない。たと
えば、絞り弁部の定常時の空気量Qthは Qth＝ｇ×Ａ｛（２κ／（κ−１））×Pa×ρ ×（（Pm/pa）^2/κ−（Pm/Pa）^{（κ−１）／κ}）｝^1/2
……（11） ただし、A:絞り弁部の流路面積 Pa:大気圧 Pm:吸気管負圧 ρ：空気密度 κ：定数 の式で与えられることが知られており、絞り弁開度から
絞り弁部の流路面積Ａを求めれば、（11）式よりQthが
求まるのであるが、（11）式はあくまで定常時の空気量
であり、過渡時の空気量でないのである。したがって、
過渡時にも（11）式を用いたのでは、過渡時の空気量計
量に誤差が生じる。

これに対処するため、α−Ｎ方式かつSPIにおいては噴
射弁部の空気量を次のようにして求めるものを提案した
（特願昭61−181102号）。

この第１の先願装置（詳細は本願の実施例のほうで後述
する）では、絞り弁開度TVOから絞り弁部の平衡流量Qh
を求め、このQhからシリンダ空気流量QcyIを、 Qcy1＝Qh×K2＋Qcy1_-1×（１−K2） ……（12） ただしK2:加重平均係数 の式（一次遅れの式）により計算する。シリンダ空気流
量Qcy1は定常時においてQhと一致するのであるが、たと
えば加速時にQhがステップ的に増加しても、Qcy1のほう
が応答が遅れるので、Qhの一次遅れでQcy1を近似するわ
けである。

ただし、（12）式は絞り弁下流に存在するマニホールド
内の空気容積を考慮していない。そのため、たとえば加
速時にはこのマニホールド内の空気変化量ΔCMの分だけ
Qcy1よりも噴射弁部空気量（絞り弁部空気量に等しい）
Qainjのほうが多くなる（減速時は逆に少なくなる）。
つまり、Qainjは Qainj＝Qcy1＋ΔCM ……（13） の式で求めることができるのである。

ここで、ΔCMは、 ΔCM＝（Qcy1−Qcy1_-1）×K1×Tref ……（14） ただし、K1:マニホールド係数 Tref:Ref信号の周期 の式で与えることができる。シリンダ空気流量の変化量
（Qcy1−Qcy1_-1）は加速（あるいは減速）の程度を考慮
するもので、加速の程度が大きくなるほど、（Qcy1−Qc
y1_-1）の値が大きくなり、大きな値のΔCMを与えるので
ある。

このようにして噴射弁空気量Qainjを求めることで、α
−Ｎ方式かつSPIにおいても、空気量センサを設けるこ
となく、かつ過渡時においても、噴射弁部を通過する空
気量を精度良く求めることができるのである。

また、上記第１の先願装置では基本噴射パルス幅Tpを Tp＝Qainj×Ｋ ……（15） ただし、K:噴射パルス変換係数 の式により与えることで、過渡時にも定常時と変わらな
い空燃比を得ることができるはずである。

一方、噴射弁から噴かれたすべての燃料が空気流にのっ
てシリンダに吸入するのではなく、噴射燃料の一部は、
噴射弁下流の吸気管壁に付着して液体となり、壁面に沿
って流れるいわゆる燃料壁流を形成する。こうした燃料
壁流が存在しても、定常時であれば、噴射燃料から燃料
壁流として奪われる分と、シリンダに燃料壁流の状態で
流れ込む分とが一致するので、燃料送れは生じない。

ここで、燃料壁流量は、吸入負圧、回転数、温度に依存
し、吸入負圧が強くなるほど少なくなる。このため、強
い吸入負圧の状態から大気圧の状態へと移行する加速時
には、噴射燃料のうちから燃料壁流の増加に奪われるこ
とになり、そのぶんシリンダに流入する燃料量が不足し
て空燃比がリーン側に傾く（減速時には空燃比がリッチ
側に傾く）。過渡時には、燃料壁流に伴う燃料遅れが生
じるわけである。

これに対処するため、吸気系の付着、浮遊燃料の平衡量
M0を機関負荷、機関回転数および機関温度をパラメータ
として演算し、その平衡量M0とその時点での吸気系の付
着、浮遊燃料の予測変数Ｍとの差値（M0−Ｍ）と、この
差値を燃料噴射量の補正にどの程度反映させるかを示す
補正係数DKとに基づいて過渡補正量DMを求め、しかもそ
の過渡補正量DMと前記付着、浮遊燃料の予測変数Ｍとを
燃料噴射に同期して加算し、該加算値で予測変数Ｍを更
新するものを本出願人が先に提案しており（特願昭60−
243605号）、この第２の先願装置によれば、燃料遅れの
原因となる吸気系の付着、浮遊燃料の挙動を精度良くと
らえることができることになった。

α−Ｎ方式かつSPIを対象とする上記第１の先願装置
は、この第２の先願装置をもそっくり引き継ぐものであ
り、これによってやっと空気量の計量に伴う誤差と、燃
料遅れに伴う誤差とを明確に分離して把握することが可
能となったわけである。

さて、上記第１の先願装置において、実験を行ってみる
と、加速初期に補正不足により目標空燃比よりも一時的
に希薄となる（減速初期には過濃となる）現象がみられ
た。これを考察すると、当初は上記平衡量M0を、吸気通
路の総流路面積AAを回転数Ｎで除した値AA/Nに基づいて
演算させていたためである。というのも、このAA/Nの値
によれば、応答遅れの因子を有しないので、応答性につ
いてみる限り問題ないのであるが、前述したように、AA
/Nの値から得られるのは上記の平衡流量Qh相当（つまり
定常時の流量）であって過渡時に絞り弁部を流れる流量
でないからである。α−Ｎ方式かつSPIにおいては、絞
り弁下流に存在するマニホールド内空気の変化量ΔCMの
分だけ定常時流量よりも多い空気が絞り弁部を通過する
ことになるのに、実際に流れる空気量よりも少なく見積
もった空気量に対して平衡量M0を演算させたのでは、加
速初期に過渡補正量DMが不足して空燃比が希薄化してし
まうわけである。

一方、上記第２の先願装置はＬ−ジェトロニック方式か
つMPI（マルチポイントインジェクション）の場合であ
り、この場合には、フラップ式やホットワイヤ式の空気
量センサからの信号を用いて得た基本パルス幅Tpを機関
負荷として平衡量M0を演算している。このものでは、空
気量センサにより過渡時にも噴射弁部を流れる空気量を
検出できるので、α−Ｎ方式におけるような問題は生じ
ないのであるが、その一方で空気量センサに応答遅れが
あり、この応答遅れのために過渡初期に補正不足となる
のである。

結局、α−Ｎ方式かつSPIにせよＬ−ジェトロニック方
式かつMPIにせよ、燃料壁流は噴射弁部の下流で生じる
のであるから、噴射弁部下流の吸気系に最適となる空気
量を平衡量M0の演算のためのパラメータとして与えなけ
ればならない。

この発明はこのような従来の問題点に着目してなされた
もので、平衡量を演算するのに噴射弁部を流れる空気量
に基づくようにした空燃比制御装置を提供することを目
的とする。

（問題点を解決するための手段） この発明では、第１図に示すように、機関の運転状態に
応じた基本的な燃料噴射量Tpを演算する手段１と、吸気
系燃料の平衡付着量MFHを少なくとも燃料噴射弁９部を
通過する空気量Q_AINJに基づいて演算する手段３と、こ
の平衡付着量MFHとこの平衡付着量に対して１次遅れで
変化する付着量の演算値との偏差（MFH−MF）を演算す
る手段４と、この偏差を燃料噴射量の補正にどの程度反
映させるかを示す分量割合KMFを、機関回転数、機関負
荷および機関温度に基づいて演算する手段５と、この分
量割合KMFと前記偏差（MFH−MF）とに基づいて単位周期
当たり（１噴射当たり）の付着量（この付着量を以下
「付着速度」と称す。）VMFを演算する手段６と、この
付着速度VMFにて前記基本噴射量Tpを補正して燃料噴射
量を演算する手段７と、この噴射量に応じた噴射信号に
て前記燃料噴射弁９を駆動する手段８と、前記付着速度
VMFと前回演算された付着量MFとを燃料噴射に同期して
加算し、該加算値で付着量MFを更新する手段10とを設け
た。

なお、２は噴射弁部を通過する空気量Q_AINJを演算する
手段で、Q_AINJを演算するためのパラメータには一例と
して機関回転数Ｎと吸気絞り弁開度αがある。

（作用） たとえば、α−Ｎ方式かつSPIにおいては、吸気通路の
総面積と回転数の比AA/Nに基づいて平衡付着量MFHを演
算したときは、加速初期に一時的に目標空燃比より希薄
（減速初期は過濃）になる。

加速のため吸気絞り弁の開度TVOがステップ的に増加し
たとき、AA/Nは吸気絞り弁の開度TVOから演算されるの
で、即座にステップ的に増加する波形となり、TVOの変
化に対して応答遅れはないのであるが、AA/Nの値から得
られるのは絞り弁部の定常時の空気流量であって加速時
に絞り弁部を実際に流れる流量でないからである。α−
Ｎ方式かつSPIにおいては、絞り弁下流に存在するマニ
ホールド内空気の変化量DCMの分だけ平衡流量Q_Hよりも
多い空気が絞り弁部を通過することになるのであるか
ら、実際に流れる空気量よりも少なく見積もられる定常
時の空気量から平衡付着量MFHを演算させたのでは、加
速初期に付着速度VMFが不足して空燃比が希薄化してし
まうのである。

この場合に、上記第１の先願装置により演算される噴射
弁部空気量Q_AINJによれば、AA/Nの波形に対して加速初
期に尖頭的な部分を重ねた波形となるので、AA/Nから演
算される平衡付着量よりQ_AINJから演算される平衡付着
量のほうが大きくなり、これによって付着速度VMFが大
きくなる。前記尖頭的部分の面積が加速時のマニホール
ド空気変化量に対応するのであり、α−Ｎ方式かつSPI
においては、この尖頭的部分の空気量についても平衡付
着量MFHの演算に見積ってやることで、過渡補正量KATHO
Sが増え、加速初期の空燃比の希薄化が抑制されるので
ある。

同様にして、Ｌ−ジェトロニック方式かつMPIの場合に
は、空気量センサの出力に対して空気量センサに生じる
応答遅れ補正を行い、この応答遅れ補正後の空気量セン
サの出力に対して一次遅れでシリンダ空気量Qcy1を求
め、このシリンダ空気量Qcylに対する時間遅れ補正によ
って噴射弁部空気量Qainjを求めることができる。この
ようにして求めた噴射弁部空気量Qainjを平衡付着量MFH
の演算に用いることで、Ｌ−ジェトロニック方式かつMP
Iの場合にも、加速初期の空燃比の希薄化が抑制され
る。

α−Ｎ方式かつSPIにせよＬ−ジェトロニック方式かつM
PIにせよ、燃料壁流は噴射弁部の下流で生じるのである
から、噴射弁部下流の吸気系に最適となる空気量を平衡
付着量MFHの演算のためのパラメータとして与えればよ
いわけで、その最適な空気量が噴射弁部空気量というわ
けである。

以下実施例を用いて説明する。

（実施例） 第２図は吸気絞り弁21の上流の吸気通路22に全気筒を賄
う１個の燃料噴射弁24を設け（SPI）、かつ絞り弁開度
α（TVOとも称す。）と回転数Ｎから吸入空気量を予測
する（α−Ｎ方式）ようにした機関の機械的な構成を表
している。

このため、空気量センサは設けられておらず、替わりに
絞り弁開度センサ25が設けられている。また、絞り弁21
をバイパスする通路23には始動時の制御を高めるため並
列に２個のアイドルアップ用の電磁弁（SVと称す。）2
6,27が設けられ、一方吸気ポートにはスワールコントロ
ールバルブ28が設けられている。

なお、機関回転数Ｎはディストリビュータ31内蔵のクラ
ンク角センサ32にて、冷却水温Twは水温センサ33にて、
また実際の空燃比を検出するセンサとして酸素センサ34
が設けられる等従来装置と変わるところはなく、これら
クランク角信号（Ref信号（基準信号）と角度信号），
水温信号，実空燃比信号は上記絞り弁開度信号とともに
コントロールユニット35に入力され、該コントロールユ
ニット35内で、これら信号に基づき最適な燃料噴射パル
ス幅Tiが演算される。

次に、基本パルス幅Tpと噴射パルス幅Tiの演算内容につ
いては、第３図（同図（Ａ）〜同図（Ｃ）からなる。以
下同じ。）ないし第８図及び第12図を参照しながら説明
するが、ここでは先に本発明にかかる部分を説明し、そ
の後にシステムの全体につき概説することとする。すな
わち、これらの図に示す制御内容は全体として１つの空
燃比制御システムを構成するもので、これらの内訳は、
第３図及び第12図が噴射パルス幅演算のメインルーチ
ン、第４図ないし第７図がそれぞれメインルーチンにて
使用される変数（過渡補正量KATHOS,フィードバック補
正量LAMBDA,目標空燃比TFBYA,吸気温補正係数KTA）を求
めるためのサブルーチン、また第８図が第４図において
使用される変数（平衡付着量MFH）を求めるためのサブ
ルーチンである。同図の番号は処理番号を表す。なお、
このような制御はマイクロコンピュータにてコントロー
ルユニット35を構成することにより容易に行わせること
が可能である。この場合、各変数の演算は下表に示す制
御周期にて実行される。

ところで、α−Ｎ方式でかつSPIのときは、噴射パルス
幅制御に吸入空気量の計量に伴う誤差と燃料遅れに伴う
誤差との２つの因子が複雑に絡み、これが噴射パルス幅
の制御精度を低下させることになるので、その解消策と
して、前述したように、第１の先願装置（特願昭61−18
1102号）を提案しており、この装置によれば、α−Ｎ方
式かつSPIにおいても、空気量の計量に伴う誤差と、燃
料遅れに伴う誤差とを明確に分離して把握することが可
能となっている。

再度、空気量の計量について述べると、空気量センサに
より吸入空気量を計量しているときは、過渡時に流れる
空気量をも計測できるので、SPIにおける噴射弁部の空
気量として噴射弁のすぐ上流側に位置するセンサで検出
される空気量を、センサの応答遅れ補正を行った後で用
いればよい。

しかしながら、α−Ｎ方式では絞り弁開度より絞り弁部
の平衡流量を求めることができるだけで、過渡時に絞り
弁部を通過する空気量を求めることはできない。絞り弁
部の定常時の空気量Qthは前述の（11）式で与えられる
ので、絞り弁開度から絞り弁部の流路面積Ａを求めれ
ば、Qthが求まるのであるが、この空気量Qthはあくまで
定常時の値であり、過渡時の空気量でないので、過渡時
にも定常時の値を用いたのでは、過渡時の空気量計量に
誤差が生じるのである。

これに対処するため、前記第１の先願装置では、次のよ
うにして噴射弁部空気量Q_AINJGを演算している。このQ
_AINJGの演算部分は本願でもそっくり同じである（第３
図（Ａ）と第３図（Ｂ）に示す）。なお、以下の説明の
便宜上、前回演算された値であることを意味する添時
「−１」を記号に付してある。

絞り弁開度TVOから絞り弁部の定常流量である平衡空気
量Q_H（％、シリンダ容積当たり）を求め（第３図（Ｂ）
のステップ53,55）、このQ_Hからシリンダへの空気量Q
_CYL（％、シリンダ容積当たり）を、 Q_CYL＝Q_H×K2＋Q_CYL-1（１−K2） ……（6C） の式（一次遅れの式）により求める（第３図（Ｂ）のス
テップ57）。シリンダへの空気量Q_CYLは定常時において
平衡空気量Q_Hと一致するのであるが、たとえば加速時に
平衡空気量Q_Hがステップ的に増加しても、シリンダへの
空気量Q_CYLのほうが応答が遅れるので、平衡空気量Q_Hの
一次遅れでシリンダへの空気量Q_CYLを近似するわけであ
る。

ただし、（6C）式は絞り弁下流に存在するマニホールド
内の空気容積を考慮していない。そのため、たとえば加
速時にはこのマニホールド内の空気変化量DCMの分だけQ
_CYLよりも噴射弁部空気量（絞り弁部空気量に等しい）Q
_AINJC（cc、１シリンダ当たり）のほうが多くなる（減
速時は逆に少なくなる）。つまり、Q_AINJCは Q_AINJC＝Q_CYL×V_CYL＋DCM ……（6B） の式で求めることができるのである（第３図（Ｂ）のス
テップ61）。

なお、Q_CYLは１シリンダ当たりの値であるため、（6B）
式ではシリンダ容積V_CYL（cc）をかけることによって流
量単位に変換している。

ここで、マニホールド空気変化量DCMは、 DCM＝（Q_CYL−Q_CYL-1）×KMANIO×Tref ……（6E） ただし、KMANIO:マニホールド係数 Tref:Ref信号の周期 の式で与えることができる（第３図（Ｂ）のステップ5
9）。シリンダ空気量の変化量（Q_CYL−Q_CYL-1）は加速
（あるいは減速）の程度を考慮するもので、加速の程度
が大きくなるほど、（Q_CYL−Q_CYL-1）の値が大きくな
り、大きな値のDCMを与えるのである。

また、Q_AINJCは Q_AINJG＝Q_AINJC×KTA ……（6A） ただし、KTA:吸気温補正係数 の式で質量流量単位に変換する（（第３図（Ｂ）のステ
ップ63）。

このようにして噴射弁部空気量Q_AIHJG（mg、１シリンダ
当たり）を求めることで、α−Ｎ方式かつSPIにおいて
も、空気量センサを設けることなく、かつ過渡時におい
ても、噴射弁部を通過する空気量を精度良く求めること
ができるのである。

また、噴射弁部空気量から基本パルス幅Tp（ms）を Tp＝Q_AINJG×TFBYA×Ｋ ……（５） ただし、TFBYA:目標空燃比 K:噴射弁特性に基づく定数 の式により与えることで、目標空燃比を得ることができ
るはずである。

一方、噴射弁から噴かれたすべての燃料が空気流にのっ
てシリンダに吸入するのではなく、噴射燃料の一部は、
噴射弁21下流の吸気管壁に付着して液体となり、燃料壁
流を形成する。こうした燃料壁流が存在しても、定常時
であれば、噴射燃料から燃料壁流として奪われる分と、
シリンダに燃料壁流の状態で流れ込む分とが一致するの
で、燃料遅れは生じない。

この場合、燃料壁流量は、吸入負圧、回転数、温度に依
存し、定常では吸入負圧が強くなるほど少なくなる。こ
のため、強い吸入負圧の状態から大気圧の状態へと移行
する加速時には、噴射燃料のうちから燃料壁流の増加に
奪われることになり、そのぶんシリンダに流入する燃料
量が不足して空燃比がリーン側に傾く（減速時には空燃
比がリッチ側に傾く）。過渡時には、燃料壁流に伴う燃
料遅れが生じるわけである。

これに対処するため、前記第２の先願装置（特願昭60−
243605号）では、次のようにして燃料壁流に関する補正
量を演算している。この演算部分は本願でも引き継いで
おり、基本的な考え方はそっくり同じである（第４図に
示す）。

ただし、前記第２の先願装置とは記号と名称が異なって
いるため、本願の記号と名称を用いて繰り返すと、吸気
系燃料の定常運転条件下での付着量（この付着量を「平
衡付着量」と称す。）MFHを機関負荷、機関回転数、機
関温度をパラメータとして演算し（第４図のステップ10
1）、この平衡付着量MFHとこの平衡付着量に対し一次遅
れで変化する付着量MFとの差値（MFH−MF）を求める。

ここで、平衡付着量MFHの挙動を簡単に述べると、MFHは
簡単にはマップ値であるから、絞り弁開度からステップ
的に増加する加速時にはこの絞り弁開度変化に合わせて
MFHもステップ的に増加するのに対し、実際の付着量は
ほぼ一次遅れで応答する。この実際の付着量の挙動を一
次遅れで近似したものが付着量MFである。したがって、
加速時には（MFH−MF）のずれが生じ、このずれ分だけ
の燃料が燃料壁流の増加に奪われてしまうので、このず
れ分に対応して燃料増量してやる必要があるわけであ
る。

しかしながら、実際には上記ずれ分のすべてを補正量と
したときは燃料過多となるので、 VMF＝（MFH−MF）×KMF ……（7B） の式によって計算したVMFを壁流補正量としてやること
になる（第４図のステップ103）。（7B）式のKMFはずれ
分（つまりMFH−MF）を燃料噴射量の補正にどの程度反
映させるかを示す値（分量割合）になるのである。ま
た、噴射はRef信号同期であるから、（7B）式のVMFは単
位周期当たり（１噴射当たり）の付着量を意味するの
で、付着速度という名称をVMFにつけたわけである。

一方、付着速度VMFは燃料噴射に同期して前記付着量MF
に加算し、該加算値で付着量MFを更新する（第12図のス
テップ153）。今回計算したVMFが今回の噴射時に与えら
れるのであるから、その噴射直後（つまり次回噴射時）
のMFは、MFMF_-1Ref（今回の噴射直前でのMF）に今回のV
MFを加えた値に変更しておなければならないのである。

なお、減速時は燃料性状の相違を考慮する必要があるこ
とから補正率GHF（加速時は1.0）により、 KATHOS＝VMF×GHF ……（7A） の式で計算した値を最終的な壁流補正量（名称としては
過渡補正量である）KATHOSとし（第４図のステップ10
6）、このKATHOSを基本噴射パルス幅Tpに加算している
（第12図のステップ151）。

このようにして過渡補正量KATHOSを求めることで、燃料
遅れの原因となる吸気系燃料の挙動を精度良くとらえる
ことができるのである。

本願でも、このようにしてα−Ｎ方式かつSPIにおいて
噴射弁部空気量Q_AINJG演算するとともに、前記第２の先
願装置から引き継いだ壁流補正を行うことで、空気量の
計量に伴う誤差と、燃料遅れに伴う誤差とを明確に分離
して把握することが可能となったわけである。

さて、上記第１の先願装置において、実験を行ってみる
と、加速初期に補正不足により目標空燃比よりも一時的
に希薄となる（減速初期には過濃となる）現象がみられ
た。これを考察すると、当初は上記平衡付着量MFHを、
吸気通路の総流量面積AAを回転数Ｎで除した値AA/Nに基
づいて演算させていたためである。というのも、このAA
/Nの値によれば、応答遅れの因子を有しないので、応答
性についてみる限り問題ないのであるが、前述したよう
に、AA/Nの値から得られるのは上記の平衡流量Q_H相当
（つまり定常時の流量）であって過渡時に絞り弁部を流
れる流量でないからである。α−Ｎ方式かつSPIにおい
ては、絞り弁下流に存在するマニホールド内空気の変化
量DCMの分だけ平衡流量Q_Hよりも多い空気が絞り弁部を
通過することになるに、実際に流れる空気量よりも少な
く見積もった空気量に対して平衡付着量MFHを演算させ
たのでは、加速初期に過渡補正量KATHOSが不足して空燃
比が希薄化してしまうわけである。

これに対処するためコントロールユニット35では、噴射
弁部を通過する空気量Q_AINJに基づいて平衡付着量MFHを
演算する（第４図のステップ101）。

ここで、前述した第２の先願装置（特願昭60−243605
号）においては、Ｌ−ジェトロニック方式における従来
の基本パルス幅Tp,機関回転数N,冷却水温Twをパラメー
タとして３次元マップの検索と直線近似の補間近似の補
間計算との組み合わせより求めているが、本願ではＬ−
ジェトロニック方式における従来の基本パルス幅Tpに代
えてQ_AINJを用いるだけであり、求めた方そのものは変
わりない。

詳細には、第８図に示したように、実際に冷却水温Twが
採り得る温度変化幅の範囲内で予め設定された異なる６
個の基準温度Tw₀〜Tw₅（Tw₀＞…＞Tw₅）毎にQ_AINJをＮ
をパラメータとして基準温度Twn（ｎ＝０〜５）におけ
る平衡付着量MFHTwnを付与する都合６個の付着量データ
を実測にて用意する。そして、実水温Twの上下の基準温
度Twn,Twn₊₁における平衡付着量MFHTwn,MFHTwn₊₁を用
い、Tw,Twn,Twn₊₁よる補間計算にてMFHを最終的に求め
るのである（ステップ132〜143）。

また、３次元マップと補間計算による手法では高い精度
を得ることができるが、精度は程々にしても演算速度を
高めたい場合があり、この場合を次式（7F）にて示す。

MFHTwn＝MFHQn×MFHNn ……（7F） ただし、MFHQn:Q_AINJに基づく係数 MFHNn:Nに基づく係数 であり、MFHQnはQ_AINJを、MFHNnはＮパラメータとして
それぞれテーブル検索により求められる。

次に過渡時におけるこの実施例による作用を第11図を参
照しながら説明すると、同図は加速時のものである。

同図においてAA/N（吸気通路の総面積と回転数の比で、
実線で示す。）に基づいてMFHを演算したときは、加速
初期に一時的に目標空燃比より希薄となっている（下段
の実線参照）。

加速のため吸気絞り弁の開度TVOがステップ的に増加し
たとき、AA/Nは吸気絞り開度TVOから演算されるので、
即座にステップ的に増加する波形となり、TVOの変化に
対して応答遅れはないのであるが、AA/Nの値から得られ
るのは絞り弁部の定常時の空気流量であって加速時に絞
り弁部を実際に流れる流量でないからである。α−Ｎ方
式かつSPIにおいては、絞り弁下流に存在するマニホー
ルド内空気の変化量DCMの分だけ平衡流量Q_Hよりも多い
空気が絞り弁部を通過することになるのであるから、実
際に流れる空気量よりも少なく見積もられる定常時の空
気量から平衡付着量MFHを演算さたのでは、加速初期に
過渡補正量KATHOSが不足して空燃比が希薄化してしまう
のである。

この場合に、上記第１の先願装置（特願昭61−181102
号）により演算される噴射弁部空気量Q_AINJによれば、
図示のように、AA/Nの波形に対して加速初期に尖頭的な
部分を重ねた波形（中段の一点鎖線参照）となるので、
AA/Nから演算される平衡付着量よりQ_AINJから演算され
る平衡付着量MFHのほうが大きくなり、これによって過
渡補正量KATHOSも大きくなる。図の中段において一点破
線のQAINJと実線のAA/Nの間で囲まれた尖頭的部分の面
積が加速時のマニホールド空気変化量に対応するのであ
り、α−Ｎ方式かつSPIにおいては、この尖頭的部分の
空気量についても平衡付着量MFHの演算に見積ってやる
ことで、過渡補正量KATHOSが増え、加速初期の空燃比の
希薄化が抑制されるのである。

同図にはまた、従来例のＬ−ジェトロニック方式かつMI
Pにおいて採用されている従来の基本パルス幅Tp（中段
の破線参照）の変化と、そのTpに基づいて平衡付着量MF
Hを演算したときの波形（下段の破線参照）を示すよう
に、このものでは、空気量センサからTpを得ているため
絞り弁の空気量をTpがよく表すものの、空気量センサに
生じる応答遅れからQ_AINJより時間的に遅れてピークを
とる波形となっており、AA/Nの場合により却って加速初
期の空燃比の希薄化の度合いがひどくなっている。

次に、システムの全体を概説すると、第３図のルーチン
は基本パルス幅Tpの、第12図は最終的な噴射パルス幅Ti
の演算を行う部分である。

ここに、α−Ｎ方式かつSPIでは、前述したように、シ
リンダに流入する空気量Q_CYLと噴射弁部を通過する空気
量Q_AINJとが過渡時において一致せず、かつ噴射弁から
噴かれた燃料がシリンダに達するのに供給遅れをもたざ
るを得ないという相違があり、このシステムではこれら
２点が考慮されている。ただし、これらはそれぞれにつ
き独立して演算される（空気量についてはQ_AINJを、燃
料遅れについては過渡補正量KATHOSを求める。）これ
は、考え方を単純化して制御誤差の対象が空気量の計量
誤差であるのか燃料遅れによるものなのかを明確にする
ためである。これにより、設定時の精度が格段に向上
し、さらに設定時以降の経時変化や燃料性状の相違にて
も精度低下の要因となるので、これらの要因に対しては
学習機能を付与している。

これを数式で表現すると、実効パルス幅Teは下式（４）
にて演算される（第12図のステップ151）。なお、無効
パルス幅をTsとしてTeと和がTi（Te＝Te＋Ts）となる
（ステップ69,第12図のステップ151）。

Te＝（Tp×KBLRC＋KATHOS×KBTLRC）×LAMBDA ……
（４） ただし、Tp:基本パルス幅 KATHOS:過渡補正量 LAMBDA:空燃比補正係数 KBLRC:定常時学習補正係数 KBTLRC:過渡時学習補正係数 である。ここには、基本パルス幅としてTpを用いている
が、その内容はＬ−ジェトロニック方式と相違して下式
（５）にて演算される。

Tp＝Q_AINJG×TFBYA×Ｋ ……（５） ただし、Q_AINJG:噴射弁部空気量（mg） TFBYA:目標空燃比 K:噴射弁特性に基づく定数（ms/mg） である。

まず、噴射弁部の空気量Q_AINJであるが、空気量センサ
を持たない本実施例ではこれを直接に求めることは困難
であるので、Q_CYLに基づいて求められる。すなわち、Q
_AINJはQ_CYLとその変化量dQ_CYL/dtとから次式（３） Q_AINJ＝Q_CYL＋ｃ・dQ_CYL/dt ……（３） にて近似的に求められることを考慮して、次式群（6A）
〜（6F）にて求められる。

Q_AINJG＝Q_AINJC×KTA ……（6A） Q_AINJC＝Q_CYL×V_CYL＋DCM ……（6B） Q_CYL＝Q_H×K2＋Q_CYL-1×（１−K2） ……（6C） Q_H＝Q_H0×KFLAT ……（6D） DCM＝（Q_CYL−Q_CYL-1）×KMANIO×Tref ……（6E） KTA＝KTA0×KTAQ_CYL ……（6F） ただし、Q_AINJG:噴射弁部空気量／シリンダ（mg） Q_AINJC:噴射弁部空気量／シリンダ（cc） Q_CYL:シリンダへの空気量／シリンダ容積（％） V_CYL:シリンダ容積（cc） DCM:マニホールド空気変化量（cc） KTA:吸気温補正係数（mg/cc） Q_H:平衡空気量／シリンダ容積（％） K2:Q_CYLの変化割合／演算 Q_H0:リニヤライズ空気量／シリンダ容積（％） KFLAT:フラット空燃比係数（％） KMANIO:マニホールド係数 Tref:Ref信号の周期（μｓ） KTA0:基本吸気温補正係数（mg/cc） KTAQ_CYL:吸気温補正の負荷補正率（％） である。

これらの式群（6A）〜（6F）は、各種の補正や規格化
（シリンダ当たり、シリンダ容積当たり等に変換してい
る。）ために複雑になってはいるが、基本的には、Q
_AINJCは定常項（Q_CYL×V_CYL）と過渡項（DCM）との和で
求められる。ただし、この値Q_AINJCは体積単位であるた
め、吸気温度変化により変わり得るので、KTAを補正係
数として質量単位に変換している（ステップ61〜63）。

また、Q_CYLはK2の平滑化の定数としてQ_H,Q_CYL-1を変
数、K2とを重みとする重み付け平均値にて求められる
（第３図（Ｂ）のステップ55〜57）。

次に、Q_H0,KFLAT等の変数は吸気系の流路面積と機関回
転数から求められる。これは、吸気系より吸気量センサ
を廃してコスト低減、メンテナンスの容易化を図るよう
にしたためである。したがって、流路面積は次式（6
G），（6H）にて求められる（ステップ41〜52）。

AADNV＝AA×Tref/V_CYL ……（6G） AA＝ATVO＋AI＋AAC ……（6H） ただし、AADNV:流路面積／（回転数×シリンダ容積） （cm²/rpm・cc） AA:総流路面積（cm²） ATVO:絞り弁流路面積（cm²） AI:SV26の流路面積（cm²） AAC:SV27の流路面積（cm²） である。

すなわち、このシステムは負荷信号として絞り弁開度TV
Oに基づく流路面積ATVOを採用するものであるが、絞り
弁21をバイパスする通路23がある場合には、これらの面
積AI,ACCをも考慮する必要があり、したがって総流路面
積AAは絞り弁開度に基づく流路面積ATVOとバイパス通路
の流路面積（AIあるいはAAC）との和で与えられている
（ステップ41〜49）。なお、これらSV26,27は２位置弁
である。これはデューティ制御の電磁弁を使用する替わ
りに４段階制御を行わせてコスト低減を図るためであ
る。

また、実際の制御では総流路面積AAを回転数Ｎで除した
値AA/N（ステップ52においてAA/Trefの部分が相当す
る。）を採用している。これはAAそのままであると、Ｎ
の変化に対し急変する領域をもつので、これをパラメー
タとして使用すると、この急変領域において精度が低下
する。しかしながら、精度を高めようとたとえばマップ
の格子点を増すことはそれだけ演算時間を長くすること
にもなる。そこで、AA/Nを採用することにより、こうし
た制御上の問題を解決したものである。

したがって、このAADNV（＝AA×Tref/V_CYL）を用いてリ
ニヤライズ空気量Q_H0が求められる（ステップ53）。な
おフラット空燃比係数KFLATはQ_H0,Nをパラメータとして
マップから、絞り弁流路面積ATVOはTVOをパラメータと
してテーブルから求められる（ステップ54,42）。

また、基本吸気温補正係数KTA0と吸気温の負荷補正率KT
AQ_CYLについても、それぞれ吸気温T_A,Q_CYLをパラメータ
をして検索され、これらの積にて吸気温補正係数KTAが
求められている（第７図のステップ81〜83）。

以上の演算により噴射弁部の空気量Q_AINJが求められた
ので、次には過渡時に生じる燃料遅れに関する補正量を
求めることである。この補正量がステップ66にて使用さ
れるKATHOSであり、具体的には第４図に示すルーチンに
て演算される。なお、第８図は第４図をメインルーチン
としてこのルーチンで使用される変数（MFH）を演算す
るためのサブルーチンである。

この例では、吸気系燃料の平衡付着量MFHとこの平衡付
着量に対して１次遅れで変化する付着量の演算値との偏
差に基づいて求める。これを数式で表すと次式群（7A）
〜（7E）にて与えられる。

KATHOS＝VMF×GHF ……（7A） VMF＝（MFH−MF）×KMF ……（7B） MF＝MF_-1Ref＋VMF ……（7C） KMF＝（KMFAT＋KMFVMF）×KMFN×KMFDBT ……（7D） GHF＝GHFQ_CYL×GHFFBYA ……（7E） ただし、KATHOS:過渡補正量（μｓ） VMF:付着速度（μs/噴射） MFH:平衡付着量（μｓ） MF:今回演算時の付着量（μｓ） KAFAT:基本分量割合（％） KMFVMF:分量割合の付着速度補正率（％） KMFN:分量割合の回転補正率（％） KMFDBT:分量割合のブースト補正率（％） GHT:補正率（％） GHFQ_CYL:減速補正率（％） GHFFBYA:空燃比補正率（％） である。

なお、第８図に示すルーチンが本発明の特徴部分であり
その内容については前述したので、MFHの説明について
は重複するが、そのまま説明する。

すなわち、付着速度VMFは単位周期当たり（１噴射当た
り）の付着量を意味し、平衡付着量MFHとこの平衡付着
量に対して１次遅れで変化する付着量の演算値との偏差
（MFH−MF）にこの付着量の演算値が単位周期当たりに
どの程度の割合で接近するかを表す係数KMFを乗算する
ことにより求められる（ステップ103）。

ここに、平衡付着量MFHは噴射弁部を通過する空気量Q
_AINJ,機械回転数N,冷却水温Twに基づき、３次元マップ
の検索と直線近傍の補間計算との組み合わせにより演算
される。すなわち、実際に冷却水温Twが採りうる温度変
化幅の範囲内で予め設定された異なる６個の基準温度Tw
₀〜Tw₅（Tw₀＞…＞Tw₅）毎にQ_AINJとＮをパラメータと
して基準温度Twn（ｎ＝０〜５）における平衡付着量MFH
Twnを付与する都合６個の平衡付着量データを実測にて
用意する。そして、実水温Twの上下の基準温度Twn,Twn
₊₁における平衡付着量MFHTwn,MFHTwn₊₁を用い、Tw,Twn,
Twn₊₁よる補間計算にてMFHを最終的に求めるのである
（ステップ101,132〜143）。

なお、３次元マップと補間計算による手法では高い精度
を得ることができるが、精度は程々にしても演算速度を
高めたい場合には２つのテーブルを用いて求める手法も
あり、これを次式（7F）に示す。

MFHTwn＝MFHQn×MFHNn ……（7F） ただし、MFHQn:Q_AINJに基づく係数 MFHNn:Nに基づく係数 であり、MFHQnはQ_AINJをMFHNnはＮをパラメータとして
それぞれテーブル検索により求められる。第９図，第10
図はMFHQn,MFHNnの内容を説明する線図である。

なお、Tw＞Tw₀のとき、およびTw＜Twnのときは補間計算
を行うことができないので、MFH＝MFHTW₀する（ステッ
プ132,138、137,138）。また、燃料カット中はMFH＝FCM
FH（一定値）とする（ステップ131,144）。

一方、今回演算される付着量MFは前回の噴射直後に演算
された付着量MF_-1Refに今回の噴射直前に求めた付着速
度VMFを加算した値である（第12図のステップ153）。

次に、分量割合KMFは、この例ではAADNV,Twをパラメー
タとしてマップ検索により基本値KMFATを求め、さらにV
MF,N,ブースト圧変化量のハイパス値DBOSTに基づく補正
を行っている。すなわち、基本値KAFATに対する補正係
数が３つの係数KMFVMF,KMFN,KMFDBTであり、これらは過
渡初期における空燃比がフラットな特性となるように導
入されるものである。すなわち、緩加速ではわずかに
補正不足がみられ、回転数の相違により誤差を生じ、
また過渡初期にも誤差が生じる等実験を行ってみると
わずかなずれが生じるものであり、に対してはブース
ト補正率KMFDBTにより、に対しては回転補正率KMFNに
より、またに対してはKMFVMFにより個々に解消しよう
とするものである。

なお、３つの係数KMFVMF,KMFN,KMFDBTについては、本願
とほぼ同時期に提案した他の出願（特願昭61−183056）
に詳しいので、簡単に触れておくと、 KMFDBTはハイパス値DBOSTをパラメータとしてテーブ
ル検索により KMFNは回転数Ｎをパラメータとしてテーブル検索によ
り KMFVMFはVMF_-1をパラメータとしてテーブル検索によ
り それぞれ求められる。

このようにして、分量割合KMFは、機関負荷としてのAAD
NV、機関温度としてのTw、機関回転数Ｎに基づいて、さ
らにハイパス値DBOSTと付着速度（VMF_-1）に基づいても
演算されるのである。

なお、ハイパス値DBOSTは下式（7G）〜（7I）にて求め
られ、その内容はブースト圧BOOSTの微小変化量を積算
するとともにRef信号に同期して徐々に減衰する値であ
る。

（１）セット時（初回） DSOST＝DSOST_-1＋（BOOST−BOOSTO） ……（7G） （２）減衰時（DBOST≧０）（２回目以降） DBOST＝DBOST_-1×TGEN ……（7H） （３）減衰時（DBOST＜０）（２回目以降） DBOST＝DBOST_-1×TGENG ……（7I） ただし、BOOST:ブースト圧 BOOSTO:前回のブースト圧 TGEN:加速時の減衰係数（定数） TGENG:減速時の減衰係数（定数） なお、ブースト圧BOOSTはAADNVを、また分量割合の付着
速度補正率KMFVMFはVMF_-1を、分量割合の回転補正率KMF
NはＮを、分量割合のブースト補正率KMFDBTはDBOSTの絶
対値をパラメータとしてテーブル検索にて求められる。

次に、補正率GHFは燃料性状の相違等を考慮する値であ
る。これは揮発性の高い燃料にあっては、減速時の吸入
負圧の発達により急速に気化して機関シリンダへと吸入
されてしまうため、揮発性の低い燃料と比較してその分
付着量が少なくなる。

このため、減速時にはそれぞれ付着量を少なく見積もる
必要があり、逆に補正係数（GHFQ_CYL）としては少ない
値を付与すればよいことになる。すなわち、加速時（VM
Fが正の場合）は補正を行わないが（GHFQ_CYL＝1.0）、
減速時（VMFが負の場合）には１以下の数値を採用する
のである。なお、目標空燃比TFBYAに応じても補正する
ようにしてあり、減速補正率GHFQ_CYLはQ_CYLを、空燃比
補正率GHFFBYAはTFBYAをパラメータとしてテーブル検索
にて求められる。

このようにして求めたVMFとGHFを用いて最終的に過渡補
正量KATHOSが求められる（ステップ106）。

次に、第３図（Ｃ）のステップ68,64で使用される空燃
比補正係数LAMBDA,目標空燃比TFBYAは従来例でも演算さ
れているところであり、そのルーチンがそれぞれ第５
図，第６図である。

すなわち、LAMBDAは空燃比のフィードバック制御におけ
る補正係数である。第５図はPID制御の例であり、実空
燃比（具体的には酸素センサ出力Ip）と空燃比の目標値
（具体的には目標値のセンサ出力相当量T_IP）との偏差E
Rに基づいて得られる比例分（Ｐ），積分分（Ｉ），微
分分（Ｄ）を加算する次式（8A）〜（8D）にてLAMBDAが
求められる（ステップ111〜118）。

LAMBDA＝Ｐ＋Ｉ＋Ｄ ……（8A） Ｐ＝K_P・ER ……（8B） Ｉ＝I_-1＋K₁・ER ……（8C） Ｄ＝K_D・（ER−ER_-1） ……（8D） ただし、K_P:比例ゲイン K_I:積分ゲイン K_D:微分ゲイン である。

なお、偏差ERは下式（8E）で与えられる（ステップ11
4）。

ER＝Ip−T_IP-(n+1) ……（8E） ここに、同式（8E）の第２項は（ｎ＋１）回前に（ただ
し、ｎは気筒数である。）Ref信号が入力したときのセ
ンサ出力Ipを示す。これは吸気系にて設定した空燃比の
結果が排気系に設けたセンサ34に検出されるまでに時間
的遅れがあり、これを考慮したものである。

また、目標空燃比TFBYAはTw,Q_CYL,Nをパラメータとして
演算される（第６図のステップ91〜95）。なお、同図の
ステップ95はTFBYAに上限値と下限値とを設けたもの
で、フェイルセーフとしての機能を付与したものであ
る。

次に、第３図（Ｃ）のステップ65,67で使用される学習
補正係数KBLRC,KBTLRCであるが、この例では、空気量
（Q_AINJ）と燃料遅れ補正量（KATHOS）とを分離して求
めるようにしたのに伴い、学習補正ついてもそれぞれに
分離して独立に行うことにしている。すなわち、定常時
の学習補正係数KBLRCについては空燃比補正係数LAMBDA
の演算ルーチンにて、過渡時の学習補正係数KBTLRCにつ
いては過渡補正量KATHOSの演算ルーチンにて演算される
（第５図のステップ119,120、第４図のステップ107〜11
0）。

学習補正は、基本的に目標値との偏差に基づく制御量を
予め加えておくことにより次回の演算時に偏差が生じな
いようにするものであり、KBLRCはLAMBDAに、KBTLRCは
このLAMBDAとさらに実空燃比AFBYAと目標空燃比TFBYAの
偏差Ｂとに基づいて演算される（ステップ119,120、107
〜110）。

なお、付着速度VMFと基準値L₁との比較により定常時（V
MF＜L₁）であるのか過渡時（VMF≧L₁）であるのかを判
別し、KBLRCについては定常時にのみ、KBTLRCについて
は過渡時にのみ学習が行われるようにしている（ステッ
プ119,107）。

実施例では、α−Ｎ方式かつSPIついてだけ説明した
が、Ｌ−ジェトロニック方式かつMPIの場合にも適用可
能なことはいうまでもない。Ｌ−ジェトロニックス方式
かつMPIの場合には、前述したように、空気量センサに
応答遅れがあるので、空気量センサの出力に対して応答
遅れ補正を行い、この応答遅れ補正後の空気量センサの
出力に対して一次遅れでシリンダ空気量Qcy1を求め、こ
のシリンダ空気量Qcy1に対する時間遅れ補正によって噴
射弁部空気量Qainjを求めることができるので、このよ
うにして求めた噴射弁部空気量をMFHの演算に用いるの
である。

（発明の効果） 以上説明したように、この発明では機関の運転状態に応
じた基本的な燃料噴射量を演算する手段と、吸気系燃料
の平衡付着量を少なくとも燃料噴射弁部を通過する空気
量に基づいて演算する手段と、この平衡付着量とこの平
衡付着量に対して１次遅れで変化する付着量の演算値と
の偏差を演算する手段と、この偏差を燃料噴射量の補正
にどの程度反映させるかを示す分量割合、機関回転数、
機関負荷および機関温度に基づいて演算する手段と、こ
の分量割合と前記偏差とに基づいて付着速度を演算する
手段と、この付着速度にて前記基本噴射量を補正して燃
料噴射量を演算する手段と、この噴射量に応じた噴射信
号にて前記燃料噴射弁を駆動する手段と、前記付着速度
と前回演算された付着量とを燃料噴射に同期して加算
し、該加算値で付着量を更新する手段とを設けたので、
α−Ｎ方式かつSPIやＬ−ジェトロニック方式かつMPIに
おいても、過渡初期におれる燃料壁流に関する補正不足
を解消してフラットな空燃比特性を得ることができる。

【図面の簡単な説明】

第１図はこの発明の概念構成図、第２図はα−Ｎ方式か
つSIPの機関の機械的な構成を表す概略図、第３図ない
し第８図および第12図は第２図中のコントロールユニッ
ト内で実行される動作内容を説明する流れ図、第９図，
第10図はこの実施例における係数MFHQn,MFHNnの内容を
説明する線図、第11図はこの実施例の作用を説明する波
形図である。 １……基本噴射量演算手段、２……噴射弁部空気量演算
手段、３……平衡付着量演算手段、４……偏差演算手
段、５……分量割合演算手段、６……付着速度演算手
段、７……燃料噴射量演算手段、８……駆動手段、９…
…燃料噴射弁、10……付着量演算手段、21……吸気絞り
弁、22……吸気通路、23……バイパス通路、24……燃料
噴射弁、25……絞り弁開度センサ、34……酸素センサ
（空燃比センサ）、35……コントロールユニット。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 内田 正明 神奈川県横浜市神奈川区宝町２番地 日産 自動車株式会社内 (72)発明者 高畑 敏夫 神奈川県横浜市神奈川区宝町２番地 日産 自動車株式会社内 (72)発明者 久保 博雅 神奈川県横浜市神奈川区宝町２番地 日産 自動車株式会社内

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】機関の運転状態に応じた基本的な燃料噴射
   量を演算する手段と、 吸気系燃料の平衡付着量を少なくとも燃料噴射弁部を通
   過する空気量に基づいて演算する手段と、 この平衡付着量とこの平衡付着量に対して１次遅れ変化
   する付着量の演算値との偏差を演算する手段と、 この偏差を燃料噴射量の補正にどの程度反映させるかを
   示す分量割合を、機関回転数、機関負荷および機関温度
   に基づいて演算する手段と、 この分量割合と前記偏差とに基づいて付着速度を演算す
   る手段と、 この付着速度にて前記基本噴射量を補正して燃料噴射量
   を演算する手段と、 この噴射量に応じた噴射信号にて前記燃料噴射弁を駆動
   する手段と、 前記付着速度と前記演算された付着量とを燃料噴射に同
   期して加算し、該加算値で付着量を更新する手段と を設けたことを特徴とする内燃機関の空燃比制御装置。