JPS63183232A

JPS63183232A - ２サイクル内燃機関の空燃比制御装置

Info

Publication number: JPS63183232A
Application number: JP62015102A
Authority: JP
Inventors: Katsuhiko Hirose; 雄彦広瀬; Hiroshi Noguchi; 博史野口; Toyoichi Umehana; 豊一梅花; Hideo Einaga; 秀男永長
Original assignee: Toyota Motor Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp
Priority date: 1987-01-27
Filing date: 1987-01-27
Publication date: 1988-07-28
Anticipated expiration: 2009-08-03
Also published as: JPH0658072B2

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〕この発明は２サイクル内燃機関に適した燃料供給量制御
装置に関する。また、この発明は４サイクル内燃機関で
あっても、４バルブ機関のようにパルプオーバラップ期
間が長く、新気の吹き抜け量の多い内燃機関にも適用す
ることができる。

〔従来の技術〕

２サイクル内燃機関では掃気のために吸気ボートと排気
ポートとが連通ずる期間が非常に長くなる０通常のよう
に気化器により混合気の形で燃料をシリンダに供給する
と吹き抜けにより排気系にそのまま排出されることが多
い。そこで、燃料インジェクタを設置し、機関の吸気サ
イクルにおける所定の期間だけ燃料を噴射させるシステ
ムが提案される。ところ°が、このような燃料噴射シス
テムを採用しても吸入空気の吹き抜け自体は解消できな
い、即ち、２サイクル内燃機関では吸入された新気がシ
リンダポア内で全熱燃焼に関与することなくそのまま排
気管に吹き抜けてしまい、機関吸入系を通過する空気量
と比較して実際に燃焼に関与するシリンダボア内の空気
の量が少なくなり、吹き抜けする空気の割合は吸入空気
量一回転数比（負荷相当値）や回転数等の機関運転条件
で変化する。一方、機関に供給される燃料の量は設定空
燃比をもとに吸入系を通過する空気量によって算出され
る。そのため、２サイクル内燃機関では噴射された燃料
の量がシリンダボア内で実際に燃焼に関与する空気量に
対応しなくなり、空燃比が設定値に維持できなくなる。

そこで、特開昭５３−２７７３１号では機関の負荷因子
としての吸入空気量−回転数比及び回転数によって決ま
る基本的な噴射量に対して吹き抜け割合に応じた補正を
加え、補正された量の燃料を噴射するようにしたものを
提案している。ここに補正量は吸入空気量−回転数比及
び機関回転数のそれぞれに応じて指数関数等の代数関数
に従って変化させている。即ち、補正量の、吸入空気量
−回転数比及び機関回転数に対する変化の仕方を指数関
数に近似させ、基本噴射量に補正を加え、最終的に噴射
される燃料の量を得ている。

〔発明が解決しようとする問題点〕

従来技術は、吹き抜け割合の変化は負荷としての吸入空
気量−回転数比及び回転数だけで決まると見なして補正
を行う思想のものである。しかしながら、運転条件に応
じた吹き抜け割合の変化は、それ以外の要因、特に吸気
マニホルド圧力により変化する。即ち、吸気マニホルド
は負荷に応じて変化するが、吸入空気量一回転数比とは
１対ｌに対応しない。逆にいえば、同一の吸入空気量一
回転数比であっても吸気マニホルド圧力は変化する。

そして、同圧力の変化により圧力により掃気特性が変化
し、吸入空気量−回転数比及び回転数だけで燃料噴射量
を補正していた従来技術では空燃比を精密に設定値に制
御することができなかった。

そのため、触媒が過熱したり、燃料消費率が悪化したり
する問題点がある。

この発明は、吹き抜け割合が吸気マニホルド圧力によっ
て複雑に変化しても正確に設定空燃比に制御できるよう
にすることを目的とする。

〔問題点を解決するための手段〕

この発明によれば、第１図において、２サイクル内燃機
関等のように新気の吹き抜け量が多い内燃機関において
、空燃比制御装置は、内燃機関１に所望の量の燃料を供
給する燃料供給手段２と、負荷や回転数等の内燃機関の
運転条件で決まる燃料供給量を算出する燃料供給量算出
手段３と、内燃機関の吸気マニホルド１′の圧力を検出
する吸気マニホルド圧力検出手段４と、吸気マニホルド
圧力検出手段４が検出する吸気マニホルド圧力より燃料
供給量の補正因子を算出し、燃料供給量算出手段が算出
する燃料供給量を吹き抜けに応じて修正する燃料供給量
修正手段５と、修正された量の燃料が機関に供給される
ように燃料供給手段２への燃料供給信号を形成する手段
６とから構成される。

〔作　用〕

燃料供給量算出手段３は、負荷や回転数に応じて燃料供
給量を算出し、吸気マニホルド圧力検出手段４は吸気マ
ニホルド圧力を検出し、燃料供給量修正手段５は、吸気
マニホルド圧力に応じて吹き抜けが補償されるように、
燃料供給量算出手段３が算出する燃料供給量を修正し、
燃料供給信号形成手段６は修正された燃料供給量が得ら
れるように燃料供給手段２への信号を形成する。

〔実施例〕

第２図は、この発明が応用される吸入弁及び排気弁を有
するタイプの６気筒の２サイクル内燃機関の全体概略構
成を、第３図は一つの気筒を示す。

後述するようにこのタイプの２サイクル内燃機関はブロ
ーダウン後の排気の逆流時に排気スワールを起こさせて
、新気を燃焼室上部の点火栓の付近に集中させるという
成層作用を生起させ、軽負荷運転時の着火性の向上を図
る工夫をしたものである。しかしながら、この発明はこ
のタイプの２すイクル内燃機関に限定されず、通常のピ
ストンパルプ型の２サイクル内燃機関にも応用すること
ができる。また、４サイクル内燃機関であっても４バル
ブ型のようにパルプオーバラップ期間が長いため吸入空
気の吹き抜けが多い場合にはこの発明の思想は応用する
ことができよう。第２．３図において、１０は内燃機関
の本体であり、シリンダブロック１２と、シリンダボア
１４と、クランク軸１５と、ピストン１６と、燃焼室１
７と、シリンダヘッド１８と、点火栓１９とを備える。

シリンダヘッド１８は二つの吸気ポート２Ｑａ、２０ｂ
。

二つの排気ポート２２ａ、２２ｂを有し、夫々の吸気ボ
ート、排気ポートを開閉するため吸気弁２４ａ、２４ｂ
と、排気弁２６ａ、２６ｂとを備えた所謂４バルブ型で
ある。吸気弁及び排気弁は夫々専用のカム２７．２８に
よって開閉駆動される。３０．３１はパルプスプリング
である。排気ボー）２２ａ、２２ｂはブローダウン後に
排気ガスがシリンダボアにその負圧により逆流するとき
に、シリンダボア内にその垂直軸線の回りに排気ガスの
旋回運動（スワール）が得られるような形状に選定され
る。

第２図において、３２は吸気マニホルド（又はサージタ
ンク）を示す、気筒数と一致した数の吸気管３３に接続
される。吸気管３３は内部仕切壁３３−１を有し、二つ
の吸気通路３４ａ、３４ｂが形成され、夫々、吸気ボー
）２０ａ、２０ｂに接続される。第２の吸気通路３４ｂ
はその有効寸法が第１の吸気通路３４ａより大きく、か
つ吸気制御弁３６が設置される。各気筒の吸気制御弁３
６はリンク手段３６′によってアクチュエータ３７に連
結される。アクチュエータ３７は、例えば負圧作動のダ
イヤフラム機構であり、図示しない切換弁によって負圧
又は大気圧との間を切り換えられ、吸気制御弁３６は吸
気通路３４ｂを開放する位置と、閉鎖する位置とを選択
的にとることができる。吸気制御弁３６は後述の通り、
軽負荷時に閉鎖され、高負荷時に開放される。燃料イン
ジェクタ３８ａ、３８ｂが吸気通路３４ａ、３４ｂに配
置される。４０ａ、４０ｂはリード弁であり、逆流の制
御のため必要に応じて設置される。

吸気マニホルド３２の上流における吸気系にはインクク
ーラ４２、機械式過給機４４、スロットル弁４６、エア
フローメータ４８及びエアクリーナ５０が順々に配置さ
れる。機械式過給機４４は例えばルーツポンプ又はベー
ンポンプによって構成され、その駆動軸４４−１上にプ
ーリ５２が設けられ、ベルト５４によりクランク軸１５
上のブー　ＩＪ　５６に連結される。機械式過給機４４
を迂回するバイパス通路４４′にバイパス制御弁４５が
設置され、過給機４４とスロ７）ル弁４６間の圧力調整
を行うものである。インククーラ４２はこの実施例では
空冷式として構成され、入口容器４２−１と、出口容器
４２−２と、その間を連通ずる熱交換管４２−３と、熱
交換管４２−３上に取り付けられるフィン４２−４とか
ら構成される。

排気マニホルド５４は、この実施例では、＃１〜＃３ま
での気筒グループ、＃４〜＃６までの気筒グループの夫
々のため二つに別々に設置される。

このグループ分けは、これらの二つのグループ間で点火
が交互に起こるようになされる。即ち、この実施例では
点火順序は＃１．＃６．＃２．＃４゜＃３．＃５の順序
であるものとする。点火を交互とするグループ分けによ
り、後述のように、掃気行程における一つの気筒の排気
圧力が他の気筒の排気圧力によって影響されないように
することができる。＃１〜＃３の気筒グループ、＃４〜
＃６の気筒グループの排気マニホルド５４は夫々専用の
触媒コンバータ（マフラを兼用する又は専用のマフラを
別に設置しても良い）５６に接続される。

５８はディストリビュータであり、周知のように、各気
筒の点火栓１９に接続され、所望のクランク角度で点火
が行われるように、図示しないイグナイタ及び点火コイ
ルにより制御される。

制御回路６０はこの発明に従って所望の空燃比が得られ
るようにインジェクタ３８ａ、３８ｂの作動を制御する
も°のであり、マイクロコンピュータ・システムとして
構成される。制御回路６０はマイクロプロセシング・ユ
ニット（ＭＰＵ）６０−１と、メモリ６０−２と、入カ
ポ−トロ０−３と、出力ポートロ０−４と、これらを接
続するバス６０−５とから構成される。入力ポートロ〇
−３には各センサが接続され、運転条件信号が入力され
る。エアフローメータ４８は、体積流量型のものとする
ことができ、吸気管を通過する吸入空気の流量Ｑの計測
を行う。圧力センサ６１が吸気マニホルド３２に設置さ
れ、吸気マニホルド圧力を検出する。クランク角度セン
サ６２，６４がディストリビュータ５８に設置される。

第１のクランク角度センサ６２はディストリビュータ軸
５８−１上に固定されるマグネット片５８−２と対面設
置されて、例えばクランク角度で３６０’毎（機関１サ
イクルに相当）のパルス信号を発生し、基準信号となる
。一方、第２のクランク角度センサ６４はディストリビ
ュータ軸５８−１上のマグネット片５８−３と対面設置
され、例えばクランク角度で３０°毎のパルス信号を発
生し、機関回転数を知ることができると共に、燃料噴射
ルーチンの開始信号となる。水温センサ６８が機関本体
１０に設置され、ウォータジャケット１０−１内の冷却
水の温度Ｔ　ＨＷに応じた信号を発生する。

ＭＰＵ６０−１はメモリ６０−２に格納された・プログ
ラム及びデータに従って演算処理を実行し、吸気制御弁
アクチュエータ３７、並びにインジェクタ３８ａ、３８
ｂの駆動信号の形成処理を実行する。出力ポートロ０−
４はアクチュエータ３７及び各気筒の燃料インジェクタ
３８ａ、３８ｂに接続され、駆動信号が印加される。

第４図はカム２７及び２８のプロフィール及び向きで決
まる一つの気筒における吸気弁２４ａ。

２４ｂ及び排気弁２６ａ、２６ｂの作動タイミングを示
すものである。先ず、吸気弁２４ａ、２４ｂ及び排気弁
２６ａ、２６ｂは下死点（Ｂ　Ｄ　Ｃ）手前８０°で開
き始め、下死点（Ｂ　Ｄ　Ｃ）後４０６で閉じ終わる。

一方、吸気弁２４ａ、２４ｂは下死点（ＢＤＣ）手前６
０°で開き始め、下死点（ＢＤＣ）後６０°で閉じ終わ
る。尚、Ｉは燃料噴射期間を示す。第５図は各気筒での
排気弁の作動している期間をクランク角度に対して示す
タイミング図である。２サイクル機関であることから、
３６０’ＣＡで−サイクルが完了され、点火順序に従っ
て排気弁はクランク角度６０°毎に第３図に示される期
間ＥＸにわたって開弁される。点火順序が一つ置き気筒
を集めた一つのグループ（＃１〜＃３又は＃４〜＃６）
についていうと、排気弁は１２０”毎に開放され、その
各グループでは点火順序の隣接する気筒間では排気弁の
開放期間が相互に重複しないようになっている。これに
より、成る一つの気筒の排気圧力がそのグループ内で次
に点火される気筒の排気圧力に影響を及ぼすことがなく
なる。即ち、排気圧力はブローダウンの影響で脈動する
が、この脈動が他の気筒に伝達されるとその圧力が予測
できないような形で変化し、そのため新気の吹き抜け量
の予測性が失われ、吹き抜け量に応じて空燃比を正確に
補償するというこの発明の目的を達成することができな
くなってしまうので、これを防止しているのである。一
方、二つのグループを含めていうと、排気弁の開放期間
は点火順序が隣接する気筒間では相互に重複があるが、
排気マニホルド５４はこれらの気筒間で別々となってい
るので、一つの気筒の排気圧力が他の気筒の排気圧力に
影響を及ぼすということはない。

この発明が応用される吸気弁及び排気弁を備えたタイプ
の２サイクル内燃機関の燃焼作動について先ず説明する
。機関の軽負荷時には吸気制御弁３６は閉鎖され、吸入
空気は第１の吸気通路３４ａをのみを介して機関に導入
される。ピストン１６の下降の過程において、先ず下死
点（Ｂ　Ｄ　Ｃ”）前８０°付近で排気弁２６ａ、２６
ｂが開き始める。

そのため、燃焼室より排気ガスは第６図（イ）の矢印Ｐ
のように排気ボート２２ａ、２２ｂに流出され、所謂ブ
ローダウンが起こるが、このブローダウンは弱いためす
ぐに終了し、排気ポー）２２ａ。

２２ｂの圧力は、次に点火すべき気筒が別の排気マニホ
ルド５４を別とするグループに属しているため、その気
筒の排気圧力の影響を受けることがない。そして、ピス
トン１６が更に下降するとシリンダボア１４内は弱いが
負圧となるため、排気ボート２２ａ、２２ｂとの圧力差
によって矢印Ｑのようにシリンダボアに向けて排気ガス
が逆流する（第６図（ロ））、そして、排気ポー）２６
ａ。

２６ｂの形状故にシリンダボア内に矢印Ｒで示すような
排気ガスの旋回流（スワール）が形成される。この頃、
吸気弁２４ａ　（２４ｂも）が開き始めるが、そのリフ
トが未だ小さいこと、スロットル弁４６が絞られている
こと、吸気制御弁３６が閉鎖され、有効寸法の大きい吸
気通路３４ｂは閉鎖され、有効寸法の小さな吸気通路３
４ａのみ空気が流れ得ることに基づいて新気の導入は実
質的に起こらない。ピストン１６が更に下降すると、排
気ガスのスワールが継続され、一方吸気弁２４ａ。

２４ｂのリフトが大きくなるので新気は矢印Ｓのように
シリンダボアに導入され、この際排気ガスはスワールに
乗ってシリンダボア１４の下部に移り、一方噴射された
燃料と混ざった新気はスワールした排気ガスの部分の上
方の点火栓電極の近傍に集まる（第６図（ハ））とうい
成層化が達成される。このような排気ガスＲと新気Ｓと
の成層状態はピストンが下死点（Ｂ　Ｄ　Ｃ）に到達し
ても維持される（第６図（ニ））。（ホ）では吸気弁２
４ａ、２４ｂが閉鎖され、新気の吹き返しが防止される
。それからピストンは上昇に移行するが、このような成
層状態は圧縮完了まで維持され、点火栓近傍の新気部分
に容易に着火させることができる。

機関の高負荷状態では、吸気制御弁３６は開放される。

そのため、今まで閉鎖されていた吸気通路３４ｂが開放
される。第７図においてピストン１６の下降の過程で先
ず排気弁２６ａ、２６ｂが開くとシリンダボア１４内の
排気ガスはブローダウンＰによって排気ボート２２ａ、
２２ｂに流出されるが、そのブローダウンは軽負荷時と
比較して強（かつ持続時間が長く　（第７図（イ））、
大量の排気ガスが排気ポートに排出される。第７図（ロ
）の時点で吸気弁２４ａ、２４ｂが開き始めるが、今度
は吸気制御弁３６が開放しており、スロットル弁４６の
開度が大きく、かつ過給機４４が充分な過給作動を行っ
ているてので、新気の導入が矢印Ｔのように行われる。

この際、吸気ポート２０ａ、２０ｂの双方から新気が導
入され、この新気は矢印Ｔのようにシリンダボア壁面に
沿って上から下に向は流れ、排気ガスを矢印Ｕのように
排気ボート２２ａ、２２ｂに流出せしめ、所謂横断掃気
が実現される。第７図（ハ）の時点では強いブローダウ
ンに基づく圧力波パルスにおける負圧成分が現れ、排気
ボート２２ａ、２２ｂが一時的に負圧となり、その結果
シリンダボアへの新気Ｔの導入が更に促進され、一部の
新気はＶのように排気ボート２２ａ、２２ｂに一旦流出
し貯蔵される。この貯蔵された新気は、排気ポー）２２
ａ。

２２ｂの圧力が正圧に復帰すると矢印Ｗのようにシリン
ダボアに逆流し、新気のスワールＸを生成せしめる（第
７図（ニ））、これにより、乱れが発生し着火後の火炎
伝播性が向上する。第７図（ホ）の時点で吸気弁２４ａ
、２４ｂが閉鎖を完了し、新気の吹き返しが防止される
。

次に、以上述べた燃焼作動における吸気制御弁３６の作
動を行わしめる制御回路６０の作動を第８図のフローチ
ャートによって説明する。このルーチンは一定時間毎に
実行させることができる。

ステップ１００ではフラグＦＴＶＩＳ　＝　１か否か判
別される。　ＦＴＶＩＳ　＝　０のときはステップ１０
２に進み、吸入空気量一回転数比Ｑ／ＮＥが所定値（Ｑ
／ＮＥ）。

より大きいか否か判別され、ステップ１０４では回転数
ＮＥが所定値（Ｎｌり。より大きいか否か判別される。

吸入空気量一回転数比Ｑ／ＮＥ＞所定値（Ｑ／ＮＥ）。

又は回転数ＮＥ＞所定値（ＮＩＥ）。のときはステップ
１０６に進み、出力ポートロ０−４よりアクチュエータ
３７に吸気制御弁３６を開放せしめる信号が出力される
。ステップ１０８ではフラグＦＴＶＩＳ寓１とセットさ
れる。ＦＴＶＩＳ　＝　１のときはステップ１１０に進
み、吸入空気量一回転数比Ｑ／ＮＥが所定値（Ｑ／ＮＥ
）　＋より小さいか否か判別され、ステップ１１２では
回転数ＮＥが所定値（ＮＥ）　ｌより小さいか否か判別
される。吸入空気量一回転数比Ｑ／ＮＥ　＜所定値（Ｑ
／ＮＩＥ）　Ｉでかつ回転数ＮＯ＜所定値（ＮＥ）　、
のときはステップ１１４に進み、出力ポートロ０−４よ
りアクチュエータ３７に吸気制御弁３６を閉鎖せしめる
信号が出力される。ステップ１１６ではフラグＰＴＶＩ
Ｓ　＝　Ｏとセットされる。

次にこの発明の燃料噴射制御について説明する。

４サイクル機関における通常の燃料噴射制御装置と同様
に、この発明でも原理的には吸入空気量を計測し、その
計測値に応じて量の燃料噴射を行うことにより所期の空
燃比を得ようとするものである。そして、通常のピスト
ンバルブの２サイクル内燃機関でも同様な問題があるの
であるが、排気弁及び吸気弁が同時に開放保持される期
間が長いため新気の吹き抜けの問題が多い。そして、吹
き抜けする新気の割合は負荷としての吸入空気量一回転
数比や、回転数や、その他の運転条件に応じて変化する
。そこで、特開昭５３−２７７３１号のように吸入空気
量−回転数比及び回転数により吹き抜けを補償している
。ところが、吹き抜け量は負荷及び回転数だけでなく吸
気マニホルド圧力でも影響をうける。そもそも、吸気マ
ニホルド圧力は負荷に応じて変化すく因子ではあるが、
吸入空気量一回転数比と吸気マニホルド圧力との間に厳
密な１対１の対応はない。逆にいえば、同一の吸入空気
量一回転数比の値でも吸気マニホルド圧力が変化すれば
吹き抜け割合は変化し、掃気特性が変化する。例えば、
同一吸入空気量一回転数比でもサージタンク圧力が高い
ほど吹き抜け量は増加する。従来はサージタンク圧力の
影響は無視されていたため、吹き抜けを正確に補償する
ことができず、空燃比を設定値に制御できない問題点が
あった。この発明はこれを解決するものである。

第９図は燃料噴射ルーチンを示すもので、このルーチン
は第２クランク角度センサ６４からの３０’ＣＡ信号に
到来毎に実行されるクランク角度割り込みルーチンであ
る。ステップ１３０では燃料噴射演算タイミングか否か
の判別が行われる。第３図に示すように燃料噴射は吸気
弁２４ａ、２４ｂの開き始め後の所定角度範囲で行われ
るのでこれに僅か先立つ所定のクランク角度でこの演算
は実行される。このタイミングは第１クランク角度セン
サ６２からの３６０’ＣＡ信号によりクリヤされ、第２
クランク角度センサ６４からの３０°ＣＡ信号によりイ
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。燃料噴射演算タイミングと判別すれば、ステップ１
３２に進み、基本燃料噴射量’ｒｐが、Ｔｐ＝ｋ　（Ｑ′／ＮＥ）によって算出される。ここにＱ′は質量に換算された吸
入空気ｆｉＱであり、エアフローメータ４８の計測値を
吸入空気温度等で補正した後の値である。ステップ１３
４では新気捕捉係数ｆＴｌ１１のマツプ演算が実行され
る。ここに新気捕捉係数ｆＴＩ１１とはエアフローメー
タ４８により計測される吸入空気量に対して、吹き抜け
により排気系に流出した新気量を引いた、シリンダボア
内で実際に燃焼に関与する新気の割合に関する燃料噴射
量の補正因子のことを言う。新気捕捉係数ｆ、□が、吸
入空気量一回転数比と回転数とに対してどのように変化
するかを第１０図に概念的に示す。ブローダウンによる
排気管の圧力脈動の影響等により吸入空気量−回転数比
及び回転数に対して複雑に変化することが分かる（ブロ
ーダウンによる影響がない場合を破線で示す）、そして
、吸気制御弁３６を開放と閉鎖とで切り換えるとその境
目で新気捕捉係数［７１１が不連続的に変化することも
分かる（２点鎖線参照）。メモリ６０−２には第１０図
に従って、吸入空気量一回転数比と回転数との組み合わ
せに対する新気捕捉係数エア□のデータが格納されてい
る。そして、実測の吸入空気量一回転数比と回転数とに
よって補間演算が実行され、現在の運転条件に適合した
新気捕捉係数ｆＴＲＩの算出が行われる。

ステップ１３５では吸気マニホルド圧力による新気捕捉
係数ｆ　７１１ｇの算出が行われる。即ち、吸気マニホ
ルド圧力ＰＭの大小により掃気特性が変化し、新気の吹
き抜け量が代わる。例えば吸気マニホルド圧力が高い程
吹き抜け量は多くなる。この実施例では、メモリに回転
数と吸気マニホルド圧力ＰＭとの組合せに対する新気捕
捉係数エア、２のデータマツプがあり、現在の吸気マニ
ホルド圧圧力ＰＭと機関回転数ＮＥとによりｆ　ＴＲ２
のマツプ演算を行う。尚、回転数とのマツプは精度向上
のためには好ましいが、単にサージタンク圧力ＰＭとｆ
　Ｔｉｔとの１次元マツプとすることもできる。

ステ・ノブ１３６では水温による補正係数にの算出が行
われる。即ち、機関の水温が低くなると、排気圧力が降
下し、掃気し易くなるので新気が排気系に抜け易くなる
ので吹き抜け量は増加する。

そこで、水温ＴＨＷが低くなればなるほど補正係数にの
値は小さくなるように設定される。メモリ６０−２には
水温ＴＨＷに応じた水温補正係数にのマツプがあり、水
温センサ６８により実測される現在の水温に対する水温
補正係数にの補間演算が実行される。ステップ１３８で
は最終燃料噴射量ＴＡＵが、ＴＡＵ＝ｆ７＋ｕ　ｘｒＴｌ！　ＸＴｐＸＫＸｃｒ＋β
によって算出される。ここにα、βはこの発明と直接関
係しないため説明を省略する補正係数、補正量を代表的
に示している。

ステップ１４０ではフラグＦＴＶＩＳ　＝　１か否か、
即ち吸気制御弁３６が開放状態か、閉鎖状態かの判別が
行われる。吸気制御弁３６が開いているときはステップ
１４２に進み、第１の燃料インジェクタ３８ａの燃料噴
射時間を格納するアドレスＴＡＵａにＴＡＵが入れられ
、第２の燃料インジェクタ３８ｂの燃料噴射時間を格納
するアドレスＴＡＵｂに零が入れられる。即ち、第１の
インジェクタ３８ａのみ作動され、第２のインジェクタ
３８ｂは作動されない。ステップ１４０で吸気制御弁３
６が閉じているときはステップ１４４に進み、第１の燃
料インジェクタ３８ａの燃料噴射時間を格納するアドレ
スＴＡＵａにＴＡＵの１／３が入れられ、第２の燃料イ
ンジェクタ３８ｂの燃料噴射時間を格納するアドレスＴ
ＡＵｂにＴＡＵの残りの２７３が入れられる。ここに１
／３．２／３は特定の意味はなく、適合定数であり、第
２の吸気通路３４ｂの有効寸法〉第１の吸気通路３４ａ
の有効寸法であることから、空燃比をどちらでも一定と
するため、第２のインジェクタ３８ｂからの燃料噴射量
が第１のインジェクタ３８ａからの燃料噴射量より多い
ことを示すに過ぎない。

ステップ１４６では所期の噴射開始時期からＴＡＵａ。

ＴＡＵｂに応じた期間だけインジェクタ３８ａ。

３８ｂが作動されるように燃料噴射信号形成処理が行わ
れる。この処理自体は周知であるから詳細説明は省略す
る。ステップ１４８では３０＠ＣＡ信号の到来毎に実行
開始される他の処理を概括的に示している。

［発明の効果〕この発明では２サイクル内燃機関等の新気の吹き抜けが
多い内燃機関において、吸気マニホルド圧力に応じて吹
き抜けを補償することで、吸気マニホルド圧力に関わら
ず正確な空燃比の制御が実現され、出力向上、排気系の
触媒等の過熱が防止され、かつ燃料消費率の向上を図る
ことができる。

【図面の簡単な説明】

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システム全体概略図。第３図は一つの気筒の横断面を示す図（第２図のπ−π
線に沿う図）。第４図は機関の１サイクルでの一つの気筒の吸気弁、排
気弁の作動タイミング角度線図。第５図は機関の１サイクルでの各気筒の排気弁の作動タ
イミングを示す線図。第６図は軽負荷時におけるこの発明の実施例の吸気弁及
び排気弁付き２サイクル内燃機関の１サイクルにおける
燃焼作動を説明する図。第７図は高負荷時におけるこの発明の実施例の吸気弁及
び排気弁付き２サイクル内燃機関の１サイクルにおける
燃焼作動を説明する図。第８図及び第９図は制御回路の作動を説明するフローチ
ャート図。第１Ｏ図は吸入空気量−回転数比及び回転数に対する新
気捕捉係数ｆＴ□の変化の概念図。１０・・・機関本体１７・・・燃焼室２４ａ、２４ｂ−−−吸気弁２６ａ、２６ｂ・・・排気弁３２・・・吸気マニホルド３４ａ、３４ｂ・・・吸気通路３６・・・吸気制御弁３８ａ、３８ｂ・・・燃料インジェクタ４２・・・イン
タクーラ４４・・・機械式過給機４８・・・エアフローメータ５４・・・排気マニホルド６０・・・制御回路６１・・・吸気マニホルド圧力センサ６２．６４・・・クランク角度センサ６８・・・水温センサ

Claims

【特許請求の範囲】　２サイクル内燃機関等のように新気の吹き抜け量が多
い内燃機関において以下の構成要素から成る空燃比制御
装置、内燃機関に所望の量の燃料を供給する燃料供給手段、内燃機関の負荷や、回転数等の運転条件で決まる燃料供
給量を算出する燃料供給量算出手段、内燃機関の吸気マ
ニホルドの圧力を検出する吸気マニホルド圧力検出手段
、吸気マニホルド圧力検出手段が検出する吸気マニホルド
圧力より燃料供給量の補正因子を算出し、燃料供給量算
出手段が算出する燃料供給量を修正する燃料供給量修正
手段、修正された後の量の燃料が機関に供給されるように燃料
供給手段への燃料供給信号を形勢する手段。