JP2683986B2

JP2683986B2 - 内燃機関の燃料噴射量制御装置

Info

Publication number: JP2683986B2
Application number: JP4215665A
Authority: JP
Inventors: 秀隆牧; 祐介長谷川; 修介赤崎; 勲小森谷; 俊明廣田
Original assignee: Honda Motor Co Ltd
Current assignee: Honda Motor Co Ltd
Priority date: 1992-07-21
Filing date: 1992-07-21
Publication date: 1997-12-03
Anticipated expiration: 2012-12-03
Also published as: JPH0642385A

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】この発明は内燃機関の燃料噴射量
制御装置に関し、より具体的には噴射した燃料が吸気管
などに付着することで生ずる燃料の輸送遅れを適応的に
補正して筒内実吸入燃料量を目標値に常に一致させる様
にした内燃機関の燃料噴射量制御装置に関する。

【０００２】

【従来の技術】機関の過渡運転時には実際の筒内実吸入
燃料量が目標値に一致せず、リーンスパイクやリッチス
パイクが生じることがある。その原因の一つに、燃料が
吸気管の壁面などに付着することによって起こる燃料の
輸送遅れを挙げることができる。この燃料の輸送遅れ
は、機関の運転状態や、初期バラツキや、更には吸気管
へのデポジット付着などによる経時変化によってその挙
動が変化する。そこで、特開平２−１７３３３４号ない
しは特開平３−２６８３９号公報記載の技術の様に、付
着プラントとパラメータ調整機構とを設け、過渡運転時
においてもプラントの出力（実吸入燃料量）が目標燃料
吸入量に一致する様に適応的に制御することが提案され
ている。

【０００３】

【発明が解決しようとする課題】ところで、燃料噴射量
制御においては常に時間遅れの問題が内在する。即ち、
噴射した燃料の空燃比は、燃焼が終了して排気ガスが空
燃比センサに到達して検出値変化として取り出されるま
で把握することができない。その検出遅れに加えて、燃
料噴射量の演算に時間が必要であることや、センシング
および出力のタイミングに起因する遅れも存在する。こ
れらは、燃料噴射量を適応的に制御しようとするときも
同様である。従って、適応制御器の入力と出力の時間的
な対応関係を正確に認識して両者の整合をとらない限
り、燃料の挙動に対する補正を正確に行うことができ
ず、特に過渡的な運転状態では制御値を適正に決定する
ことができない。しかしながら、上記した従来技術にお
いては空燃比センサに検出されるまでの無駄時間が認識
されているに止まり、適応制御器の入出力間の時間的な
整合については特に意識されていなかった。

【０００４】従って、この発明の目的は上記した欠点を
解消し、目標燃料吸入量と燃料付着プラントの出力（実
吸入燃料量）の間に時間差を生じさせることがなく、よ
って過渡運転時にも目標空燃比に精度良く収束できる様
にした内燃機関の燃料噴射量制御装置を提供することを
目的とする。

【０００５】

【課題を解決するための手段】上記の目的を解決するた
めにこの発明は例えば請求項１項において、内燃機関の
吸気管に噴射した燃料の輸送遅れに基づいて燃料輸送遅
れ補正を行う燃料輸送遅れ補正手段を備え、筒内実吸入
燃料量が目標筒内吸入燃料量に一致するように適応的に
パラメータを同定し、そのパラメータに応じて制御器の
パラメータを調整する適応制御器を備えてなる内燃機関
の燃料噴射量制御装置であって、プラントに与える制御
入力ｕとパラメータ同定・調整機構との間、あるいはプ
ラント出力ｙ若しくはその推定値とパラメータ同定・調
整機構との間、あるいはプラント出力ｙ若しくはその推
定値と前記適応制御器との間、の少なくともいずれか
に、制御入力ｕの発生時点とプラント出力ｙ若しくはそ
の推定値の発生時点との時間遅れに対応した時間遅れ要
素を挿入するように構成すると共に、前記時間遅れ要素
の次数を、前記内燃機関の運転状態若しくは前記燃料噴
射量制御装置の状態によって変化させる如く構成した。

【０００６】

【作用】プラントに与える制御入力ｕとパラメータ同定
・調整機構との間、あるいはプラント出力ｙ若しくはそ
の推定値とパラメータ同定・調整機構との間、あるいは
プラント出力ｙ若しくはその推定値と前記適応制御器と
の間、の少なくともいずれかに、時間遅れ要素（無駄時
間）を挿入するようにしたので、過渡運転時にも目標燃
料吸入量とプラント出力（実吸入燃料量）との間に時間
差が生じることがなく、よって目標空燃比に精度良く収
束させることができる。また、前記時間遅れ要素の次数
を、前記内燃機関の運転状態若しくは前記燃料噴射量制
御装置の状態によって変化させる如く構成したので、過
渡運転時にも目標燃料吸入量とプラント出力（実吸入燃
料量）との間に時間差が生じることがなく、更には運転
状態や燃料噴射量制御装置の状態の変化に左右されない
ので、目標空燃比に一層精度良く収束させることができ
る。

【０００７】

【発明の構成】図１はこの発明に係る制御装置を全体的
に示すブロック図であり、同図を参照して説明すると、
この制御装置は、機関回転数Ｎｅ、吸気圧力Ｐｂなどか
ら予め設定され、マップ化された特性を検索して目標筒
内吸入燃料量（Ｔｉ）を決定するＭＡＰブロック、スロ
ットル開度θTH、吸気圧力Ｐb 、大気圧Ｐa などから実
吸入空気量（Ｇａｉｒ）の動的な挙動を推定するＧａｉ
ｒモデルブロック、排気系集合部の空燃比より各気筒の
空燃比を推定するＡ／Ｆオブザーバブロック、及び燃料
噴射量（Ｔｏｕｔ）を決定する燃料噴射制御ブロックか
ら構成される。この構成において、推定された筒内実吸
入空気量Ｇａｉｒと各気筒の空燃比Ａ／Ｆとから、各時
刻（燃焼サイクル）における気筒吸入燃料量Ｇｆｕｅｌ
が推定され、それが目標燃料量Ｔｉに一致する様に、前
記燃料噴射ブロックのパラメータが調整され、噴射燃料
量Ｔｏｕｔが決定される。

【０００８】以下、それぞれについて詳細に説明する。

【０００９】先ず燃料噴射制御について説明する

【００１０】燃料噴射制御について図１を書き直すと図
２の様になる。ここで入力パラメータは、次の通りとす
る。（１）目標筒内吸入燃料量Ｔｉ．．．．．各種センサか
らの入力を用いて算出または推定した筒内実吸入空気量
を目標空燃比で割った値。尚、筒内実吸入空気量の算出
については後で詳述する。（２）筒内実吸入燃料量Ｇｆｕｅｌ．．．同様に上記の
筒内実吸入空気量を広域空燃比センサ測定値から求めた
気筒ごとの実空燃比で割った値。気筒ごとの実空燃比の
算出についても後述する。

【００１１】即ち、上に述べた如く、ある時刻（ｋ−
ｎ）の燃焼サイクルの筒内実吸入空気量Ｇａｉｒ（ｋ−
ｎ）を求めて目標空燃比Ａ／Ｆ（ｋ−ｎ）で除算して目
標筒内吸入燃料量Ｔｉ（ｋ−ｎ）が決定される。また同
時刻の燃焼サイクルの筒内実吸入空気量Ｇａｉｒ（ｋ−
ｎ）を当該気筒の測定空燃比Ａ／Ｆ（ｋ−ｎ）で除算
し、筒内実吸入燃料量Ｇｆｕｅｌ（ｋ−ｎ）が決定され
る。そして適応制御器において、目標筒内吸入燃料量Ｔ
ｉ（ｋ−ｎ）に筒内実吸入燃料量Ｇｆｕｅｌ（ｋ−ｎ）
が常に一致する様に補償器の調整がなされ、制御値（噴
射燃料量）Ｔｏｕｔが決定される。ここで、前記した付
着パラメータの変化に即応するために、壁面付着プラン
トの前に、それと逆の伝達関数を持つ壁面付着補正補償
器を直列に挿入する。もし壁面付着補正補償器の持つ付
着パラメータと実機の持つ真の付着パラメータとが等し
ければ、両者は外から見ると伝達関数が１となり、即ち
プラントと補償器の伝達関数の積が１となり、目標筒内
吸入燃料量＝筒内実吸入燃料量となるので、完全な補正
が行われるはずである。ところが、付着パラメータは一
般に機関運転状態によって複雑に変化するため、完全に
一致させることは難しい。また実機には初期バラツキが
あり、更にはデポジットの付着などによって経時変化も
生じる。それらの理由から、両者の付着パラメータが異
なった場合、伝達関数は１（またはその付近）以外の値
となり、時間応答を生じるので、目標筒内吸入燃料量と
筒内実吸入燃料量とは等しくならない。

【００１２】そこで、この付着補正補償器を含んで１つ
の仮想プラントとみなし、その仮想プラントの伝達特性
が１（またはその付近の値）以外になったとき、仮想プ
ラント及び適応制御器の伝達特性が全体として１（また
はその付近の値）になる様に、より具体的には、仮想プ
ラントの逆伝達特性を持つ様に適応制御器を動作させる
様にした。適応制御器には、目標値として目標筒内吸入
燃料量が入力され、仮想プラントの出力である筒内実吸
入燃料量が目標値と一致する様に変化する適応パラメー
タが用いられる。適応制御器のパラメータは、適応パラ
メータ調整（同定）器によって計算される。適応パラメ
ータ調整（同定）器には、仮想プラントへの過去の値を
含む入出力値が用いられる。尚、上記において適応制御
器は、筒内吸入空気量の持つ誤差を吸収する働きも行
う。即ち、筒内吸入空気量の推定に誤差があっても、結
果的に筒内吸入空気量を測定空燃比と目標空燃比でそれ
ぞれ除算して得られる筒内実吸入燃料量と目標筒内吸入
燃料量とが常に一致する様に適応パラメータが調整され
るので、空気量推定誤差は吸収されることになる。

【００１３】以下、詳述する。

【００１４】壁面付着プラントとしては数１に示す様な
１次系のモデルを用いる。ここではパラメータは２個と
する。

【００１５】

【数１】

【００１６】それを離散形の伝達関数で示すと、数２の
様になる。またブロック線図で示すと、図３の様にな
る。

【００１７】

【数２】

【００１８】また数３に壁面付着補正補償器の伝達関数
を示す。前記の如く、壁面付着プラントのそれの逆伝達
関数をとる。尚、この明細書で「ハット」は、推定値を
意味する。

【００１９】

【数３】

【００２０】次いで、適応制御器について説明する。壁
面付着補正に求められる条件としては、常に輸送遅れを
小さくする方向で働くこと、Ａ，Ｂ項の変化に追従でき
ること、が挙げられるが、その様に時変（時間的に変
化）であるプラントに追従して適応制御する手法として
は、ＭＲＡＣＳ（モデル規範形適応制御）が良く知られ
ている。そこで壁面付着補正にＭＲＡＣＳを適用する
と、図４に示す様になる。このとき規範モデルは時変プ
ラントの中央値付近に取っても良いし、壁面付着補正補
償器が制御し易い様に取っても良い。尚、ＭＲＡＣＳは
無駄時間を持つプラントにのみ有効なため、付着プラン
トへの入力をｄサイクル遅らせることによって見掛け上
無駄時間を挿入し、仮想プラントとしている（挿入ブロ
ックに「仮想」なる語を付す）。

【００２１】ここで気付くことは、仮想付着補正補償器
と仮想規範モデルが直列に並んでいることである。これ
らは互いに逆伝達関数の関係にあるので、キャンセルす
ることができる。その結果、仮想規範モデルの直後のｚ
^dのブロックと、Ｄ（ｚ^-1）が残るが、ｚ^dは未来値を
出力する伝達関数であり、そのままでは存在できない。
よってＤ（ｚ^-1）をＤ（ｚ^-1）＝ｚ^-dとおくことによ
り、この両者もキャンセルする。通常、Ｄ（ｚ^-1）は、
Ｄ（ｚ^-1）＝１＋ｄ₁ｚ^-1＋・・・＋ｄ_nｚ^-n、の様に
おかれるが、Ｄ（ｚ^-1）＝ｚ^-dとおいても安定性には問
題がない。よって、図４を整理すると、図５の様になる
（これによって適応制御器はレギュレータ問題を扱うこ
ととなってＳＴＲ（セルフチューニングレギュレータ）
に変形する）。ここで適応制御器はパラメータ同定機構
によって同定された係数ベクトルを受け取ってフィード
バック補償器を形成する。但し、この動作自体は公知な
ものであって、例えば「コンピュートロール」Ｎｏ．２
７、『ディジタル適応制御』、２８頁から４１頁に詳述
されているので、説明は省略する。

【００２２】図示した構成についてのシミュレーション
による応答結果を図６に示す。この図より、ＭＲＡＣＳ
のパラメータ同定機構は、前述の構成において正常に動
作していることが分かる。しかし空燃比の挙動には暴れ
が残ってしまっている。これを微視的にみるために、図
７の（ａ）の様な目標吸入燃料量を入力してみると、プ
ラント出力と空燃比は同図（ｂ）（ｃ）の様になる。こ
れから、プラント出力が１サイクル遅れているのが分か
る。仮想プラントとしてプラントに無駄時間が挿入され
ているため、この遅れが原因で、過渡運転時に目標燃料
量とプラントの時間差が１サイクル分生じるため、空燃
比にスパイクが生じることが分かる。そこで、プラント
およびパラメータ同定機構ならびに制御器との間の時間
的な整合をとる必要がある。

【００２３】ここでは、仮想プラントを外から見た場
合、無駄時間ｚ^-dをプラントの前に挿入しても後に挿入
しても等価なので、先ずこれをプラントの後に付けるこ
とにする。そして、プラントの出力ｙ′（ｋ）はプラン
トの直後から取り出し、その後に挿入した無駄時間ｚ^-d
の後からパラメータ同定機構が必要とする仮想プラント
出力ｙ（ｋ）を取り出すことにする。こうすれば入力ｒ
（ｋ）からプラント出力ｙ′（ｋ）の経路に無駄時間が
存在せず、かつパラメータ同定機構は無駄時間の入った
仮想プラント出力ｙ（ｋ）を用いることができる。その
構成を図８に示す。また図９に図８の構成のシミュレー
ション結果を示す。収束後は図９（ｃ）の様に、実吸入
燃料量はほぼ目標燃料量となり、そのときの空燃比も１
４．７付近でフラットに推移している。また先と同じく
同定終了後の微視的応答を同じスケールでみると、図１
０の様になる（破線は比較のための無駄時間対策前の応
答）。これをみても、無駄時間対策後の応答は、同定が
終了すれば非常にフラットな空燃比になっている。よっ
て、適応制御の導入にあたっては、無駄時間を含む時間
的整合をとることが非常に重要であることが分かる。

【００２４】ところで、先に述べた様に燃料噴射量制御
においては、空燃比センサの検出遅れ、センサ出力のＡ
／Ｄ変換タイミングによる遅れ、燃料噴射量の演算によ
る遅れ、演算値を出力するタイミングによる遅れなど種
々の遅れが存在し、しかも、それらは内燃機関の運転状
態によって若しくは燃料噴射量制御装置の状態によって
変化する可能性があるが、この発明の特徴の一つは、無
駄時間を利用することで、その変化に対応しつつ前記し
たプラントとパラメータ同定機構ならびに制御器間の時
間的な整合をとる様にしたことにある。

【００２５】具体的には図８に示した構成を図１１の様
に変形し、プラントとパラメータ同定機構ないしは適応
制御器の間に無駄時間要素を必要に応じて挿入すると共
に、その構成を用いて変化に対応する様にした。以下説
明する。

【００２６】図１１の構成において、パラメータ同定則
について述べると、適応パラメータθハット（ｋ）は、
ランダウなどの手法を用いて、数４の様に表すことがで
きる。数４中の同定誤差信号ｅスター（ｋ）およびゲイ
ン行列Γ（ｋ）は、各々数５および数６で表すことがで
きる。

【００２７】

【数４】

【００２８】

【数５】

【００２９】

【数６】

【００３０】ここで、θハット（ｋ）のベクトルの次数
およびΓ（ｋ）の行列の次数は、仮想プラントの次数お
よび仮想プラントの無駄時間（時間遅れ要素）の次数で
一意に決定される。よって、内燃機関の運転状態により
無駄時間が変化した場合には、パラメータ同定機構で用
いるベクトルおよび行列の次数を変更しなければならな
い。即ち、アルゴリズム自体を変更しなければならな
い。これは、この装置を実現するに当たり、現実的では
ない。

【００３１】そこで、その問題を解決する１つの手法と
して、パラメータ同定機構において演算に用いるベクト
ルおよび行列の次数を無駄時間が最長の場合に合わせて
おき、実際の無駄時間がそれより短くなった場合には、
図１１に想像線で示す如く、プラントの入出力間に存在
する種々の時間遅れに対応できる様に、無駄時間を挿入
する様にした。例えば、高回転域においては、種々の遅
れが燃料噴射制御装置の演算周期に比べて大きくなり、
無駄時間の次数が最大でｄ＝４に達する場合があるとす
る。そのとき、パラメータ同定機構および適応制御器の
構成をｄ＝４に合わせておく。そして、低回転域では演
算周期が長くなるため、相対的に無駄時間が短くなり、
ｄ＝２になるとすると、その場合には図１１における
ｈ，ｉ，ｊをｈ＝２，ｉ＝０，ｊ＝２とすることによ
り、プラント出力の無駄時間をパラメータ同定機構およ
び適応制御器からみて、見掛け上、ｄ＝４にすることが
できる。

【００３２】また、別の解決手法として、パラメータ同
定機構および適応制御器の構成を、無駄時間が最長の場
合よりも短く設定し、図１１に想像線で示す如く、プラ
ントの入出力間に存在する種々の時間遅れに対応できる
様に無駄時間を挿入しても良い。例えば、無駄時間の次
数がｄ＝４のとき、パラメータ同定機構を、プラントの
無駄時間の次数が２である場合に対応した構成にした場
合を考えると、ｈ＝０、ｉ＝２、ｊ＝０とすると、ｕ
（ｋ−２）に対してｙ（ｋ）は無駄時間の次数ｄ＝４を
含むので、両者の無駄時間の差は２となり、無駄時間の
次数を２次に合わせて構成したパラメータ同定機構は、
安定に動作することができる。

【００３３】尚、上記以外の場合において、プラントの
入出力間に存在する種々の時間遅れ、またはその変化に
対応させるために、プラント入力および出力に無駄時間
を適宜挿入することは有効であり、この出願における制
御においては、前述した様にそれを一つの特徴とする。

【００３４】ところで、数４から数６にパラメータ同定
則を示したが、数６中のλ1(k), λ2(k)の選び方によ
り、具体的なパラメータ同定則が決定する。ＭＲＡＣＳ
の代表的な同定則は、固定ゲイン法、漸減ゲイン法（最
小二乗法を含む）、可変ゲイン法（重みつき最小二乗法
を含む）、固定トレース法の４種に大別される。それら
について図４に示した構成に基づき以下の条件でシミュ
レーションを行った。ここで、実機への適用においては
時変プラントが対象となる可能性が高いため、時変プラ
ントを使用した。図１２〜図１５にそのシミュレーショ
ン結果を示す。シミュレーション結果から分かる様に、
固定ゲイン法（図１２）ではプラント出力値が目標値を
中心に激しくハンチングを起こしている。これは、目標
値が変化しているとき（過渡運転時）に特に顕著であ
る。過渡運転時には規範モデル出力と、その目標値であ
るプラント出力値との差が大きくなるので、ＭＲＡＣＳ
のパラメータ同定機構は一度に大幅にパラメータを変え
ようとする。このため、プラントの変化が速すぎるとき
などの場合にはオーバシュートを起こし、ハンチングし
てしまう。それに対し、漸減ゲイン法（図１３）と可変
ゲイン法（図１４）と固定トレース法（図１５）とで
は、目標値である規範モデルに対してプラント出力はき
ちんと追従している。部分的に振動が見られるが、目標
値に収束していることが分かる。この程度の振動は、収
束のためのパラメータを調整すれば、例えばゲイン行列
の数値やＤ（ｚ^-1）を変えることにより、収束スピード
を犠牲にすることなく、抑え込むことが可能である。よ
って、この３つの同定則は収束スピードが固定ゲイン法
に比べて速く、プラントが時変であっても追従可能であ
ることを示している。

【００３５】続いて、筒内実吸入空気量Ｇａｉｒの推定
について説明する。

【００３６】先に述べた様に、筒内実吸入燃料量Ｇｆｕ
ｅｌを正確に求めるためには、吸入空気量を精度良く求
める必要がある。従来より、吸入空気量を直接的に計測
するマスフロー方式、吸気チャンバ内圧力によって間接
的に推定するスピードデンシティ方式などが提案されて
いるが、これらの従来手法は基本的には気筒吸入空気量
と相関の高いパラメータを用いてマッピング（マップ
化）しておき、それを検索して求めるものであるため、
マッピング時に考慮されていなかったパラメータの変化
に対しては全く無力であり、劣化、バラツキ、経年変化
などに対してタフネスがなかった。またマッピングは基
本的には定常状態でしか行うことができず、過渡運転状
態を表現していないため、過渡時の気筒吸入空気量はセ
ッティングに頼る他はなかった。従って、この発明にお
いては、吸気系に各種条件下において吸入空気量の変化
を反映することができる流体力学モデルを適用し、計測
自体は従来通り間接的であるにしても、マッピング、セ
ッティングを廃して精度良く求める様にした。即ち、ス
ロットルをオリフィスとみなし、スロットルまわりの流
体力学モデルを構築してスロットル通過空気量を推定
し、チャンバ充填遅れを考慮して動的に実吸入空気量を
推定する様にした。以下、説明する。

【００３７】先ず、図１６の吸気系モデルに示す様に、
スロットルをオリフィスとみなすと、数７に示すベルヌ
ーイの式、数８に示す連続の式、数９に示す断熱変化の
関係式より、数１０に示す絞り式流量計などで使用され
る圧縮性流体についての流量の計算式を導出でき、単位
時間当たりのスロットル通過空気量Ｇｔｈを求めること
ができる。

【００３８】

【数７】

【００３９】

【数８】

【００４０】

【数９】

【００４１】

【数１０】

【００４２】次いで、気体の状態式に基づく数１１に示
す式からチャンバ内空気量Ｇｂを求める。尚、ここで
「チャンバ」はいわゆるサージタンク相当部位のみなら
ず、スロットル弁下流から吸気ポートに至る間の全ての
部位を意味する。

【００４３】

【数１１】

【００４４】従って、今回充填された空気量の変化分Δ
Ｇｂは、圧力変化分より数１２の式から求めることがで
きる。

【００４５】

【数１２】

【００４６】即ち、定常運転状態であればＧｔｈ＝Ｇａ
ｉｒとなる。他方、過渡状態で例えばスロットル弁が急
に開かれたとき吸入圧力が高くなるのは、空気がチャン
バを充填しているからである。逆に言えば、チャンバ内
を充填した空気量とスロットル弁を通過した空気量とが
分かれば気筒内に流入した空気量も分かることになる。
即ち、チャンバに充填された空気量分は当然ながら気筒
へ吸入されないものとすれば、単位時間ΔＴ当たりの筒
内実吸入空気量Ｇａｉｒは数１３で表すことができ、こ
れによって実吸入空気量の動的な挙動が推定可能とな
る。図１７にこの算出手法によるシミュレーション結果
を示す。

【００４７】

【数１３】

【００４８】上記について実験結果を示す。図１８にテ
スト装置の概略を示す。

【００４９】実験においては、スロットル開度一定と
し、空気量を変化させ、そのときのスロットル上、下流
の圧力を測定し、また同時に空気流量も測定した。テス
トはスロットル上流側に関して１０種のスロットル開度
について行った。そのうちスロットル開度３１．６度に
ついての結果を図１９に示す。図示したものも含めた実
験結果から以下が判明した。（１）スロットル下流の圧力は、スロットルから１Ｄ〜
２Ｄ（Ｄ：スロットル弁の径）で一度落ち込み、３Ｄ〜
４Ｄで回復し、再び下流へ向かうほど緩やかに圧力が下
がっていく（下流の落ち込みは、スロットル弁により流
れの縮流、渦流、剥離が発生するため）。（２）落ち込んだ圧力を測定すると、スロットルの前後
差圧が実際よりも大きくなってしまうので、回復した圧
力値を用いてスロットル通過空気量を算出する必要があ
る。

【００５０】またスロットル上流については、スロット
ル手前で圧力が低下することが判明した。

【００５１】以上から、スロットル下流の圧力Ｐthdown
（数７等の式においてＰ₂）は圧力の回復した位置、即
ち、スロットル弁から約３Ｄ（理想的には３Ｄ〜４Ｄ）
離れた位置で、スロットル上流の圧力Ｐthup（数７等の
式においてＰ₁）はスロットル弁の影響が及ばない位置
で、かつスロットル弁にできるだけ近い位置、即ち、ス
ロットル弁から約１Ｄ（ないしはそれ以上）離れた位置
で測定するのが望ましいことが分かった。尚、スロット
ル下流の圧力はその意味でチャンバ（サージタンク）内
の圧力と等価とみなすことができる。よって、後で述べ
る様にサージタンク内に圧力センサを設け、その検出値
であるサージタンク内の圧力をスロットル下流圧Ｐthdo
wnとしても良い。

【００５２】数１０に示した式において、流量係数αの
みを未知数とし、前記したテストによって流量係数を同
定した。尚、ここで同定は、測定したスロットル前後の
圧力を用い、数１０の式からスロットル通過空気量Ｇｔ
ｈを算出し（初期値は適宜設定）、続いて算出値と実測
値とを比較し、両者が一致する様に流量係数の値を変化
させ、以上を繰り返して行って誤差が最小になる値を流
量係数とする、手法を採った。図２０にその手法によっ
て同定したスロットル開度に対する流量係数の値を示
す。また図２１に同定した流量係数を用いて推定した値
と実測値とを比較して示す（スロットル開度３１．６度
についてのみ示す）。

【００５３】図２２に、以上の手法で求めた流量係数を
使用し、またスロットル弁から下流に４Ｄ、上流に１Ｄ
離れた位置で測定した値を用いてシミュレーションで算
出した値と、実際に測定した値とを対比して示す。尚、
同図に示すのは、スロットル開度を７〜２０度に変化さ
せたときのデータである。またＰb は吸気圧センサ実測
値を、Ｇｔｈはエアフロメータによる実測値を示す。同
図から、この算出手法が実効的であることが見てとれよ
う。

【００５４】尚、数１０において測定値はＰthup
（Ｐ₁）, Ｐthdown（Ｐ₂）, θTHであるので、それら
をマップ化（マッピング）しておいて特に平方根の演算
時間を短縮することとする。それを数１４に示す。尚、
同式でＭはマップデータを示す。

【００５５】

【数１４】

【００５６】次いで、センサの分解能との関係を述べ
る。図２３は縦軸に一定の計測誤差に対する制御誤差
を、横軸にスロットル開度をとった測定データである。
同図から、一定の計測誤差に対しては、低開度となるほ
ど、制御誤差が大きくなることが分かる。従って、セン
サは低開度側ほど計測誤差を少なくするもの、別言すれ
ば低開度側ほど高分解能を有するものであることが望ま
しい。また図２４は縦軸に同様に制御誤差をとると共
に、横軸にスロットル弁前後の圧力比をとった測定デー
タである。これから同様に、吸気圧力センサについても
高負荷側（大気圧側、図に１で示す）に高分解能を備え
るものを使用することが望ましいことが分かる。従っ
て、実機での応用に際してはスロットル開度センサと吸
気圧力センサとは共に、あるいは少なくとも一方は、こ
の様な分解能を備えたものを用いることが望ましい。

【００５７】尚、前記した空気量の測定について幾つか
付言すると、スロットル前後の圧力比が所定値以下の場
合には、流速が音速となっていることから、所定値（例
えば０．５２８）に固定する。また、吸気温センサは算
出精度を向上させる意味で、スロットル弁の上流の近傍
に設ける様にする。また湿度センサを備えて数１０の式
の空気の比重量を補正するのが望ましい。

【００５８】次いで、気筒別の空燃比の検出について説
明する。多気筒内燃機関においてはコストまたは耐久性
上の問題から、一般的には排気系の集合部に１個の空燃
比センサのみを配置している。従って、集合部の空燃比
から各気筒の空燃比を特定する必要がある。そこで、集
合部の空燃比の挙動をモデル化することにより、逆に集
合部の空燃比から数値演算によって各気筒の空燃比を推
定する様にした。

【００５９】先ず、広域空燃比センサの応答遅れを１次
遅れと擬似的にモデル化し、その状態方程式を求め、周
期ΔＴで離散化すると、数１５の様になる。ここで、Ｌ
ＡＦ：広域空燃比センサ出力、Ａ／Ｆ：入力空燃比であ
る。

【００６０】

【数１５】

【００６１】数１５をＺ変換を用いて伝達関数で示せば
数１６の様になる。即ち、図２５に示す如く、数１６の
逆伝達関数を今回（時刻ｋ）のセンサ出力ＬＡＦに乗じ
ることによって前回（時刻ｋ−１）の空燃比を求めるこ
とができる。

【００６２】

【数１６】

【００６３】次いで、上記の如く遅れ補正して求めた空
燃比から各気筒の空燃比を分離抽出する手法について説
明すると、先ず図２６に示す様に内燃機関の排気系をモ
デル化する（これを図１において「ＥＸＭＮＰＬＡＮ
Ｔ」と示した）。尚、このモデル（プラント）ではＦ
（燃料量）を制御量とするため、燃空比Ｆ／Ａを用いて
いる。

【００６４】ここで、集合部の空燃比は発明者達の知見
によれば各気筒の空燃比の時間的な寄与度を考慮した加
重平均として表すことができ、式で示すと、数１７の様
になる。

【００６５】

【数１７】

【００６６】また各気筒の空燃比を漸化式の形式で表す
と、数１８の様になる。

【００６７】

【数１８】

【００６８】入力Ｕ（ｋ）は未知なので、４気筒として
４ＴＤＣごとに空燃比が再現するものとして漸化式を構
成すると、数１９の様になり、よって数２０の如き通常
の状態方程式の問題に帰着する。

【００６９】

【数１９】

【００７０】

【数２０】

【００７１】従って、時間的な寄与度Ｃが分かれば、カ
ルマンフィルタを設計して図２７に示す様なオブザーバ
を構成することにより、各時刻のＸ（ｋ）をＹ（ｋ）よ
り推定することが可能となる。即ち、上記の様な状態方
程式に対し、適当なゲイン行列をとって数２１で示す様
な式のＸハット（ｋ）を考える。

【００７２】

【数２１】

【００７３】ここで、（Ａ−ＫＣ）が安定行列であれ
ば、Ｘハット（ｋ）がＸ（ｋ）となり、Ｘ（ｋ）（各気
筒の空燃比）をＹ（ｋ）（集合部の空燃比）から推定す
ることが可能となる。尚、その詳細は本出願人が先に提
案した技術（特願平３−３５９３４０号、平成３年１２
月２７日出願）に述べてあるので、これ以上の説明は省
略する。

【００７４】以上について、実機に適用した場合につい
て実施例を説明する。

【００７５】

【実施例】図２８はそれを全体的に示す概略図である。
図において、符号１０は４気筒の内燃機関を示してお
り、吸気路１２の先端に配置されたエアクリーナ１４か
ら導入された吸気は、スロットル弁１６でその流量を調
節されつつサージタンク（チャンバ）１８とインテーク
マニホルド２０を経て第１〜第４気筒に流入される。各
気筒の吸気弁（図示せず）の付近にはインジェクタ２２
が設けられて燃料を噴射する。噴射され吸気と一体とな
った混合気は各気筒内で図示しない点火プラグで点火さ
れて燃焼してピストン（図示せず）を駆動する。燃焼後
の排気ガスは排気弁（図示せず）を介してエキゾースト
マニホルド２４に排出され、エキゾーストパイプ２６を
経て三元触媒コンバータ２８で浄化されて機関外に排出
される。

【００７６】また内燃機関１０のディストリビュータ
（図示せず）内にはピストン（図示せず）のクランク角
度位置を検出するクランク角センサ３４が設けられると
共に、スロットル弁１６の開度θTHを検出するスロット
ル開度センサ３６、スロットル弁１６下流の吸気圧力Ｐ
b を絶対圧力で検出する吸気圧センサ３８も設けられ
る。またスロットル弁１６の上流側には、大気圧Ｐa を
検出する大気圧センサ４０、吸入空気の温度を検出する
吸気温センサ４２、吸入空気の湿度を検出する湿度セン
サ４４が設けられる。更に、排気系においてエキゾース
トマニホルド２４の下流側で三元触媒コンバータ２８の
上流側には酸素濃度検出素子からなる広域空燃比センサ
４６が設けられ、排気ガスの空燃比を検出する。これら
センサ３４などの出力は、制御ユニット５０に送られ
る。尚、上記において、スロットル上流側の圧力を検出
する大気圧センサ４０は、スロットル弁１６の配置位置
から１Ｄ（Ｄ：吸気路１２の径）以上離れた位置に配置
すると共に、スロットル下流側の圧力を検出する吸気圧
センサ３８は、スロットル弁１６の配置位置から３Ｄ以
上離れたサージタンク１８内に配置する。また吸気温セ
ンサ４２と湿度センサ４４とはスロットル弁１６に可能
な限り接近して配置する。尚、スロットル開度センサ３
６と吸気圧センサ３８の分解能は、それぞれ０．０１
度、０．１ｍｍＨｇ以上とする。

【００７７】図２９は制御ユニット５０の詳細を示すブ
ロック図である。広域空燃比センサ４６の出力は検出回
路５２に入力され、そこで適宜な線型化処理が行われて
リーンからリッチにわたる広い範囲において排気ガス中
の酸素濃度に比例したリニアな特性からなる空燃比（Ａ
／Ｆ）が検出される。尚、その詳細は先に本出願人が提
案した出願（特願平３−１６９４５６号、平成３年６月
１４日出願）に述べてあるので、これ以上の説明は省略
する。検出回路５２の出力はＡ／Ｄ変換回路５４を介し
てＣＰＵ５６，ＲＯＭ５８，ＲＡＭ６０からなるマイク
ロ・コンピュータ内に取り込まれ、ＲＡＭ６０に格納さ
れる。同様にスロットル開度センサ３６などのアナログ
出力はレベル変換回路６２、マルチプレクサ６４及び第
２のＡ／Ｄ変換回路６６を介して、またクランク角セン
サ３４の出力は波形整形回路６８で波形整形された後、
カウンタ７０で出力値がカウントされ、カウント値はマ
イクロ・コンピュータ内に入力される。マイクロ・コン
ピュータにおいてＣＰＵ５６はＲＯＭ５８に格納された
命令に従って前記の如く適応制御手法に基づいて制御値
を演算し、駆動回路７２を介して各気筒のインジェクタ
２２を駆動する。

【００７８】続いて、図２９の制御装置の動作を図３０
フロー・チャートを参照して説明する。

【００７９】先ずＳ１０においてクランク角センサ３４
が検出した機関回転数Ｎｅを読み込み、Ｓ１２で大気圧
センサ４０などが検出した大気圧Ｐa （前記したスロッ
トル上流圧Ｐthupに同じ）、吸気圧力Ｐb （前記したス
ロットル下流圧Ｐthdownに同じ）、スロットル開度θT
H、空燃比Ａ／Ｆなどを読み込む。

【００８０】次いでＳ１４に進んでクランキングか否か
判断し、否定されるときはＳ１６に進んでフュエルカッ
トか否か判断する。そこでも否定されたときはＳ１８に
進み、機関回転数Ｎｅと吸気圧力Ｐb とからマップを検
索し（図１に示す）、目標筒内吸入燃料量Ｔｉを算出
し、Ｓ２０に進んで基本モードの式によって燃料噴射量
Ｔｏｕｔを算出する。尚、ここで基本モードとは前記し
た適応制御によらない手法であって、従来の公知の手法
によるものを意味する。

【００８１】次いでＳ２２に進み、広域空燃比センサ４
６の活性化が完了したか否か判断し、肯定されるときは
Ｓ２４に進んで先に述べた手法で気筒別空燃比を推定
し、Ｓ２６に進んで実吸入空気量Ｇａｉｒを推定し、Ｓ
２８に進んでそれから筒内実吸入燃料量Ｇｆｕｅｌを推
定し、Ｓ３０に進んで適応制御によって最終燃料噴射量
Ｔｏｕｔを決定し、Ｓ３２に進んで駆動回路７２を介し
て当該気筒のインジェクタ２２に出力する。尚、Ｓ１４
でクランキングと判断されたときはＳ３４，Ｓ３６に進
んで始動モードの制御値を算出すると共に、Ｓ１６でフ
ュエルカットと判断されたときはＳ３８に進んでＴｏｕ
ｔを零とする。またＳ２２でセンサが活性化していない
と判断されるときは直ちにＳ３２にジャンプして基本モ
ードによる制御値でインジェクタを駆動する。

【００８２】上記した構成においては気筒別に空燃比を
推定して筒内実吸入燃料量を精度良く求め、筒内実吸入
燃料量が目標値に一致する様に制御器のパラメータを適
応的に制御したので、精度の良い適応制御を実現するこ
とができる。

【００８３】また、付着プラントとパラメータ同定・調
整機構あるいは適応制御器との間に系の無駄時間（時間
遅れ要素）を介挿する様にしたので、過渡運転時にも目
標燃料吸入量と付着プラントの出力（実吸入燃料量）と
の間に時間差が生じることがなく、目標空燃比に精度良
く収束させることができる。更に、無駄時間の次数を内
燃機関の運転状態や燃料噴射量制御装置の状態に応じて
変化させる様にしたので、一層精度良く目標空燃比に収
束させることができる。

【００８４】また、付着プラントの伝達関数の逆伝達関
数を持つ補償器を付着プラントに直列に接続し、その補
償器を含んで１つの仮想プラントとみなし、その仮想プ
ラントの伝達関数が１（またはその付近の値）以外にな
ったとき、その逆伝達関数を持つ如く適応制御器を動作
させる様にしたので、予め設定する特性が経年変化など
で実際の特性と異なることがあっても良くその変化に追
従して目標値となる様に適応的に制御することができ
る。

【００８５】尚、上記した構成においてこの発明を図１
に関して説明したが、それに限られるものではなく、こ
の発明は図３１に示す様に、実吸入空気量の動的な挙動
を推定するＧａｉｒモデルブロックを設けず、マップ値
に”１４．７”を乗じて実吸入空気量Ｇａｉｒを推定す
る様にした構成にも妥当し、適応制御を行うことによっ
て吸気系の挙動も吸収する、即ち、前記した如く、実吸
入空気量の推定に誤差があっても、それを吸収すること
ができる。更に、この発明は図３２に示す様に、目標値
Ｔｉをマップ化せず、Ｇａｉｒモデルブロックが推定し
た実吸入空気量Ｇａｉｒに”１／１４．７”を乗じて目
標値Ｔｉを決定する様にした構成にも妥当する。

【００８６】更に、上記した構成において、１個の空燃
比センサを用いて各気筒の空燃比を推定し、目標値に制
御する例を示したが、それに限られるものではなく、気
筒ごとに空燃比センサを設けて各気筒の空燃比を直接検
出しても良い。

【００８７】更には、上記した制御を行うために、吸気
系のモデルを立てて実吸入空気量を算出したが、この手
法は開示した制御に限られるものではなく、一般的な燃
料噴射量制御や点火時期制御などにも利用することがで
きる。

【００８８】

【発明の効果】請求項１項は、内燃機関の吸気管に噴射
した燃料の輸送遅れに基づいて燃料輸送遅れ補正を行う
燃料輸送遅れ補正手段を備え、筒内実吸入燃料量が目標
筒内吸入燃料量に一致するように適応的にパラメータを
同定し、そのパラメータに応じて制御器のパラメータを
調整する適応制御器を備えてなる内燃機関の燃料噴射量
制御装置であって、プラントに与える制御入力ｕとパラ
メータ同定・調整機構との間、あるいはプラント出力ｙ
若しくはその推定値とパラメータ同定・調整機構との
間、あるいはプラント出力ｙ若しくはその推定値と前記
適応制御器との間、の少なくともいずれかに、制御入力
ｕの発生時点とプラント出力ｙ若しくはその推定値の発
生時点との時間遅れに対応した時間遅れ要素を挿入する
ように構成すると共に、前記時間遅れ要素の次数を、前
記内燃機関の運転状態若しくは前記燃料噴射量制御装置
の状態によって変化させる如く構成したので、過渡運転
時にも目標燃料吸入量とプラント出力（実吸入燃料量）
との間に時間差が生じることがないことから、目標空燃
比に精度良く収束させることができる。

【００８９】請求項１項の装置は又、前記時間遅れ要素
の次数を、前記内燃機関の運転状態若しくは前記燃料噴
射量制御装置の状態によって変化させるように構成した
ので、過渡運転時にも目標燃料吸入量とプラント出力
（実吸入燃料量）との間に時間差が生じることがなく、
更には運転状態や燃料噴射量制御装置の状態の変化に左
右されることがないことから、目標空燃比に一層精度良
く収束させることができる。

【００９０】請求項２項の装置は、前記パラメータ同定
・調整機構に、漸減ゲイン法、可変ゲイン法および固定
トレース法のうちのいずれかを用いるように構成したの
で、過渡運転時においても目標値にプラント出力を良く
追従させることができる。

【図面の簡単な説明】

【図１】この発明に係る制御装置を全体的に示すブロッ
ク図である。

【図２】図１中の燃料噴射制御を動作的に示すブロック
図である。

【図３】図２中の壁面付着プラントのブロック線図であ
る。

【図４】図２の壁面付着補正にＭＲＡＣＳ（モデル規範
形適応制御）を適用した状態を示すブロック図である。

【図５】図４に示すブロック図を整理した後の状態を示
すブロック図である。

【図６】図５の構成のシミュレーション結果を示すデー
タ図である。

【図７】図６のデータを微視的に検証したシミュレーシ
ョン結果を示すデータ図である。

【図８】図５の構成に無駄時間対策を施した状態を示す
ブロック図である。

【図９】図８の構成のシミュレーション結果を示すデー
タ図である。

【図１０】図９のデータを微視的に検証したシミュレー
ション結果を示すデータ図である。

【図１１】図５の構成に別の無駄時間対策を施した状態
を示すブロック図である。

【図１２】図４の構成において固定ゲイン法について行
ったシミュレーションを示すデータ図である。

【図１３】図４の構成において漸減ゲイン法について行
ったシミュレーションを示すデータ図である。

【図１４】図４の構成において可変ゲイン法について行
ったシミュレーションを示すデータ図である。

【図１５】図４の構成において固定トレース法について
行ったシミュレーションを示すデータ図である。

【図１６】図１に示したＧａｉｒモデルブロックの筒内
実吸入空気量の算出に用いる吸気系のモデルを示す説明
図である。

【図１７】図１６のモデルの筒内実吸気空気量算出のシ
ミュレーション結果を示すデータ図である。

【図１８】図１６のモデルの筒内実吸気空気量算出手法
のテスト装置を示す説明図である。

【図１９】図１８のテスト装置のテスト結果を示すデー
タ図である。

【図２０】図１８テスト装置を用いて行ったスロットル
開度に対するスロットルの流量係数の同定結果を示すデ
ータ図である。

【図２１】図２０の同定結果を用いて求めた推定値と実
測値とを対比的に示すデータ図である。

【図２２】図１６に示したモデルに基づいてシミュレー
ションで求めた値と実測値とを対比的に示すデータ図で
ある。

【図２３】制御誤差とスロットル開度の関係を示すデー
タ図である。

【図２４】制御誤差とスロットル弁前後の圧力比の関係
を示すデータ図である。

【図２５】空燃比センサの検出遅れをモデル化し、真の
空燃比を推定する推定器のブロック線図である。

【図２６】図１のＥＸＭＮＰＬＡＮＴを示すブロック
線図である。

【図２７】図２６の構成にオブザーバを組み込んだ構成
を示すブロック図である。

【図２８】図１の構成を実機に適用した状態を示す、内
燃機関の燃料噴射量制御装置を全体的に示す概略図であ
る。

【図２９】図２８の制御ユニットの構成を示すブロック
図である。

【図３０】図２９の制御ユニットの動作を示すフロー・
チャートである。

【図３１】この発明の別の構成例を示す図１と同様のブ
ロック図である。

【図３２】この発明の更に別の構成例を示す図１と同様
のブロック図である。

【符号の説明】

１０内燃機関１２吸気路１６スロットル弁１８サージタンク２０インテークマニホルド２２インジェクタ２４エキゾーストマニホルド２６エキゾーストパイプ３６スロットル開度センサ３８吸気圧センサ４０大気圧センサ４２吸気温センサ４４湿度センサ４６広域空燃比センサ５０制御ユニット

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者小森谷勲埼玉県和光市中央１丁目４番１号株式会社本田技術研究所内 (72)発明者廣田俊明埼玉県和光市中央１丁目４番１号株式会社本田技術研究所内 (56)参考文献特開平４−187844（ＪＰ，Ａ) 特開昭60−36748（ＪＰ，Ａ) 特開平３−42703（ＪＰ，Ａ) 特開平１−211648（ＪＰ，Ａ) 特開平４−187843（ＪＰ，Ａ) 特開平４−128523（ＪＰ，Ａ)

Claims

(57)【特許請求の範囲】

【請求項１】内燃機関の吸気管に噴射した燃料の輸送
遅れに基づいて燃料輸送遅れ補正を行う燃料輸送遅れ補
正手段を備え、筒内実吸入燃料量が目標筒内吸入燃料量
に一致するように適応的にパラメータを同定し、そのパ
ラメータに応じて制御器のパラメータを調整する適応制
御器を備えてなる内燃機関の燃料噴射量制御装置であっ
て、プラントに与える制御入力ｕとパラメータ同定・調
整機構との間、あるいはプラント出力ｙ若しくはその推
定値とパラメータ同定・調整機構との間、あるいはプラ
ント出力ｙ若しくはその推定値と前記適応制御器との
間、の少なくともいずれかに、制御入力ｕの発生時点と
プラント出力ｙ若しくはその推定値の発生時点との時間
遅れに対応した時間遅れ要素を挿入するように構成する
と共に、前記時間遅れ要素の次数を、前記内燃機関の運
転状態若しくは前記燃料噴射量制御装置の状態によって
変化させることを特徴とする内燃機関の燃料噴射量制御
装置。
【請求項２】前記パラメータ同定・調整機構に、漸減
ゲイン法、可変ゲイン法および固定トレース法のうちの
いずれかを用いることを特徴とする請求項１項記載の内
燃機関の燃料噴射量制御装置。