JP2759991B2 - 内燃機関の燃料噴射量制御装置 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 ［産業上の利用分野］ 本発明は、内燃機関のシリンダ内に流入する燃料の挙
動を表す物理モデルに則って、該内燃機関に供給すべき
燃料量を制御する内燃機関の燃料噴射量制御装置に関す
る。

［従来の技術］ 従来より、内燃機関に供給される燃料混合気の空燃比
が目標空燃比になるように燃料噴射弁からの燃料噴射量
を制御する燃料噴射量制御装置の一つとして、例えば特
開昭59−196930号公報に記載のごとく、内燃機関の回転
速度と吸入空気量とから求められる基本燃料噴射量を補
正する補正値を制御入力、空燃比センサを用いて検出さ
れる空燃比の実測値を制御出力とし、該制御入力と制御
出力との間に線形な近似が成り立つものとして同定を行
い、内燃機関の動的な振舞いを記述する数式モデルを求
め、これに基づき設計された制御則により燃料噴射量を
制御する、いわゆる線形制御理論に基づく制御装置が知
られている。

［発明が解決しようとする課題］ しかし、前記制御入力と制御出力との関係は本来非線
形であり、前記のように単に線形近似により数式モデル
を求めたのでは内燃機関の動的な振舞いを極めて狭い運
転条件下でしか記述することができず、制御を良好に行
うには、例えば特開昭59−7751号公報に記載のごとく、
線形近似が成り立つとみなし得る複数の運転領域毎に数
式モデルを設定し、これに基づき各運転領域毎に制御則
を決定しなければならなかった。このため従来では、制
御則を内燃機関の各運転領域毎に切り替えなければなら
ず、制御が煩雑になるといった問題があった。また各運
転領域の境界点では制御則の切り替えのために制御が不
安定になるといった問題もある。

そこで本願出願人は、特願昭62−189889号，特願昭62
−189891号等により、内燃機関における燃料挙動を記述
した物理モデルに基づき、非線形補償された制御則を決
定することで、前記のように制御則を切り替えることな
く（すなわち、一つの制御則で）燃料噴射制御を実行で
きる燃料噴射量制御装置を提案した。

しかし、前記物理モデル化した内燃機関における燃料
挙動は、現実には不変のものではなく、モデル化に際し
てはそのパラメータを変動させる必要がある。特に、内
燃機関の運転時間が長時間にわたる場合には、その吸気
管壁面にデポジットが付着し、これにより燃料噴射弁か
ら噴射供給された燃料量のうち吸気管壁面に付着する付
着燃料量が増加することが判明した。

こうした変動に伴う制御量誤差は、より簡単には制御
則を周知のサーボ系に拡大し、積分動作によって補償す
ることができる。しかし、この方法に基づき積分補償の
割合を大きく設定すると、制御系の応答性が低下する弊
害が発生することが明白である。従って、応答性を低下
させることなく燃料量の制御性を向上させるため、変動
するモデルパラメータをより正確に捉える技術が強く望
まれていた。

そこで、本発明は、内燃機関の燃料挙動を記述した物
理モデルに基づき構築された一つの制御則により内燃機
関の燃料噴射制御を行う装置において、内燃機関の燃料
挙動の経時的変化をモデルパラメータに正確に反映さ
せ、その経時変化を補償し、制御性をより向上した内燃
機関の燃料噴射量制御装置を提供することを目的として
いる。

［問題点を解決するための手段］ 前記目的を達するためになされた本発明の構成は、第
１図に示すごとく、 内燃機関EGの吸気管M1壁面に付着する付着燃料量fw及
び該吸気管M1内で蒸発する蒸発燃料量fvを状態変数と
し、燃料噴射弁M8からの燃料噴射量ｑ、前記内燃機関EG
の回転速度ω、前記吸気管M1壁面に付着した燃料の単位
時間当たりの蒸発量Vf、シリンダM2内に流入した燃料混
合気の燃料と空気との比を表す空燃比λ、シリンダM2内
に流入する空気量ｍ及び前記燃料噴射量ｑの前記吸気管
M1壁面への付着割合の変動量を表す燃料付着変動量α７
に基づいて前記内燃機関EGのシリンダM2内に流入する燃
料の挙動を記述する下記の（イ）式および（ロ）式また
は（ハ）式 （但し、ｋは吸気行程におけるｋ番目のサイクル、α２
〜α６は定数を表す。） で表される物理モデルに則って、前記燃料噴射量ｑを制
御する内燃機関の燃料噴射量制御装置であって、 該内燃機関EGの運転状態に基づいて前記回転速度ω、
前記蒸発量Vf、前記空気量ｍ及び前記空燃比λを検出す
る運転状態検出手段M3と、 該運転状態検出手段M3により検出された前記蒸発量Vf
を該運転状態検出手段M3により検出された前記回転速度
ωで除算する除算手段M4と、 前記運転状態検出手段M3により検出された空気量ｍ及
び空燃比λと前記燃料噴射量ｑとに基づき、前記燃料付
着変動量α７を算出する付着変動量算出手段M5と、 前記燃料噴射量ｑ、前記除算手段M4の演算結果Vf/
ω、前記運転状態検出手段M3により検出された空燃比λ
並びに空気量ｍ及び前記付着変動量算出手段M5により算
出された燃料付着変動量α７に基づき、前記物理モデル
に従って前記付着燃料量fw及び蒸発燃料量fvを推定する
推定手段M6と、 前記物理モデルに基づき設定された q(k)=f1・fw(k)+f2・fv(k)+f3・m(k)λr+f4・Vf(k)/ω(k) ＋f5・α７・ｑ（ｋ−１）……（ニ） （但し、ｋは吸気行程におけるｋ番目のサイクル、f1〜
f5は定数を表す。） なる演算式（ニ）を使用して、前記推定手段M6により推
定された付着燃料量fw並びに蒸発燃料量fv、前記運転状
態検出手段M3で検出された空気量ｍと目標燃空比λｒと
の積λrm、前記除算手段M4の演算結果Vf/ω及び前記付
着変動量算出手段M5により算出された燃料付着変動量α
７に基づき、前記燃料噴射量ｑを算出する燃料噴射量算
出手段M7と、 を備えたことを特徴とする内燃機関の燃料噴射量制御装
置をその要旨としている。

［作用］ 以下、本発明の作用について詳述する。

本発明における運転状態検出手段M3とは、内燃機関EG
の回転速度ω、吸気管M1壁面に付着した燃料の蒸発量V
f、前記シリンダM2内に流入する空気量ｍ及び空燃比λ
を検出する作用をなすものである。その構成は、これら
の物理量を直接的に検出するものに限らず、他の物理量
を検出して目的とする物理量を推定する構成でもよい。

例えば、内燃機関EGの回転速度ωは従来同様の回転数
センサ（エンコーダなど）により直接検出することがで
きる。一方、吸気管M1の壁面からの燃料の蒸発量Vfは、
直接検出することが困難である。そこで、その物理量の
特性を利用し、例えば吸気管M1内の燃料の飽和蒸気圧Ps
と吸気管M1内部の圧力（吸気管圧力）Ｐとの関数として
蒸発量Vfを間接的に求めてもよい。

また、燃料の飽和蒸気圧Psもセンサにより直接検出す
ることは難しいが、これは吸気管壁面への付着燃料温度
Ｔの関数であり、付着燃料温度Ｔは更に内燃機関EGのウ
ォータジャケット水温あるいは吸気ポート付近のシリン
ダヘッド温度によって代表させることができる。従っ
て、簡単な温度センサによりウォータジャケット水温或
はシリンダヘッド温度を検出し、その検出結果Ｔ（゜
K）をパラメータとする例えば次式（１）に示すごとき
演算式を用いて、飽和蒸気圧Psを求めることができる。

Ps＝β１・T²−β２・Ｔ＋β３ …（１） （但し、β1,β2,β3:定数） このため、吸気管壁面からの燃料の蒸発量Vfの検出
は、ウォータジャケット水温或はシリンダヘッド温度を
検出する温度センサからの検出信号に基づき飽和蒸気圧
Psを求めると共に、周知の吸気圧センサを用いて吸気管
圧力Ｐを検出し、これら各値Ps及びＰをパラメータとす
るデータマップ或は演算式を用いて蒸発量Vfを検出する
ようすればよい。より簡略的な、燃料蒸発量Vfは飽和蒸
気圧Psによって大きく変化する特性を示すため、この飽
和蒸気圧Psをパラメータとする次式（１）′ Vf＝β４・Ps …（１）′ （但し、β4:定数） を用いて近似的に求めるようにしてもよい。

また、シリンダM2内に流入する空気量ｍは、例えば吸
気管圧力Ｐと吸気温度Tiと内燃機関M2の回転速度ωとを
パラメータとする次式（２） ｍ＝｛βｘ（ω）・Ｐ−βｙ（ω）｝/Ti …（２） により容易に算出することができる。このため空気量ｍ
は、吸気管圧力Ｐ及び吸気温度Tiを周知の吸気圧センサ
及び吸気温センサにより検出し、その検出結果と前記回
転速度センサによる検出結果とに基づき上式（２）を用
いて算出することで推定することができる。また、吸気
管圧力Ｐと回転速度ωとをパラメータとするマップによ
り基本空気量ｍを求め、その算出結果を吸気温度Tiによ
って補正することで空気量ｍを検出することもできる。
その他、スロットルバルブ上流に周知のエアフロメータ
を設けて吸気管M1内に流入する空気量を検出し、その検
出結果に基づき吸気行程時にシリンダM2内に流入する空
気量ｍを推定するようにしてもよい。

また、空燃比λを検出するものとしては、回転電解質
を用いた公知の酸素センサなどを利用できる。なお、本
発明では検出した混合気の空燃比λを、後述のごとく付
着変動量算出手段M5にて利用して燃料付着変動量α７の
算出に供している。従って、付着変動量算出手段M5にお
いて必要な精度で空燃比λを検出するものであればよ
く、例えば理論空燃比よりリーンまたはリッチどちらに
偏っているのか二値的な検出精度のものであってもよ
い。

次に、除算手段M4及び付着変動量算出手段M5の作用を
説明するため、本発明の物理モデルの構築と、その物理
モデルが現実の内燃機関EGの燃料系の挙動を正確に記述
していることを説明する。

まず、内燃機関EGのシリンダM2内に流入する燃料量fc
は、燃料噴射量算出手段M7により吸気管M1内に噴射供給
された燃料噴射量ｑと、吸気管M1壁面への付着燃料量fw
と、吸気管M1内部での蒸発燃料量fvとを用いて次式
（３）のように記述することができる。

fc＝α１・ｑ＋α２・fw＋α３・fv …（３） すなわち、前記燃料量fcは、噴射供給された燃料のう
ち直接的に流入する直接流入量α１・ｑと、その噴射燃
料が付着した吸気管M1からの間接流入量α２・fwと、噴
射燃料或は壁面付着燃料の蒸発により吸気管M1内部に存
在する蒸発燃料の流入量α３・fvとの総和であると考え
られることから、上式（３）のようにシリンダM2内に流
入する燃料量fcを記述することができるのである。

上式（３）において、燃料噴射量ｑは以前の燃料噴射
制御量によって既知である。従って、その他の変数であ
る吸気管M1壁面への付着燃料量fw及び吸気管M1内での蒸
発燃料量fvを知ることができれば、目的とする燃料量fc
を予測することができる。

そこで、この前記付着燃料量fw及び蒸発燃料量fvにつ
いて次に考察する。

まず、吸気管M1壁面への付着燃料量fwは、次のような
各種要因の平衡によって定まる量であることは容易に理
解できる。すなわち、吸気行程時のシリンダM2内への流
入によって吸気サイクル毎にその一部α２が減少するほ
か、吸気管M1内部への蒸発によって減少する。一方、吸
気サイクルと同期して燃料噴射弁M8より噴射供給された
燃料噴射量ｑの一部α４が付着し、増加する。また、吸
気行程毎の燃料蒸発量はα５・Vf/ωとして表すことが
できる。このため、吸気管M1壁面への付着燃料量fwは、
次式（４）に示すごとく記述できる。

fw（ｋ＋１）＝（１−α２）・fw（ｋ）＋α４・ｑ（ｋ） −α５・Vf（ｋ）／ω（ｋ） …（４） （但し、k:吸気サイクル） 一方、吸気管M1内部での蒸発燃料量fvは、次のように
数式化することができる。蒸発燃料量fvは、吸気行程時
のシリンダM2内への流入によって吸気サイクル毎にその
一部α３が減少する。他方、燃料噴射量ｑの一部α６が
蒸発することによって増加し、更に前記付着燃料の燃料
蒸発によって増加する。このため、吸気管M1内の蒸発燃
料量fvは次式（５）に示すごとく記述できる。

fv（ｋ＋１）＝（１−α３）・fv（ｋ）＋α６・ｑ（ｋ） ＋α５・Vf（ｋ）／ω（ｋ） …（５） また、内燃機関EGのシリンダM2内に吸入された燃料量
fc（ｋ）は、排気中の酸素濃度に基づき検出可能な燃空
比λ（ｋ）と、シリンダM2内に流入した空気量ｍ（ｋ）
とから、次式（６）のように記述できる。

fc（ｋ）＝λ（ｋ）・ｍ（ｋ） …（６） 従って前記各式のパラメータα２〜α６を周知の同定
法によって決定すれば、次式（７）及び（８）に示すご
とく、内燃機関M2の吸気サイクルをサンプリング周期と
して離散系で表現された、吸気管壁面への付着燃料量と
蒸発燃料量とを状態変数とする状態方程式（７）及び出
力方程式（８）を得ることができ、これによって内燃機
関での燃料挙動を表す物理モデルが定まる。

このような物理モデルでは、Vf/ωの項によって非線
形補償されるため、各モデルパラメータα２〜α６を定
めることで、燃料挙動を内燃機関の全運転領域でほぼ正
確に記述することができる。

すなわち、本発明の構成要件の１つである除算手段M4
は、このような物理モデルの非線形補償の作用をなすの
である。

更に、上記物理モデルを現実の燃料系挙動と対比する
ことにより、以下のように付着変動量算出手段M5の作用
が明らかとなる。

すなわち、上記物理モデルの構築の前提となった付着
燃料量fwを記述する上式（４）によれば、付着燃料量fw
は内燃機関EGの使用期間に無関係の物理量となっている
が、実際に長時間使用された内燃機関EGを実験し、また
同定を行った結果、付着燃料量fwは経時変化とすること
が明らかとなった。これは、内燃機関EGの吸気管M1にデ
ポジットが付着するためであると考えられる。

そこで、本発明では、この壁面付着率の経時変化を反
映させ、しかもその解法を容易とするために、上式
（４）を次式（４）′のごとく変更し、壁面付着率の変
化を外乱項（α７・ｑ（ｋ））として表現する。

fw（ｋ＋１）＝（１−α２）・fw（ｋ）＋α４・ｑ（ｋ） −α５・Vf（ｋ）／ω（ｋ）＋α７・ｑ（ｋ） …（４）′ （但し、k:吸気サイクル） 従って、上式（４）′を前提に物理モデルを構築する
ならば、前述の式（７）及び（８）は、次式（７）′及
び（８）′のごとく、変形され、これに基づき制御則が
決定されている。

なお、前記（７）′及び（８）′の両式に燃料付着率
の変動量を表すα７が含まれているが、状態方程式
（７）′に燃料付着変動量α７を導入するのみでも状態
変数の推定精度を向上させることができるため、出力方
程式中における状態変数fw（ｋ）の推定精度は相当に向
上することが明らかである。従って、前記（８）′式に
おけるα７の部分を「０」として物理モデルを構築して
も発明の目的を達成することができ、その場合には
（８）′式に代えて下記の（８）″式 が用いられる。

上記のように、燃料付着変動量α７を導入することで
物理モデルの精度が向上する。しかし、その燃料付着変
動量α７は、内燃機関EGの吸気管M1に付着したデポジッ
トに起因するものであり、内燃機関EGの個体差が歴然と
現れる。すなわち、燃料付着変動量α７は、個体差の大
きなパラメータであることから、理論的あるいは実験的
により画一的に定めることは困難であり、個体毎に実測
することが必要である。

本発明の付着変動量算出手段M5は、この燃料付着変動
量α７を実測するために設けられたものであり、運転状
態検出手段M3により検出された空気量ｍ、空燃比λ及び
燃料噴射弁M8から噴射した噴射燃料量ｑより、燃料付着
変動量α７を算出する作用をなすのである。燃料付着変
動量α７とは、噴射供給した燃料が吸気管M1壁面に付着
する割合を示す値であるから、吸気管M1壁面に付着して
いる燃料量を測定することにより燃料付着変動量α７を
推定することができる。そこで、付着変動量算出手段M5
は、上記のごとく吸気管M1内に供給された噴射燃料量ｑ
と空気量ｍ、そしてその噴射燃料量ｑと空気量ｍのうち
シリンダM2内に導入された量を反映する空燃比λとを判
断の材料とし、燃料付着変動量α７を算出するのであ
る。

この付着変動量算出手段M5の作用を理解容易とするた
めに、具体的な構成の一例を挙げて説明する。例えば、
付着変動量算出手段M5は、内燃機関EGが高負荷運転中に
あり空燃比をリッチとする程の過濃な燃料混合気を供給
している時点、すなわち吸気管M1の壁面に燃料が飽和状
態にまで付着している時点を測定の開始時刻として検出
し、この開始時刻より急激に供給燃料量を減少させると
共に経過時間の測定を開始する。この処理により、内燃
機関EGのシリンダM2に流入する燃料量が減少して排気中
の残存酸素濃度は急激に増加すべきであるが、現実には
吸気管M1に付着した燃料が気化してシリンダM2内に流入
するため残存酸素濃度の急激な変化が観測されるまでに
は相当の遅れ時間が存在する。従って、計時を開始した
時刻から残存酸素濃度に急激な変化が観測されるまでの
遅れ時間を測定することで、極めて正確に吸気管M1に付
着した燃料量、すなわち燃料付着変動量α７を算出する
ことができる。

なお、付着変動量算出手段M5の作用は、以上詳述した
ごとく燃料付着変動量α７の算出を行うことであり、そ
の構成は上記した一例に限定されるものではない。

また、推定手段M6とは、上述の状態変数fw及びfvを推
定する使用をなすものである。上述したように付着燃料
量fw及び蒸発燃料量fvは、回転速度ωのようにセンサを
用いて直接検出できず、また燃料の蒸発量Vfや空気量ｍ
のようにセンサによる検出結果をパラメータとする演算
式等を用いて間接的に検出することもできない。そこ
で、本発明ではこの推定手段M6を用いて推定するのであ
る。そしてこの推定手段M6としては、前記（７）′及び
（８）′式または（８）″式に基づきオブザーバとして
構成してもよく、前記（７）′式を用いて状態変数を算
出するよう構成してもよい。

なお、推定手段M6をオブザーバとして構成する場合に
は、古田勝久他著「基礎システム理論」（昭和53年）コ
ロナ社、或は古田勝久他著「メカニカルシステム制御」
（昭和59年）オーム社等に詳解されている種々の設計法
を用いることにより、最少次元オブザーバ（Minimal Or
der Observer）、同一次元オブザーバ（Identity Obser
ver）、 有限整定オブザーバ（Dead Beat Observer）、線形関
数オブザーバ（Linear Function Observer）、適応オブ
ザーバ（Adaptive Observer）等の種々のオブザーバを
構成することができる。

次に、燃料噴射量算出手段M7は、上式（７）′及び
（８）′または（８）″で記述された物理モデルに基づ
き予め設定された下記演算式（36） q(k)=f1・fw(k)+f2・fv(k)+f3・m(k)λr+f4・Vf(k)/ω(k) ＋f5・α７・ｑ（ｋ−１） …（36） （但し、ｋは吸気行程におけるｋ番目のサイクル、f1〜
f5は定数を表す。） を使用して、推定手段M6により推定された付着燃料量fw
並びに蒸発燃料量fv、運転状態検出手段M3で検出された
空気量ｍと目標燃空比λｒとの積（すなわちシリンダM2
内流入させる目標燃料量）λrm、除算手段M4の演算結果
Vf/ω及び付着変動量算出手段M5により算出された燃料
付着変動量α７に基づき、燃料噴射量ｑを算出する。

この式（36）で記述される制御則の設計方法について
詳述する。なお、この種の制御則の設計方法としては、
例えば、古田勝久著「実システムのデジタル制御」シス
テムと制御,Vol.28,ωo.12（1984年）計測自動制御学会
等に詳しいので、ここでは簡単に説明する。

既に説明したように、前記制御則では（７）′及び
（８）′または（８）″式に示す物理モデルに基づき設
計されているが、説明を簡明にするために（７）′及び
（８）′式を用いた場合を例にして説明し、（８）″式
を用いる場合の説明は省略する。

この（７）′及び（８）′式で記述される物理モデル
は非線形であるので、線形制御理論を適用するために、
まず前記モデルを線形近似する。

前記（７）′，（８）′式において、 とおくと、（７）′，（８）′式は で表すことができる。

ここで、 で定常となるとき、 とすると、上式（17）及び（18）は次式（19）、（20）
に示すごとくなる。

上式（17）〜（20）より、 次に、上式（21），（22）において、 とおくと、（21），（22）式は次式（26）（27）のごと
くなる。

この（26）及び（27）において、Ｘ（ｋ）→０とすれ
ば、Ｙ（ｋ）＝０となり、 であれば、 となる。従って、上式（26）の最適レギュレータを設計
すればよい。すなわち、離散型リカッチ方程式を解くこ
とで、最適制御は次式（28）のごとく求まる。

また、この（28）式は、前記（23）及び（24）式より
次式（29）のごとくなる。

従って、前記（19）及び（20）式において、 が について解ければ上式（29）が確定し、 を求めることができるようになる。

本実施例の場合、上式（30）は前述の（10）〜（16）
式より、次式（31）のごとくなり、 （すなわちfwr、fvr、qr）が夫々次式（32）〜（34）の
ごとく求まる。

fwr＝β11・Vf（ｋ）／ω（ｋ）＋β12・｛λｒ・ｍ
（ｋ） −（１−α４−α６）ｑ（ｋ）＋α７・ｑ（ｋ）｝ …（32） fvr＝β21・Vf（ｋ）／ω（ｋ）＋β22・｛λｒ・ｍ
（ｋ） −（１−α４−α６）ｑ（ｋ）＋α７・ｑ（ｋ）｝ …（33） qr＝β21・Vf（ｋ）／ω（ｋ）＋β23・｛λｒ・ｍ
（ｋ） −（１−α４−α６）ｑ（ｋ）＋α７・ｑ（ｋ）｝ …（34） （但し、β11〜β22は定数） このため、これら各式（32），（33），（34）式を前
記（29）式に代入することによって、制御入力 すなわちｑ（ｋ）を求めるための演算式が次式（35）の
ごとく求まる。

q(k)＝γ１・fw(k)＋γ２・fv(k)＋γ３・ｍ(k)λγ ＋γ４・Vf(k)／ω(k) …（35） しかし、このように求めた場合には前記（32）〜（3
4）式においてα７・ｑ（ｋ）の項があるため、モデル
パラメータα４の変動に応じて、前記演算式（35）の係
数Y1〜Y4を変更する必要がある。しかし、燃料噴射量ｑ
が内燃機関EGの１サイクルの間で大きく変動することは
ないので、前記α７・ｑ（ｋ）の項を挙α７・ｑ（ｋ−
１）とし、前記と同様の手法でｑ（ｋ）を求めるための
演算式を次式（36）のごとく設定できる。

ｑ（ｋ）＝f1・fw（ｋ）＋f2・fv（ｋ）＋f3・ｍ（ｋ）
λｒ ＋f4・Vf（ｋ）／ω（ｋ）＋f5・α７・ｑ（ｋ−１） …（36） 以上説明したように、本発明の燃料噴射量制御装置
は、付着変動量算出手段M5の作用により内燃機関EGの経
時変化による燃料系挙動が極めて正確に物理モデル化さ
れ、その物理モデルに応じて燃料系の状態推定が高精度
に実行される。そして、燃料噴射量算出手段M7が、この
正確な状態変数の情報に基づき燃料噴射量ｑ（ｎ）を算
出する。このため、内燃機関EGの経時変化に伴う吸気管
M1への燃料付着量の変化に伴う制御量誤差は完全に補償
され、燃料噴射制御精度をより向上することが可能とな
る。

以下、本発明をより具体的に説明するために、本発明
の一実施例を図面を参照しつつ説明する。

［実施例］ 第２図は、本発明の一実施例である燃料噴射量制御装
置を搭載する内臓機関システムを、内燃機関２及びその
周辺装置を中心として記述した概略構成図である。

図示するように、吸気管４はエアクリーナ６を介して
清浄化した空気を吸入する。また、吸気管４には、吸気
量を制御するためのスロットルバルブ８、吸気の脈動を
抑えるためのサージタンク10、その内部の圧力（吸気管
圧力）Ｐを検出する吸気圧センサ12、及び吸気温度Tiを
検出する吸気温センサ14が備えられている。

一方、排気管16には、空燃比を検出する空燃比センサ
17及びその排気を浄化するための三元触媒コンバータ18
が備えられている。なお、本実施例で用いている空燃比
センサ17とは、排気中の残存酸素濃度を検出して内燃機
関２で燃焼された混合気の空燃比を判別し、その空燃比
の判別結果を略理論空燃比を境界としたリッチ信号また
はリーン信号の二値信号として出力するものである。

更に、内燃機関２には、その運転状態をより精密に検
出するためのセンサとして、前記吸気圧センサ12、吸気
温センサ14及び空燃比センサ17のほかに、ディストリビ
ュータ20の回転から内燃機関２の回転速度ωを検出する
ための回転速度センサ22、同じくディストリビュータ20
の回転から内燃機関２への燃料噴射タイミングｔを検出
するためのクランク角センサ24、及び内燃機関２のウォ
ータジャケットに取り付けられ、冷却水温Ｔを検出する
水温センサ26が備えられている。なお、ディストリビュ
ータ20は、イグナイタ28からの高電圧を、所定の点火タ
イミングで点火プラグ29に印加するためのものである。

前記各センサからの検出信号は、マイクロコンピュー
タを中心とする論理演算回路として構成された電子制御
回路30に出力され、燃料噴射弁32を駆動して燃料噴射弁
32からの燃料噴射量を制御するのに用いられる。

すなわち、電子制御回路30は予め設定された制御プロ
グラムに従って燃料噴射量制御のための演算処理を実行
するCPU40、該CPU40で演算処理を実行するのに必要な制
御プログラムや初期データが予め記録されたROM42、同
じくCPU40で演算処理を実行するのに用いられるデータ
が一時的に読み書きされるRAM44、前記各センサからの
検出信号を入力するための入力ポート46、及びCPU40で
の演算結果に応じて燃料噴射弁32に駆動信号を出力する
ための出力ポート48等から構成され、内燃機関２のシリ
ンダ2a内に流入する燃料混合気の燃空比λが予め設定さ
れた目標燃空比λｒになるように燃料噴射弁32からの燃
料噴射量ｑを制御する。

次に本実施例の燃料噴射制御のための制御則を第３図
に示すブロックダイヤグラムに基づいて説明する。

第３図は、本実施例の燃料噴射量制御装置におけるソ
フト的な制御則を示す図であって、そのハード的な構成
は第２図に前述した通りである。すなわち、本第３図に
示される制御系は、第２図に示したCPU40が第４図及び
第５図のフローチャートに示した一連のプログラムを実
行することにより具現化されるのである。

なお、本第３図に示す実施例の制御則は、内燃機関２
の経時変化を代表する燃料付着変動量α７の外乱項を含
めた形で構築された前述の（７）′，（８）′式に示す
物理モデルに基づき設計された（36）式に相当する。

第３図に示すように、本実施例では、まず吸気圧セン
サ12で検出された吸気管圧力Ｐ及び水温センサ26で検出
された冷却水温Ｔが第１演算部P1に入力される。第１演
算部P1では、その入力された冷却水温Ｔを前述の（１）
式のごとき演算式に用いて吸気管４内での燃料の飽和蒸
気圧Psに変換し、その変換した飽和蒸気圧Psと吸気管圧
力Ｐとから吸気管４の壁面に付着した燃料の蒸発量Vfを
算出する。そして、その変換された蒸発量Vfは除算部P2
に入力され、前記回転速度センサ22を用いて検出された
内燃機関２の回転速度ωによって除算される。更に、そ
の除算結果Vf/ωは係数f4乗算部P3に入力され、予め設
定された係数f4が乗算される。

また、吸気管圧力Ｐ及び回転速度ωは、吸気温センサ
14により検出された吸気温Tiと共に第２演算部P4にも入
力される。第２演算部P4は、上述の（２）式のごとき演
算式を用いて、前記入力された回転速度ωと吸気管圧力
Ｐと吸気温度Tiとからシリンダ2a内に流入する空気量ｍ
を算出するためのもので、その算出結果は第１乗算部P5
に出力される。この第１乗算部P5では、前記算出された
空気量ｍと予め設定された目標燃空比λｒとを乗算し、
これによってシリンダ2a内に流入すべき燃料量（目標燃
料量）λｒ・ｍを算出する。そしてこの目標燃料量λｒ
・ｍは係数f3乗算部P6に入力され、予め設定された係数
f3が乗算される。

一方、空燃比センサ17の出力O2は、後述するフローチ
ャート（第５図）に従って所定条件が成立したとき、次
のような制御系での処理に供される。まず、その出力O2
が反転するまでの時間を計時する時間演算部P7に入力さ
れ、内燃機関２の空燃比がリッチ状態からリーン状態に
変化するまでの時間が計測される。その計時結果は、比
較部P8に入力されて予め定められた時間△T1との大小が
比較され、計時結果が比較の基準となる時間△T1より大
きいときに次段の加算部P9にその旨を示す信号が出力さ
れる。加算部P9では、比較部P8からの信号を入力する
と、記憶部P10に記憶されている燃料付着変動量α７に
所定値βを加算した値を新たな燃料付着変動量α７とし
て第２乗算部P11に出力すると共に記憶部P10の記憶内容
である燃料付着変動量α７を更新する。そして、第２乗
算部P11では、入力された燃料付着変動量α７に後述す
る一次遅延部P14の出力である前回の燃料噴射量ｑ（ｋ
−１）を乗算する。更に、その結果α７・ｑ（ｋ−１）
を入力するf5乗算部P12により定数f5が乗算される。

この出力O2を処理した結果である第２乗算部P11の出
力及び前記除算部P2の除算結果Vf/ωは、状態変数推定
部P13にも入力される。状態変数推定部P13は、この他に
一次遅延部P14を介して入力される燃料噴射弁32から噴
射した噴射燃料量ｑ（ｋ−１）を入力しており、これら
入力した各変数と当該状態変数推定部P13で前回推定し
た状態変数量ｗ（ｋ−１）及びｖ（ｋ−１）と予め
設定された演算式（本実施例では前述の（７）′式）と
を用いて、燃料噴射弁32からの次回の燃料噴射量得ｑ
（ｋ）を算出するための状態変数量、すなわち、付着燃
料量fwと蒸発燃料量fvを推定する。そして、その推定結
果ｗ及びｖには、係数f1乗算部P15及び係数f2乗算部P
61に入力されてそれぞれ係数f1及びf2が乗算される。

上記各乗算部P3,P6,p12,P15,P16による乗算結果は、
相互に加算器P17〜P20で加算され、これによって燃料噴
射弁32からの次回の燃料量噴射ｑ（ｋ）が決定される。

次に、状態変数推定部P13は、上式（36）における状
態変数量，すなわち付着燃料fw及び蒸発燃料量fv推定す
るためのものである。この種の推定装置は、通常、ゴピ
ナスの設計法等によってオブザーバとして設計される
が、本実施例では内燃機関２に実際に供給された燃料混
合気の空燃比λを測定し、これをフィードバックする信
号系が設けられていないため、通常のオブザーバを設計
することができない。しかし、内燃機関２での燃料挙動
は、その経時変化を含めて前述の（７）′式によってほ
ぼ正確に記述できる。そこで、本実施例では、（７）′
式を用いた公知の自明オブザーバとして各状態変数量fw
及びfvを求めるようにされている。

次に電子制御回路30で実行される燃料噴射制御を第４
図ないし第６図に基づき説明する。

なお、以下の説明では現在の処理において扱われる量
を添字（ｋ）を付して表わし、前回（すなわち、内燃機
関２の１サイクル前）の処理で求めた値を添字（ｋ−
１）を付して表わす。

まず初めに、燃料噴射制御プログラムについて第４図
のフローチャートに沿って説明する。この燃料噴射制御
は、内燃機関２の始動と共にCPU40により実行が開始さ
れ、以後内燃機関２の運転中繰り返し実行される。

処理が開始されると、まずステップ100を実行して付
着燃料量ｗ（ｋ−１）、蒸発燃料量ｖ（ｋ−１）、
燃料噴射量ｑ（ｋ−１）を初期設定し、続くステップ11
0に移行して、前記各センサからの出力信号に基づき、
空燃比λ（ｋ）、吸気管圧力Ｐ（ｋ）、吸気温度Ti
（ｋ）、内燃機関２の回転速度ω（ｋ）、冷却水温Ｔ
（ｋ）を求める。

次にステップ120では、前記ステップ110で求めた吸気
管圧力Ｐ（ｋ）と内燃機関２の回転速度ω（ｋ）とに基
づき、内燃機関２の負荷に応じた目標燃空比λｒを算出
する。なおこのステップ120での算出処理においては、
内燃機関２が通常の運転状態であるとき燃料混合気の空
気過剰率が「１」（すなわち、理論空燃比）となるよう
目標燃空比λｒが設定され、内燃機関２が高負荷運転時
等であるときは燃料を通常より増量して内燃機関の出力
を上げるため、目標燃空比λｒがリッチ側に設定され、
内燃機関２が軽負荷運転時等には、燃料を通常より減量
して燃費を向上するため、目標燃空比λｒがリーン側に
設定される。

ステップ120で目標燃空比λｒ（ｋ）が設定される
と、今度はステップ130に移行し、前記ステップ120で求
めた吸気管圧力Ｐ（ｋ）と吸気温度Ti（ｋ）と内燃機関
２の回転速度ω（ｋ）とに基づき、前述の（２）式に示
したごとき演算式またはデータマップを用いてシリンダ
2a内に流入する空気量ｍ（ｋ）を算出する第２演算部P4
としての処理を実行する。

また、続くステップ140では、前記ステップ110で求め
た冷却水温Ｔ（ｋ）と吸気管圧力Ｐ（ｋ）とに基づき吸
気管2a壁面への付着燃料の蒸発量Vfを求め、その値を内
燃機関２の回転速度ω（ｋ）で除算し、前回の吸気行程
から次の吸気行程迄の間に吸気管４壁面からの燃料の蒸
発量Vfw（ｋ）（すなわち、Vf（ｋ）／ω（ｋ））を算
出する、第１演算部P1及び除算部P2としての処理を実行
する。

続くステップ150は、前記ステップ140で求めた吸気管
壁面からの燃料蒸発量Vfw（ｋ）と、前回の燃料噴射量
ｑ（ｋ−１）と、前回求めた付着燃量料ｗ（ｋ−１）
及び蒸発燃料量ｖ（ｋ−１）とにより、前記（７）′
式に基づき設定された次式（39） を用いて付着燃料量ｗ（ｋ）及び蒸発燃料量ｖ
（ｋ）を推定する状態変数推定部P13としての処理を実
行する。

なお、ここで式（39）の右辺第４項は、前述のように
外乱項として新たに導入されたものであり、ここで用い
られている係数α７の値は後述するごとくして所定の記
憶領域に格納される最新の値であり、正確に内燃機関２
の燃料付着変動量を反映するものである。

次に、ステップ160では、前記ステップ120で設定した
目標燃空比λｒ（ｋ）と前記ステップ130で求めた空気
量ｍ（ｋ）とを乗算して、シリンダ2a内に流入する目標
燃料量λｒ・ｍ（ｋ）を算出する、第１乗算部P5として
の処理を実行する。

そして、続くテップ170では、前記ステップ140〜ステ
ップ160で求めた燃料蒸発量Vfw（ｋ），状態変数量ｗ
（ｋ）、蒸発燃料量ｖ（ｋ）、目標燃料量λｒ・ｍ
（ｋ）、後述する係数α７及び前回求めた燃料噴射量ｑ
（ｋ−１）を、前述の（36）式に代入して次回の燃料噴
射量ｑ（ｋ）を算出し、ステップ180に移行する。

そしてステップ180では、前記クランク角センサ24か
らの検出信号に基づき決定される燃料噴射タイミングｔ
で、ステップ170で求めた噴射量ｑ（ｋ）に応じて燃料
噴射弁32を開弁し、燃料噴射を実行する。

このステップ180で燃料噴射が行われ、内燃機関２へ
の燃料供給が一旦終了すると、ステップ190に移行し、
今回求めた状態変数量ｗ（ｋ）及びｖ（ｋ）と、燃
料噴射量ｑ（ｋ）を、夫々、次回の処理のためにｗ
（ｋ−１），ｖ（ｋ−１）,q（ｋ−１）に置き換え、
再度ステップ110に移行する。

次に、前記ステップ150及びステップ170にて使用さ
れ、状態変数ｗ（ｋ）及びｖ（ｋ）の推定精度及び
燃料噴射量ｑ（ｋ）の算出精度を向上させるために導入
された外乱項（α７・ｑ（ｋ−１））の係数α７を内燃
機関２の運転状態から算出する処理、すなわち、前記時
間演算部P7ないし記憶部P10に相当する処理につき第５
図及び第６図を用いて説明する。

第５図の時間割込みルーチンは、所定時間経過毎にCP
U40により繰り返し実行されるものである。この処理がC
PU40により開始されると、初めにステップ200ないしス
テップ208の５つの判断処理により、燃料付着変動量α
７の更新学習を実行すべき運転条件が成立しているか否
かの判断がなされる。

まず、ステップ200では現在の時刻（TIMER）から前回
に燃料付着変動量α７の更新学習を完了した時刻（TEN
D）を減算し、その減算値と学習不許可時間Ｙとを大小
比較し、前回の更新学習時点から十分な時間が経過した
か否かを判断する。そして、十分な時間の経過があった
と判定されたときには、次のステップ202の処理により
内燃機関２の水温THWがＹH〜ＹL範囲内の定常状態であ
るか否かを判断する。

水温THWが定常状態であると判定されると、更にステ
ップ204及びステップ206により現在の内燃機関２の運転
状態がWOT（Wide Open Throttle）状態でかつ回転数Ne
がＮH〜ＮL範囲内であるか否かを判断する。これは、内
燃機関２の現在の空燃比がリッチ状態であり、しかも吸
気量ｍの変動が少ない安定した運転状態であるか否かを
判断するためである。上記何れかの条件が満足されない
ときは、本時間割込みルーチンを直ちに終了する。

一方、上記４つの条件が総て充足されたときにはステ
ップ208の処理が実行され、この時間割込みルーチンに
よる経過時間の計時処理（後述）が実行中であるか否
か、すなわち学習制御中であるか否かが判断される。こ
の判断処理により学習制御中でないと判定されたときに
は、今回が学習制御の開始時点であるとして、ステップ
209により現在の燃料噴射量ｑ（ｋ）を変数qxに設定し
てその値を記憶した後に、ステップ210の処理により前
記第４図の処理により算出された燃料噴射量ｑ（ｋ）を
故意に減量し、空燃比がリーン状態となるように変更す
る。そして、続くステップ212により現在の時刻を学習
制御開示時刻としてセットし、更にステップ214にて学
習制御実行中に移行した旨を示すためフラグをセットす
るなどの処理を実行して本時間割込みルーチンを終了す
る。

すなわち、このステップ210〜ステップ214の学習制御
開始の処理により、内燃機関２に供給される燃料量は故
意に減量され、空燃比は以前のリッチ状態からリーンへ
と変更される。そして、この様な燃料の減量処理を開始
した時刻が、開始時刻としてセットされる。

上記処理により内燃機関２の運転状態がどの様に変化
するかを理解容易とするため、第６図に内燃機関２の空
燃比変化状況の説明図を示している。なお、第６図は本
実施例の燃料噴射制御装置の動作を簡潔に説明するため
の図面であり、現実の空燃比λ等の変化をより模式的に
示している。

第６図に示す時刻t1が、上記ステップ210〜ステップ2
10の学習制御開始の処理が実行される時点であり、この
時点を境として噴射燃料量ｑはそれまでのWOT状態に適
した「増」の状態からステップ210の強制的に「減」の
状態に変更されている。従って、内燃機関２の空燃比は
時刻t1より徐々にリーン側に変化している。そして、実
際の空燃比λがストイキ状態よりリーン側となった時刻
t2に空燃比センサ17の出力O2がそれまでのリッチ信号か
らリーン信号へと変化している。以上が、学習制御開始
処理による内燃機関２の変化である。

次に、ステップ208の判断処理により既に学習制御中
であると判定された場合について説明する。このときに
はステップ216が実行され、空燃比センサ17の検出信号O
2がリッチであるか否かの判断がなされる。すなわち、
前述したステップ210〜ステップ214の学習制御開始処理
が実行されたならば、第６図を用いて説明したように、
内燃機関２の空燃比は徐々にリーン側に変化する。この
ため、空燃比センサ17の検出信号O2は、時刻t2にはリー
ンに変化する。そこで、このステップ216では、この様
な検出信号O2の変化が現れたか否かを判断するのであ
る。このステップ216の判断処理により、未だに空燃比
センサ17の検出信号O2がリッチであると判定されたとき
には、本時間割込みルーチンの処理を一旦終了する。

一方、ステップ216の判断処理により空燃比λがリー
ンであると判定されたときには、ステップ218が実行さ
れ空燃比λがリッチ状態からリーン状態に変化するまで
に要した時間△Ｔが算出される。すなわち、現在の時刻
から前記ステップ212により記憶された学習制御開始時
刻が減算されるのであり、第６図に示すような時間△Ｔ
（＝t2−t1）の算出が実行される。こうして空燃比の変
化に要した時間△Ｔが算出されると、続いてステップ22
0の処理により、この時間△Ｔより予め内燃機関２毎に
定められる定数△ＴINITが減算され、その結果がＴSUB
として算出される。

ここで、定数△ＴINITとは、内燃機関２が製造された
直後の状態において前記ステップ210〜ステップ214の学
習制御を実行した際、同様に空燃比センサ17の検出信号
O2がリッチからリーンに変化するまでに要した時間であ
る。すなわち、内燃機関２の吸気管４にデポジットが付
着する以前の状態において上記学習制御を実行したとき
の変化に要した時間である。従って、上記ステップ220
により算出されるＴSUB（＝△Ｔ−△ＴINIT）とは、内
燃機関２の長年の使用により吸気管４に発生したデポジ
ットに起因して、吸気管４に付着する燃料の増加量を反
映したものとなる。

この関係を簡潔に説明するため、第６図にＴINIT及び
ＴSUBの関係を点線により図示ている。図に示すよう
に、内燃機関２の製造直後に上記学習制御を実行した場
合には吸気管４にデポジットが発生しておらず、吸気管
４に付着している燃料量も少ない。このため、新たに供
給される噴射燃料量ｑの変化に対する空燃比λの応答性
が良好であり、空燃比センサ17の検出信号O2はＴINITの
経過時間でリッチ状態からリーン状態へと変化する。し
かし、この様な内燃機関２も長年の使用により吸気管４
にデポジットが発生し、このために吸気管４に付着する
燃料量が増加する。そこで、第６図に示すように空燃比
センサ17の検出信号O2がリッチ状態からリーン状態へと
変化するまでに△Ｔの経過時間が必要となり、この値か
ら製造直後に必要とした経過時間ＴINITを減算したも
の、すなわちＴSUBは吸気管４に現在付着しているデポ
ジットによる付着燃料量の変化を正確に反映しているも
のと推定することができるのである。

ステップ220の処理によりＴSUBの算出が完了すると、
ステップ222によりこの値ＴSUBと予め定められた値ＴSU
BOとの大小比較がなされ、ＴSUBがＴSUBOを上回る大き
な値であるとに限り、以下の処理を実行する。まず、ス
テップ224により燃料付着変動量α７の値を所定値「ｘ
α」に変更する学習値の更新を実行し、続くステップ22
5により学習制御の実行中を示すフラグをリセットする
などの学習終了処理を行い、更にステップ226にて前記
ステップ209にて変数qxに記憶していた以前の燃料噴射
量を燃料噴射量ｑ（ｋ）に設定すると共にステップ227
により更新した値α７をRAM44の電源バックアップされ
た領域に記憶し、本時間割込みルーチンを終了する。

ここで、上記ＴSUBOとは、空燃比センサ17や燃料噴射
弁32等の部品ばらつき、内燃機関２の運転状態の微小差
異に起因して発生し得る空燃比センサ17の応答遅れ範囲
であり、上記ステップ220にて算出した値ＴSUBがその範
囲を上回る値であるときに限り燃料付着変動量α７の更
新を実行するために採用されたものである。また、上記
所定値「ｘα」とは、ＴSUBの値に応じて定められる値
であり、予め理論計算あるいは実験により求められた最
適値がROM42内にテーブルとして与えられている。

この様な処理を行うことで、燃料付着変動量α７の更
新が完了した後の燃料噴射量ｑ（ｋ）は、変数qxに予め
記憶していた以前の燃料噴射量ｑ（ｋ）に直ちに復帰す
ることとなる。

以上説明したように本実施例の燃料噴射制御装置で
は、制御則が内燃機関２における燃料の挙動を記述した
物理モデルに基づき設定されるため、内燃機関２の吸気
管温度、すなわち内燃機関２の暖気状態によって変化す
る燃料の挙動をVf/ωによって非線形補償することがで
き、単一の制御則によって燃料噴射量を制御することが
できる。また（36）式に示すごとく、制御則にモデルパ
ラメータα４の変動量を補償するためのα７・ｑ（ｋ−
１）の項が設けられているので、内燃機関２に、モデル
パラメータα４が変動するような運転変動が生じた場合
に、この運転変動に伴う制御量誤差を補償することがで
き、制御精度を向上することができる。

しかも、補償するための燃料付着変動量α７の値は、
第５図及び第６図に示すように現実の内燃機関２の挙動
を逐次確認しつつ決定されるため、極めて正確に内燃機
関２の燃料系の挙動を記述する物理モデルに則った制御
を実行することが可能となり、空燃比制御の精度及び応
答性は飛躍的に向上する。

また、本実施例では燃料付着変動量α７を算出する上
記第５図の時間割込みの処理において、WOT状態かつ回
転数Neが所定範囲であることを学習制御の条件として設
定している。このため、内燃機関２の吸気量ｍは学習条
件が成立している運転条件下ではほぼ一定とみなすこと
ができ、燃料付着変動量α７の算出が簡便に達成され
る。

なお、上記実施例では、供給する噴射燃料量ｑを決定
する演算（第４図のステップ170）においても学習更新
された燃料付着変動量α７を用い、制御精度を一層向上
させている。しかし、噴射燃料量ｑの算出に用いられる
状態変数の推定（第４図のステップ150）において当該
燃料付着変動量α７が既に反映されており、噴射燃料量
ｑの制御精度は相当に改善されることは明らかである。
従って、上述した実施例の構成に限定されず、噴射燃料
量ｑの算出には燃料付着変動量α７を含む外乱項を省略
した簡便な構成とするなど、本発明の要旨を逸脱しない
種々なる態様により具現化してもよい。

例えば、燃料付着変動量α７の算出を上記実施例のよ
うに特定の運転状態に限定して実行せず、吸気量ｍや水
温THW等の検出結果を用いた演算式やテーブルなどを利
用してより頻繁かつ厳密に実行し、緻密にモデルパラメ
ータの変更を行なってもよい。また、同様に燃料付着変
動量α７の算出を、上記実施例とは逆に空燃比λを故意
にリーン状態からリッチ状態に変化するような燃料量の
制御を実行し、その変化に要した時間から算出してもよ
い。あるいは、空燃比がリーン状態からリッチ状態及び
リッチ状態からリーン状態へ変化する双方の所要時間を
検出し、その検出結果を総合して燃料付着変動量α７を
決定してもよい。

次に、上記実施例の学習方式を変更した他の実施例に
ついて簡単に説明する。この学習方式は、上記時間割込
み制御（第５図）の学習をより簡単かつ精密に実行する
ものであるが、その処理の多くは前記第５図の時間割込
み制御と同一である。従って、理解を容易とするため、
第５図の時間割込み制御と同一の処理内容については同
一のステップ番号を付し、処理内容の異なる部分につい
てその相違点を説明する。

第７図が、他の実施例の時間割込み制御のフローチャ
ートである。図示するように、この処理ではステップ22
2によりＴSUB＞ＴSUBOであると判定されたときに燃料付
着変動量α７に予め定められた値ｘαを設定するのでは
なく（前述のステップ224）、燃料付着変動量α７に所
定値ｘを加算し、徐々に大きな値に変更すること（第７
図中のステップ300）にある。

この様にして燃料付着変動量α７を学習する時間割込
み制御によれば、前記時間割込み制御（第５図）の奏す
る前述した各種の効果を同様に有することはもちろんの
こと、更に次のような新たな効果がある。

第１に、前記第５図で燃料付着変動量α７に設定して
いた値「ｘα」を、ＴSUBの値に応じて定める必要が無
い。すなわち、予め「ｘα」の値を決定するために内燃
機関２について実験を行ったり、理論計算を行うなどの
工程が完全に不要となる。これは、工程の簡略化のみな
らず、特定の内燃機関２について本システムを適応する
のではなく、あらゆる種類の内燃機関の適応が可能とな
る等の汎用性向上に寄与する。

第２に、燃料付着変動量α７が徐々に変化して最適値
へと近づくため、ＴSUBの算出精度に左右されずに当該
燃料付着量α７の誤学習が防止され、制御精度の向上が
達成される。

以上のように、本発明の燃料噴射量制御装置は、上記
した実施例に何等限定されるものではなく、CPU40の制
御能力、記憶容量などを配慮し、各種の態様により具現
化されるのである。

［発明の効果］ 以上説明したように本発明の内燃機関の燃料噴射量制
御装置によれば、制御則が内燃機関の燃料挙動を記述し
た物理モデルに基づき設計されているので、内燃機関の
運転状態によって制御則を切り替えることなく燃料噴射
制御を実行できる。

また、内燃機関に燃料系の物理モデルにかかるモデル
パラメータが変動するような経時的変化が生じたようと
も、その変化量を実測して正確に物理モデルに反映させ
ることが可能となる。従って、内燃機関の燃料系が経時
変化しようとも、制御系はこれに正確に追随し、高い制
御精度及び高速応答性を維持し続けることができる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の構成を表すブロック図、第２図は実施
例の内燃機関及びその周辺装置を表す概略構成図、第３
図は電子制御回路による燃料噴射制御のための制御則を
示すブロックダイヤグラム、第４図は電子制御回路で実
行される燃料噴射制御処理を表わすフローチャート、第
５図はその燃料噴射制御処理にて使用されるモデルパラ
メータの更新学習を行う時間割込みのフローチャート、
第６図はその時間割込み制御による内燃機関の運転状態
の変化を表現したタイミングチャート、第７図は他の実
施例の時間割込みフローチャート、を示している。 EG、２……内燃機関、M1、４……吸気管 M2、2a……シリンダ、M3……運転状態検出手段 M4……除算手段、M5……付着変動量算出手段 M6……推定手段、M7……燃料噴射量算出手段 12……吸気圧センサ、14……吸気温センサ 17……空燃比センサ、20……回転速度センサ 26……水温センサ、30……電子制御回路

Claims (1)

(57)【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】内燃機関の吸気管壁面に付着する付着燃料
   量fw及び該吸気管内で蒸発する蒸発燃料量fvを状態変数
   とし、燃料噴射弁からの燃料噴射量ｑ、前記内燃機関の
   回転速度ω、前記吸気管壁面に付着した燃料の単位時間
   当たりの蒸発量Vf、シリンダ内に流入した燃料混合気の
   燃料と空気との比を表す空燃比λ、シリンダ内に流入す
   る空気量ｍ及び前記燃料噴射量ｑの前記吸気管壁面への
   付着割合の変動量を表す燃料付着変動量α７に基づいて
   前記内燃機関のシリンダ内に流入する燃料の挙動を記述
   する下記の（イ）式および（ロ）式または（ハ）式 （但し、ｋは吸気行程におけるｋ番目のサイクル、α２
   〜α６は定数を表す。） で表される物理モデルに則って、前記燃料噴射量ｑを制
   御する内燃機関の燃料噴射量制御装置であって、 該内燃機関の運転状態に基づいて前記回転速度ω、前記
   蒸発量Vf、前記空気量ｍ及び前記空燃比λを検出する運
   転状態検出手段と、 該運転状態検出手段により検出された前記蒸発量Vfを該
   運転状態検出手段により検出された前記回転速度ωで除
   算する除算手段と、 前記運転状態検出手段により検出された空気量ｍ及び空
   燃比λと前記燃料噴射量ｑとに基づき、前記燃料付着変
   動量α７を算出する付着変動量算出手段と、 前記燃料噴射量ｑ、前記除算手段の演算結果Vf/ω、前
   記運転状態検出手段により検出された空燃比λ並びに空
   気量ｍ及び前記付着変動量算出手段により算出された燃
   料付着変動量α７に基づき、前記物理モデルに従って前
   記付着燃料量fw及び蒸発燃料量fvを推定する推定手段
   と、 前記物理モデルに基づき設定された q(k)=f1・fw(k)+f2・fv(k)+f3・m(k)λ+f4・Vf(k)/ω(k) ＋f5・α７・ｑ（ｋ−１） …（ニ） （但し、ｋは吸気行程におけるｋ番目のサイクル、f1〜
   f5は定数を表す。） なる演算式（ニ）を使用して、前記推定手段により推定
   された付着燃料量fw並びに蒸発燃料量fv、前記運転状態
   検出手段で検出された空気量ｍと目標燃空比λｒとの積
   λrm、前記除算手段の演算結果Vf/ω及び前記付着変動
   量算出手段により算出された燃料付着変動量α７に基づ
   き、前記燃料噴射量ｑを算出する燃料噴射量算出手段
   と、 を備えたことを特徴とする内燃機関の燃料噴射量制御装
   置。