JP2973418B2 - 内燃機関の吸気管圧力検出方法 - Google Patents
内燃機関の吸気管圧力検出方法Info
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Description
【発明の詳細な説明】
〔産業上の利用分野〕
本発明は、内燃機関の吸気管圧力検出方法に関する。
〔従来の技術〕
内燃機関の吸気管圧力検出方法は、内燃機関の燃料噴
射量制御方法に適用される。従来より、吸気管圧力と機
関回転速度とを検出し、この検出された吸気管圧力と機
関回転速度とに基づいて基本燃料噴射時間を演算し、こ
の基本燃料噴射時間を吸気温や機関冷却水温等に応じて
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弁することにより燃料噴射量を
制御する内燃機関の燃料噴射量制御方法が知られてい
る。この燃料噴射量制御方法においては、ダイヤフラム
式の圧力センサを吸気管に取付け、機関脈動成分を除去
するために時定数が３〜5msecのフイルタを介して圧力
センサ出力を処理することにより吸気管圧力を検出し、
この検出された吸気管圧力と回転速度センサで検出され
た機関回転速度と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。 しかしながら、圧力センサのダイヤフラムによる応答
遅れおよびフイルタの時定数による応答遅れが存在する
ため、加減速時等の過渡運転時には、実際の吸気管圧力
の変動に対して検出された吸気管圧力の変動に時間遅れ
が生ずる。このため、加速時にはスロツトル弁が急開さ
れて実際の吸気管圧力が急激に上昇するのに対して検出
された吸気管圧力に時間遅れが生じ、実際の吸気管圧力
より小さい値の吸気管圧力によって基本燃料噴射時間が
演算されることになるため、空燃比がオーバリーンにな
り加速応答性が悪化すると共に排気エミツシヨンが悪化
する。逆に、減速時にはスロツトル弁が急閉されること
から吸気管圧力が急激に低下するため実際の吸気管圧力
より大きな値の吸気管圧力によって基本燃料噴射時間が
演算されることになり、空燃比がオーバリツチになって
ドライバビリテイが悪化すると共に排気エミツシヨンが
悪化する。この空燃比のオーバリツチおよびオーバリー
ンを防止するために、加速増量や減速減量等の各種の増
減量補正を行なっているが、過渡時には検出された吸気
管圧力に時間遅れが存在するため全運転領域で完全に目
標空燃比に制御することが不可能であった。 一方、実際の値に対して時間遅れのない物理量として
スロツトル開度を用い、スロツトル開度と機関回転速度
とに基づいて基本燃料噴射時間を演算する方法（特開昭
59−28031号公報）やスロツトル開度と機関回転速度と
に応じた吸気管圧力を記憶しておいて圧力センサより得
られる信号に応じて排ガス再循環時の排ガスの分圧を考
慮してこの吸気管圧力を補正して燃料噴射量を制御する
ことが行なわれている（特開昭59−39948号公報）。 〔発明が解決しようとする問題点〕 しかしながら、通常スロツトル弁は圧力センサ取付位
置および機関燃焼室から離れた上流側の位置に配置され
ており、スロツトル弁を通過した空気が圧力センサ取付
位置や機関燃焼室へ到達するまでに時間遅れが生じ、ま
た、スロツトル弁と吸気弁との間の容積のためスロツト
ル開度は実吸入空気量の変化に対して位相が進むことに
なる。このため、スロツトル開度と機関回転速度とで定
められた吸気管圧力Ｐ（TA、NE）は第３図に示すように
実際の吸気管圧力Ｐより位相が進んだ値となる。なお、
PMは圧力センサから得られる吸気管圧力である。また、
第４図に示すように、スロツトル開度と機関回転速度と
で定められた基本燃料噴射量TP（TA、NE）はスロツトル
開度の変化が実吸入空気量の変化に対して位相が進んで
いるため要求燃料噴射量よりも多くなる。このためスロ
ツトル開度と機関回転速度とに基づいて燃料噴射量を制
御すると、加速時には燃料噴射量が要求値より多くなっ
て空燃比がオーバリツチになり、減速時には燃料噴射量
が要求値より少なくなって空燃比がオーバリーンにな
る。また、加速増量補正を行なった場合においても増量
値は第４図の斜線で示すようになり、上記の位相進みを
補正することはできない。 本発明は上記問題点を解決すべく成されたもので、実
際の吸気管圧力の変化に対して応答遅れのないスロツト
ル開度を用いて位相進みおよび遅れのない現在の吸気管
圧力、すなわち現在の実際の吸気管圧力を予測する内燃
機関の吸気管圧力検出方法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〕 上記目的を達成するために本発明は、スロットル開度
と機関回転速度とに基づいて所定周期Δｔで定常状態で
の吸気管圧力PMTAを演算し、過度時の吸気管圧力の変化
に関する時定数Ｔと前記所定周期Δｔとを用いて重みに
関する係数ｎを演算し、定常状態での吸気管圧力PMTAと
係数ｎとから現在の実際の吸気管圧力PMSMiを次式より
演算する。 PMSMi＝（（ｎ−１）・PMSMi-1＋PMTA）/n 但し、PMSMi-1は、過去に演算された加重平均値であ
る。 〔作用〕 最初に、本発明の参考として、実際の吸気管圧力を求
める原理について説明する。第１図に示すように、スロ
ツトル弁ThからサージタンクＳを介して機関Ｅの吸気弁
までの吸気系を考え、吸気系内の空気の圧力（吸気管絶
対圧力）をＰ［mmHgabs.］、吸気系の容積をＶ［］、
吸気系内に存在する空気の重量をＱ［ｇ］、吸気系内の
空気の絶対温度をＴ［゜Ｋ］、大気圧をPc［mmHgabs.］
とすると共に、吸気系から機関Ｅの燃焼室に吸入される
単位時間当りの空気重量をΔQ1［g/sec］、スロツトル
弁Thを通過して吸気系内に吸入される単位時間当りの空
気重量をΔQ2［g/sec］とし、微小時間Δｔ内に吸気系
の空気の重量が（ΔQ2−ΔQ1）・Δｔ変化し、このとき
吸気系内の空気の圧力がΔＰ変化したものとして、吸気
系内の空気にボイル・シヤルルの法則を適用すると以下
の（１）式に示すようになる。 （Ｐ＋ΔＰ）Ｖ＝｛Ｑ＋（ΔQ2−ΔQ1）Δｔ｝RT ……
（１） ただし、Ｒは気体定数である。 一方、PV＝Ｑ・Ｒ・Ｔであるから上記（１）式を変形
すると、以下の（２）式が得られる。 ここで、流量係数をψ、スロツトル弁の開口面積（ス
ロツトル開度）をＡとするとスロツトル弁を通過する単
位時間当りの空気重量ΔQ2は以下の（３）式で表わさ
れ、行程容積をVS、機関回転速度をNE［rpm］、吸入効
率をηとすると機関の燃焼室に吸入される単位時間当り
の空気重量ΔQ1は以下の（４）式で表わされる。 上記（３）、（４）式を（２）式に代入すると次の
（５）式が得られる。 ここで、Δｔ→０の極限をとると、 となる。 今、圧力P0（≠PC）近傍での応答を考えて圧力がP0か
らP0＋Ｐに変化したものとして、上記（６）式のＰに代
えてP0＋Ｐ（ただし、Ｐは微小値）を代入すると、以下
の（７）式が得られる。 ここで、 であるから、上記（７）式は以下の（９）式のようにな
る。 ここで、 とすると、上記（９）式は次のようになる。 上記（12）式を次の（13）式のように変形して両辺を
積分し、積分定数をＣとすると以下の（14）式が得られ
る。 ここでｔ＝０のときＰの初期値はP0であるから上記
（14）式より積分定数Ｃは次のようになる。 上記（14）式と（15）式からＰを求めると次のように
なる。 ただし、ｅは自然対数の底である。 従って、スロツトル弁の開口面積Ａすなわちスロツト
ル開度TA、機関回転速度NEおよびスロツトル開度変化時
点からの経過時間ｔを測定して上記（16）式に代入すれ
ば、実際の吸気管圧力Ｐを求めることができる。そし
て、このようにして求めた実際の吸気管圧力Ｐと機関回
転速度NEとに基づいて、例えば以下の式に示す演算を行
なって基本燃料噴射時間TPを求め、この基本燃料噴射時
間TPを吸気温や機関冷却水温等に応じて補正して燃料噴
射時間を求め、この燃料噴射時間に相当する時間燃料噴
射弁を開弁することにより機関が要求する量の燃料を噴
射することができる。 ただし、Ｋは定数である。ところで、上記（16）式の
吸気管圧力Ｐをグラフで表わすと第２図に示すようにな
り、ｔ＝０でＰ＝P0、ｔ→∞の極限（定常状態）ではＰ
＝b/a（定常状態での吸気管圧力PMTA）となり１次遅れ
要素の出力である。従って、スロツトル開度TAと機関回
転速度NEとに基づいて定常状態での吸気管圧力PMTAを演
算し、定常状態での吸気管圧力PMTAを以下の（17）式の
伝達関数Ｇ（ｓ）で表わされる１次遅れ要素で処理する
ことにより実際の吸気管圧力を演算するようにしてもよ
い。 ただし、ｓはラプラス変換の演算子、Ｔは時定数であ
る。 すなわち、所定周期毎にスロツトル開度と機関回転速
度とに基づいて定常状態での吸気管圧力を演算し、演算
された定常状態での吸気管圧力を１次遅れ要素で処理す
ることにより前記経過時間を変数とする吸気管圧力を演
算することもできる。 このように、実際の吸気管圧力を予測してこの吸気管
圧力と機関回転速度とに基づいて燃料噴射量が制御して
いるので、実際の吸入空気量に応じた量の燃料を噴射す
ることができ、これによって空燃比を目標空燃比に制御
して過渡時の空燃比のオーバリツチ、オーバリーンを防
止することができる。 次に、第６図を参照して、本発明の参考例を説明す
る。第６図に示すブロツク図のように、スロツトル開度
検出手段で検出されたスロツトル開度TAと回転速度検出
手段で検出された機関回路速度とに基づいて吸気管圧力
演算手段Ａによって定常状態での吸気管圧力PMTAが演算
される。吸気管圧力演算手段Ａによって演算された定常
状態での吸気管圧力PMTAは、補正手段Ｂによって過渡時
の吸気管圧力の応答遅れ分の補正が行なわれる。この補
正手段としては１次遅れ要素を用いることができる。補
正手段Ｂによって補正された吸気管圧力は基本燃料噴射
時間演算手段Ｃに入力され、基本燃料噴射時間演算手段
に入力されている機関回転速度NEとに基づいて基本燃料
噴射時間TPが演算される。そして、基本燃料噴射時間TP
に基づいて燃料噴射量制御手段によって燃料噴射量が制
御される。 このように、圧力センサやフイルタを用いていないの
で、構造簡単でかつ精度よく実際の吸気管圧力を予測し
て機関が要求する量の燃料を噴射することができる、と
いう効果が得られる。 次に、本発明の具体的な作用を説明する。 本発明では、スロットル開度と機関回転速度とに基づ
いて所定周期Δｔで定常状態での吸気管圧力PMTAを演算
し、過渡時の吸気管圧力の変化に関する時定数Ｔと前記
所定周期Δｔとを用いて重みに関する係数ｎを演算し、
定常状態での吸気管圧力PMTAと係数ｎとから現在の実際
の吸気管圧力PMSMiを後述する（23）式より演算する。 次に、本発明の原理を説明する。１次遅れ要素をブロ
ツク図で表わすと第５図に示すようになり、入力ｘを
（ｔ）とし、出力をｙ（ｔ）とし、時定数をＴとする
と、第５図の入出力の関係は以下の式で表わされる。 ここで、t2を現在の演算タイミング、t1を過去の演算
タイミングとすると次の（21）式が得られる。 上記（21）において、ｘ（t2）を定常状態での吸気管
圧力PMTA、ｙ（t2）を現在の実際の吸気管圧力PMSMi、
ｙ（t1）を過去の実際の吸気管圧力PMSMi-1、t2−t
1（＝Δｔ）演算周期とすれば、 となり、T/Δｔ＝ｎとすると、以下の（23）式が得られ
る。 すなわち、上記（23）式は、過去の実際の吸気管圧力
PMSMi-1の重みをｎ−１とし、定常状態での吸気管圧力P
MTAの重みを１とした加重平均を求めることにより、現
在の実際の吸気管圧力PMSMiを演算することができるこ
とを示している。また、重みに関する係数ｎは時定数Ｔ
と演算周期Δｔとの比で求められる。 従って、スロツトル開度と機関回転速度とに基づいて
所定周期Δｔで定常状態での吸気管圧力PMTAを演算し、
過渡時の吸気管圧力の変化に関する時定数Ｔと所定周期
Δｔとで重みに関する係数ｎを演算し、過去に演算され
た加重平均値PMSMi-1の重みを重くして過去に演算され
た加重平均値PMSMi-1と定常状態での吸気管圧力PMTAと
重みに関する係数ｎとで上記（23）式に従って加重平均
値PMSMiを演算すれば、現在の実際の吸気管圧力が求め
られることになる。そこで、上記のようにして演算され
た加重平均値（現在の実際の吸気管圧力）と機関回転速
度とに基づいて基本燃料噴射時間を演算し、演算された
基本燃料噴射時間に基づいて燃料噴射量を制御する。 なお、上記（10）、（16）式から理解されるように、
時定数Ｔ＝1/aは機関回転速度NEが大きくなる程小さく
なり、スロツトル開度TAが大きくなる程小さくなる。こ
のように、時定数はスロツトル開度TAと機関回転速度NE
を変数とする関数で表わされる。従って演算周期Δｔを
一定とすれば、重みに関する係数ｎはスロツトル開度TA
と機関回転速度NEとを変数とする関数で定めることがで
きる。なお、スロツトル開度TAと機関回転速度NEとで定
常状態での吸気管圧力PMTAが一義的に定まるから、スロ
ツトル開度TAと機関回転速度NEとに代えて定常状態での
吸気管圧力PMTAと機関回転速度NEとに応じて重みに関す
る係数ｎを定めるようにしてもよい。 ところで、機関燃焼室に供給される空気量が確定する
のは、吸気終了時点すなわち吸気弁閉弁時である。しか
しながら、燃料噴射時間を演算するために所定時間必要
であると共に、燃料噴射弁から噴射された燃料が燃焼室
に到達するまでに所定の飛行時間が必要であり、燃焼室
に供給される空気量が確定したときに燃料噴射量を演算
すると時間遅れが生じるため、従来では、燃焼室に供給
される空気量が確定する前の吸気管圧力を用いて基本燃
料噴射時間を演算している。このため、実際に燃焼室内
に吸入された空気量に適合した量の燃料が噴射されなく
なり、加速時には吸入空気量が確定する吸気管圧力より
小さい値の吸気管圧力によって燃料噴射量が制御される
ため、空燃比がリーンとなり、減速時には吸入空気量が
確定する吸気管圧力より大きい値の吸気管圧力によって
燃料噴射量が制御されるため、空燃比がリツチとなる。 一方、上記（23）式においてスロツトル開度TAと機関
回転速度NEとが変化しないものと仮定すると、加重平均
値演算時から吸入空気量が確定するまでの間、すなわち
加重平均値演算時から所定時間先までの間定常状態での
吸気管圧力PMTAは一定である。従って、上記（23）式の
加重平均値を繰り返し演算することによって吸入空気量
確定時の実際の吸気管圧力を予測することができる。こ
のため本態様では、定常状態での吸気管圧力を演算した
時点から機関に吸入される空気量が確定するまでの時間
を演算周期Δｔで除算することにより演算回数を求め、
この演算回数だけ上記（23）式の加重平均の演算を繰り
返すことにより、機関に吸入される空気量が確定する時
点での加重平均値すなわち機関に吸入される空気量が確
定する時点での実際の吸気管圧力を予測して燃料噴射量
を制御する。 なお、上記では燃料噴射時間演算時から機関に吸入さ
れる空気量が確定するまでの間スロツトル開度と機関回
転速度とが変化しないものと仮定したが、スロツトル開
度や機関回転速度が変化する場合には、燃料噴射時間演
算時でのスロツトル開度の微分値および／または機関回
転速度の微分値を用いて次の燃料噴射時間演算時点での
スロツトル開度および／または機関回転速度を予測し
て、吸入空気量が確定するときの定常状態での吸気管圧
力を予測し、上記のように加重平均値の演算を繰り返し
て実際の吸気管圧力を予測すれば、スロツトル開度や機
関回転速度変動時の実際の吸気管圧力の予測値の精度が
更に向上する。 また、燃料噴射弁から噴射された燃料は、インテーク
マニホールド内壁面等の機関壁面に付着して噴射された
燃料の全てが燃料室に供給されないので、この燃料付着
分を補正して燃料噴射量を制御するのが好ましい。この
燃料付着量は、吸気管圧力の大きさに依存し、吸気管圧
力が小さいと燃料の蒸発量が多くなるため燃料付着量は
少なくなり、吸気管圧力が大きいと燃料の蒸発量が少な
くなるため燃料付着量は多くなる。このため、加重平均
によって演算された実際の吸気管圧力から機関壁面への
燃料付着量の変化量を予測し、この変化量に相当する量
の燃料噴射量を補正して機関に吸入される実際の吸入空
気量に対応した量の燃料を機関に供給するのが好まし
い。なお、燃料の壁面への付着量は機関温度や機関回転
速度によっても変化する（機関温度が高いと燃料の蒸発
量が多くなるため燃料付着量は少なくなり、機関回転速
度が速くなると空気流速が速くなって蒸発量が多くなる
ため燃料付着量は少なくなる）ため、機関温度や機関回
転速度の関数として燃料付着量の変化量を定めるように
しても良く、また壁面への燃料付着量は瞬時に安定しな
いため燃料噴射量の補正量を時間減衰させて今回噴射し
たときの燃料付着量を次回以降の噴射に反映させるよう
にしても良い。 〔発明の効果〕 以上説明したように本発明によれば、現在の実際の吸
気管圧力を上式より演算して求めているので、現在の実
際の吸気管圧力の検出精度を向上することができる。 〔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。第７図は本実施例に係る内燃機関の概略図である。 エアクリーナ（図示せず）の下流側にはスロツトル弁
８が配置されている。このスロツトル弁８には、スロツ
トル弁８の開度を検出するスロツトル開度センサ10が取
付けられている。スロツトル開度センサ10は、第８図の
等価回路に示すように、スロツトル弁８の回動軸に固定
された接触子10Bと一端に電源が接続されかつ他端が接
地された可変抵抗10Aとで構成されており、スロツトル
弁８の開度が変化するに伴って、接触子10Bと可変抵抗1
0Aとの接触状態が変化し、スロツトル弁８の開度に応じ
た電圧が接触子10Bから得られるように構成されてい
る。スロツトル弁８の上流側の吸気管壁には、吸入空気
の温度を検出するサーミスタで構成された温度センサ14
が取付けられている。スロツトル弁８の下流側にはサー
ジタンク12が配置されており、サージタンク12はインテ
ークマニホールド18、吸気ポート22および吸気弁23を介
して機関本体20の燃焼室25に連通されている。このイン
テークマニホールド24には、各気筒に対応するように燃
料噴射弁24が取付けられており、各気筒独立にまたは各
気筒グループ毎にまたは全気筒一斉に燃料を噴射できる
ように構成されている。 燃焼室25は、排気弁27、排気ポート26およびエキゾー
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、排ガス中の残留酸素濃度を検出して
論理空燃比に対応する値を境に反転した信号を出力する
O2センサ30が取付けられている。 シリンダブロツク32には、ウオータジヤケツト内に突
出するように機関温度を代表する機関冷却水温を検出す
るサーミスタ等で構成された冷却水温センサ34が取付け
られている。シリンダブロツク36には、各々の燃焼室25
内に突出するように点火プラグ38が取付けられている。
点火プラグ38はデイストリビユータ40および点火コイル
を備えたイグナイタ42を介してマイクロコンピユータ等
で構成された制御回路44に接続されている。デイストリ
ビユータ40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および回転各センサ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毎に回転角信号
を出力する。そして、この回転角信号の周期から機関回
転速度を演算することができる。 マイクロコンピユータ等で構成された制御回路44は、
第９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（RAM）64、バツクアツプRAM（BU
−RAM）66、入出力ポート68、入力ポート70、出力ポー
ト72、74およ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を備えている。入出力ポート68に
は、アナログ−デジタル（A/D）変換器78およびマルチ
プレクサ80が順に接続されており、このマルチプレクサ
80には、バツフア82を介して吸気温センサ14が接続され
ると共に、バツフア84およびバツフア85をそれぞれ介し
て水温センサ34おびスロツトル開度センサ10が接続され
ている。また、入出力ポート68は、A/D変換器78および
マルチプレクサ80に接続されて、MPUからの制御信号に
応じて吸気温センサ14、水温センサ34及びスロツトル開
度センサ10出力を順次所定周期でA/D変換するように制
御する。 入力ポート70には、コンパレータ88およびバツフア86
を介してO2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および回転角センサ48が接続
されている。そして、出力ポート72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は駆動回路94
を介して燃焼室24に接続されている。 次に上記内燃機関に本発明を適用した第１実施例につ
いて説明する。上記ROM62には、以下で説明する本発明
の第１実施例の制御ルーチンのプログラムや第10図に示
すスロツトル開度TAと機関回転速度NEとで定められた定
常状態での吸気管圧力PMTAのマツプ、第11図に示す機関
回転速度NEと定常状態での吸気管圧力PMTA（またはスロ
ツトル開度TA）とで定められた重みに関する係数ｎのマ
ツプ、および実際の吸気管圧力PMSMと機関回転速度NEと
で定められた基本燃料噴射時間TPのマツプが予め記憶さ
れている。第10図に示す定常状態での吸気管圧力PMTAの
マツプは、スロツトル開度TAと機関回転速度NEとを設定
し、設定したスロツトル開度TAと機関回転速度NEに対応
する吸気管圧力を測定し、吸気管圧力が安定したときの
値を用いることにより作成される。第11図に示す重みに
関する係数ｎのマツプは、スロツトル弁をステツプ状に
開いたときの吸気管圧力の応答（インデシヤル応答）時
の時定数Ｔを測定し、この測定値と第13図に示す演算ル
ーチンの実行周期ΔtsecとからT/Δｔ（ ≒ｎ）を機関
回転速度NEと実際の吸気管圧力PMTA（またはスロツトル
開度TA）とに対応して求めることにより作成される。そ
して第12図の基本燃料噴射時間TPのマツプは、機関回転
速度と吸気管圧力とを設定し目標空燃比となる基本燃料
噴射時間TPを測定することにより作成される。 次に、第13図に示す燃料噴射時間演算ルーチンについ
て説明する。このルーチンは、所定時間（例えば、8mse
c）毎に実行される。ステツプ100においてA/D変換され
たスロツトル開度TA（例えば、8msec毎にA/D変換する）
および機関回転速度NEを取込み、ステツプ102において
第10図のマツプからスロツトル開度TAと機関回転速度NE
に対応する定常状態での吸気管圧力PMTAを演算する。次
のステツプ104では、ステツプ102で演算された吸気管圧
力PMTAとステツプ100で取込んだ機関回転速度NEとに基
づいて第11図に示すマツプから重みに関する係数ｎを演
算する。なお、スロツトル開度と機関回転速度で重みに
関する係数ｎのマツプを定めた場合には、ステツプ104
でステツプ100で取込んだスロツトル開度TAと機関回転
速度NEとで重みに関する係数ｎを演算するようにしても
よい。次のステツプ106では、ステツプ102で演算された
吸気管圧力PMTAとステツプ104で演算された重みに関す
る係数ｎと前回のこのルーチンの実行時にステツプ106
で演算された前回の加重平均値PMSMi-1とを用いて上記
で説明した（23）式に従って今回の加重平均値PMSMiを
演算する。次のステツプ108では今回の加重平均値PMSMi
と機関回転速度NEとに基づいて第12図に示すマツプから
基本燃料噴射時間TPを演算する。そして、次のステツプ
110において吸気温や機関冷却水温等で定まる補正係数F
Kを基本燃料噴射時間TPに乗算することによって燃料噴
射時間TAU演算する。そして、図示しない制御ルーチン
において所定クランク角になったときに燃料噴射時間TA
Uに相当する時間燃料噴射弁を開弁して燃料噴射を実行
する。 第14図は所定クランク角毎に割込みによって点火進角
θを演算するルーチンを示すものである。なお、第14図
において第13図と同一部分については同一符号を付して
説明を省略する。ステツプ112では、今回演算された加
重平均値PMSMiと機関回転速度NEとにより基本点火進角
θBASEを演算する。この基本点火進角θBASEは、演算式
によって演算してもよく、また基本燃料噴射時間と同様
にマツプを作成してこのマツプから演算するようにして
もよい。そして、次のステツプ114において基本点火進
角θBASEに吸気温や機関冷却水温等で定まる補正係数IK
を乗算して点火進角θを求める。そして図示しない点火
時期制御ルーチンにおいて基本点火進角θでイグナイタ
をオフすることにより点火を実行する。 第15図（１）、（２）に、加速時における従来での加
速増量を行なわない場合の空燃比の変化と本実施例での
空燃比の変化とを比較して示すと共に燃料噴射量を求め
るための本実施例での加重平均値PMSMと従来の検出した
吸気管圧力PMとの相異を示す。第15図から理解されるよ
うに、従来例の空燃比は加速時にリーンスパイクが生じ
ているが、本実施例の空燃比は略フラツトになってい
る。 以上説明したように、本実施例では実際の吸気管圧力
を予測して燃料噴射量と点火時期とを制御することによ
り圧力センサやフイルタを用いることなく、精度良く燃
料噴射量制御と点火時期制御を行なうことができる。 次に上記内燃機関に本発明を適用した第２の実施例を
説明する。この実施例は加重平均値の演算を所定回繰り
返すことによって吸入空気量確定時（吸気弁全閉時）の
実際の吸気管圧力を予測し、この予測した吸気管圧力に
よって燃料噴射量を制御するようにしたものである。第
16図は所定時間（本実施例では8msec）毎に実行して吸
入空気量確定時の吸気管圧力の予測値PMSM2を演算する
ルーチンを示すものである。ステツプ200において機関
回転速度NEを取込むと共に、スロツトル開度TAのA/D変
換を行なってスロツトル開度TAを取込む。ステツプ202
では第10図に示すマツプから機関回転速度NEとスロツト
ル開度TAとに対応する定常状態での吸気管圧力PMTAを演
算する。次のステツプ204では第11図に示すマツプから
重み付けに関する係数ｎを演算する。次のステツプ206
とステツプ208では、レジスタPMSM1に記憶されている前
回演算した加重平均値PMSMi-1をRAMから読出して上記
（23）式に基づいて今回の加重平均値PMSMiを演算し、
ステツプ210においてこの加重平均値PMSMiをレジスタPM
SM1に記憶しておく。次のステツプ212では、現在時刻か
ら吸気管圧力予測時点までの時間Tmsecを第16図のルー
チンの演算周期Δｔ（＝8msec）で除算することにより
演算回数T/Δｔを演算する。この予測時間Tmsecは、現
在時刻から吸入空気量確定までの時間すなわち現在時刻
から吸気弁が閉じるまでの時間を採用することができ、
各気筒独立に燃料を噴射しない場合には燃料噴射弁から
燃焼室までの燃料の飛行時間等も考慮して決定される
が、現時点から予測先までのクランク角が同一であって
もこの予測時間Tmsecは機関回転速度が速くなると短く
なるので機関回転速度等の運転条件によって可変するこ
とが好ましい（例えば、機関回転速度が速くなるに従っ
て短くする）。次のステツプ214では、演算回数T/Δｔ
回上記（23）式の演算を繰り返して実行し、ステツプ21
6においてこの演算した値を吸気管圧力の予測値PMSM2と
する。このように加重平均値を繰り返して実行すること
により最新の加重平均値は定常運転状態での吸気管圧力
値に近づくので、加重平均値の演算回数を上記のように
定めることにより現在時刻からTmsec先の吸気管圧力
（現時点より定常状態に近い状態での吸気管圧力）を予
測することができる。 第17図は所定クランク角（例えば、120゜CA）毎に燃
料噴射時間TAUを演算するルーチンを示すもので、機関
回転速度NEとステツプ216で演算された吸気管圧力の予
測値PMSM2とに基づいて第12図に示すマツプから基本燃
料噴射時間TPを演算する。そして、ステツプ220におい
て上記のステツプ110と同様にして燃料噴射時間TAUを演
算する。 なお、現在時刻からTmsec経過した時点ではスロツト
ル開度や機関回転速度が変化することがあるため、スロ
ツトル開度の微分値や機関回転速度の微分値を用いてTm
sec先のスロツトル開度や機関回転速度を予測してTmsec
先の定常状態での吸気管圧力を予測し、上記の加重平均
値の演算を繰り返すようにすれば、さらに精度は向上す
る。 上記のように演算したときの加重平均値およびTmsec
経過後の予測値PMSM2を第18図および第19図に示す。第1
8図では、16msec先の予測値と理論値とを示したが、予
測値は理論値と略等しくなっている。なお、スロツトル
開度のA/D変換タイミングは燃料噴射時間演算タイミン
グと一致する場合もあるが、最大演算周期Δｔに相当す
る時間ずれる。従って、このずれ時間を平均（０＋Δ
ｔ）/2してＴ±Δt/2時間先の吸気管圧力を予測するよ
うにしても良い。また、本実施例においては、予測値PM
SM2の演算方法と同様の方法で第17図のルーチンの演算
周期と演算時から点火時までの時間とから演算回数を求
め、この演算回数だけ加重平均の演算を繰返して予測値
を求め、この予測値と機関回転速度とから基本点火進角
を求めて点火時期を制御するようにしても良い。 次に、本発明の第３実施例を説明する。本実施例は燃
料の機関壁面付着量を予測し燃料噴射量を補正するよう
にしたものである。 機関燃焼室へ吸入されないで機関壁面に付着している
燃料付着量は、吸気弁閉弁時の吸気管圧力によって定ま
り、例えば、吸気管圧力がPM1の状態からPM2の状態へ加
速した場合、各々の吸気管圧力での燃料付着厚さをT1、
T2とすると、燃料の付着厚さをT1からT2に増加させるた
めに必要な、壁面への燃料供給量は、スロツトル開放速
度および燃料噴射回数等に関係なく定まる。そこで、本
実施例では、ある基準吸気管圧力（例えば、0mmHgabs）
から任意の吸気管圧力まで変化させたときの壁面に供給
すべき噴射量の総付着量を第22図に示すように吸気弁全
閉時での吸気管圧力に対して予めマツプの形でROMに記
憶させておく。 第20図は、本実施例の所定クランク角（360゜CA）毎
に実行される燃料噴射量演算ルーチンを示すもので、ス
テツプ230においては上記第16図で演算された吸気管圧
力の予測値PMSM2と機関回転速度NEとから基本燃料噴射
時間TPを上記と同様に演算する。次のステツプ232で
は、吸気温や機関冷却水温等によって定まる燃料噴射量
の補正係数FKを算出する。次のステツプ234では、第22
図のマツプから吸気管圧力の予測値PMSM2に対応する機
関壁面への燃料付着量FMWETを算出する。そして次のス
テツプ236において基本燃料噴射時間と補正係数FKとを
乗算すると共に、今回求めた燃料の付着量FMWETから前
回燃料の付着量FMWETOLDを減算した値を補正加算値とし
て加算することにより燃料噴射時間TAUを求める。この
補正加算量は吸気管圧力の変化によって生ずる燃料付着
量の変化量を表わしている。そしてステツプ238におい
て今回求めた燃料の付着量FMWETを前回の付着量FMWET
OLDとしてRAMに記憶する。 以上のように燃料噴射量を制御することによって、第
21図に示すように斜線で示す部分の量の燃料が増量さ
れ、これによって機関の内壁面に燃料付着厚さだけの燃
料が付着しても補正加算量によって機関に供給する燃料
は要求値になる。なお、第24図はスロツトル開度、吸気
管圧力の予測値および空燃比の変化を示すものであり、
本実施例では破線で示す従来例のようにリーンスパイク
は生ぜず空燃比の変動が少なくなっている。 次に本発明の第４実施例を説明する。上記の第３実施
例では噴射毎の燃料付着量によって燃料噴射量を制御す
るようにしてたが、機関壁面への燃料の付着は瞬時には
安定しないことを考慮して本実施例では各噴射での補正
加算量を時間減衰させることによって次回以降の噴射に
も反映させることにより燃焼室への燃料の供給量を要求
値と等しくするようにしている。第25図は本実施例の燃
料噴射演算ルーチンを示すもので、例えば所定クランク
角（360゜CA）毎に実行される。なお、第25図において
第20図と同一部分には同一符号を付して説明を省略す
る。ステツプ234で燃料付着量FMWETを算出した後は、ス
テツプ240において以下の式に従って補正加算量FAEを算
出する。 FAE＝0.2・FAEOLD＋FMWET−FMWETOLD ……（24） なお、FAEOLDは前回演算した補正加算量、FMWETOLDは
前回演算した燃料の壁面への付着量である。 上記（24）式では、前回の補正加算量FAEOLDに0.2を
乗算しているので、前回の補正加算量を80％減衰させて
前回の補正加算量の20％を今回の補正加算量に反映させ
ている。なお、この減衰の仕方は機関によって最適な方
法が選択され、上記のように所定クランク角（上記の例
では360゜CA）毎に所定量づつ減衰させても良く、また
所定時間毎に所定量づつ減衰させるようにしても良い。 次のステツプ242では、上記と同様にして基本燃料噴
射時間と補正係数FKと補正加算量FAEとを用いて燃料噴
射時間TAUを演算する。そして、ステツプ244において補
正加算量FAEを前回の補正加算量FAEOLDとしてRAMに記憶
すると共に、燃料付着量FMWETを前回の燃料付着量FMWET
OLDとしてRAMに記憶する。 なお、上記第22図では、吸気弁全閉状態での吸気管圧
力に応じて燃料付着量を定める例について説明したが、
燃料付着量は機関回転速度に応じても変化するため第23
図に示すように吸気管圧力と機関回転速度を変数として
変化するマツプとして記憶させても良い。また、燃料付
着量は機関温度によっても変化し、機関温度が低い程燃
料付着量が多くなるので更にこの機関温度を変数として
定めるようにしても良い。また、上記実施例では、加重
平均値によって吸気管圧力を予測する例について説明し
たが、上記（16）式に従って吸気管圧力を予測しても良
く、定常状態の吸気管圧力を１次遅れ要素で処理して吸
気管圧力を予測しても良い。
射量制御方法に適用される。従来より、吸気管圧力と機
関回転速度とを検出し、この検出された吸気管圧力と機
関回転速度とに基づいて基本燃料噴射時間を演算し、こ
の基本燃料噴射時間を吸気温や機関冷却水温等に応じて
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弁することにより燃料噴射量を
制御する内燃機関の燃料噴射量制御方法が知られてい
る。この燃料噴射量制御方法においては、ダイヤフラム
式の圧力センサを吸気管に取付け、機関脈動成分を除去
するために時定数が３〜5msecのフイルタを介して圧力
センサ出力を処理することにより吸気管圧力を検出し、
この検出された吸気管圧力と回転速度センサで検出され
た機関回転速度と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。 しかしながら、圧力センサのダイヤフラムによる応答
遅れおよびフイルタの時定数による応答遅れが存在する
ため、加減速時等の過渡運転時には、実際の吸気管圧力
の変動に対して検出された吸気管圧力の変動に時間遅れ
が生ずる。このため、加速時にはスロツトル弁が急開さ
れて実際の吸気管圧力が急激に上昇するのに対して検出
された吸気管圧力に時間遅れが生じ、実際の吸気管圧力
より小さい値の吸気管圧力によって基本燃料噴射時間が
演算されることになるため、空燃比がオーバリーンにな
り加速応答性が悪化すると共に排気エミツシヨンが悪化
する。逆に、減速時にはスロツトル弁が急閉されること
から吸気管圧力が急激に低下するため実際の吸気管圧力
より大きな値の吸気管圧力によって基本燃料噴射時間が
演算されることになり、空燃比がオーバリツチになって
ドライバビリテイが悪化すると共に排気エミツシヨンが
悪化する。この空燃比のオーバリツチおよびオーバリー
ンを防止するために、加速増量や減速減量等の各種の増
減量補正を行なっているが、過渡時には検出された吸気
管圧力に時間遅れが存在するため全運転領域で完全に目
標空燃比に制御することが不可能であった。 一方、実際の値に対して時間遅れのない物理量として
スロツトル開度を用い、スロツトル開度と機関回転速度
とに基づいて基本燃料噴射時間を演算する方法（特開昭
59−28031号公報）やスロツトル開度と機関回転速度と
に応じた吸気管圧力を記憶しておいて圧力センサより得
られる信号に応じて排ガス再循環時の排ガスの分圧を考
慮してこの吸気管圧力を補正して燃料噴射量を制御する
ことが行なわれている（特開昭59−39948号公報）。 〔発明が解決しようとする問題点〕 しかしながら、通常スロツトル弁は圧力センサ取付位
置および機関燃焼室から離れた上流側の位置に配置され
ており、スロツトル弁を通過した空気が圧力センサ取付
位置や機関燃焼室へ到達するまでに時間遅れが生じ、ま
た、スロツトル弁と吸気弁との間の容積のためスロツト
ル開度は実吸入空気量の変化に対して位相が進むことに
なる。このため、スロツトル開度と機関回転速度とで定
められた吸気管圧力Ｐ（TA、NE）は第３図に示すように
実際の吸気管圧力Ｐより位相が進んだ値となる。なお、
PMは圧力センサから得られる吸気管圧力である。また、
第４図に示すように、スロツトル開度と機関回転速度と
で定められた基本燃料噴射量TP（TA、NE）はスロツトル
開度の変化が実吸入空気量の変化に対して位相が進んで
いるため要求燃料噴射量よりも多くなる。このためスロ
ツトル開度と機関回転速度とに基づいて燃料噴射量を制
御すると、加速時には燃料噴射量が要求値より多くなっ
て空燃比がオーバリツチになり、減速時には燃料噴射量
が要求値より少なくなって空燃比がオーバリーンにな
る。また、加速増量補正を行なった場合においても増量
値は第４図の斜線で示すようになり、上記の位相進みを
補正することはできない。 本発明は上記問題点を解決すべく成されたもので、実
際の吸気管圧力の変化に対して応答遅れのないスロツト
ル開度を用いて位相進みおよび遅れのない現在の吸気管
圧力、すなわち現在の実際の吸気管圧力を予測する内燃
機関の吸気管圧力検出方法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〕 上記目的を達成するために本発明は、スロットル開度
と機関回転速度とに基づいて所定周期Δｔで定常状態で
の吸気管圧力PMTAを演算し、過度時の吸気管圧力の変化
に関する時定数Ｔと前記所定周期Δｔとを用いて重みに
関する係数ｎを演算し、定常状態での吸気管圧力PMTAと
係数ｎとから現在の実際の吸気管圧力PMSMiを次式より
演算する。 PMSMi＝（（ｎ−１）・PMSMi-1＋PMTA）/n 但し、PMSMi-1は、過去に演算された加重平均値であ
る。 〔作用〕 最初に、本発明の参考として、実際の吸気管圧力を求
める原理について説明する。第１図に示すように、スロ
ツトル弁ThからサージタンクＳを介して機関Ｅの吸気弁
までの吸気系を考え、吸気系内の空気の圧力（吸気管絶
対圧力）をＰ［mmHgabs.］、吸気系の容積をＶ［］、
吸気系内に存在する空気の重量をＱ［ｇ］、吸気系内の
空気の絶対温度をＴ［゜Ｋ］、大気圧をPc［mmHgabs.］
とすると共に、吸気系から機関Ｅの燃焼室に吸入される
単位時間当りの空気重量をΔQ1［g/sec］、スロツトル
弁Thを通過して吸気系内に吸入される単位時間当りの空
気重量をΔQ2［g/sec］とし、微小時間Δｔ内に吸気系
の空気の重量が（ΔQ2−ΔQ1）・Δｔ変化し、このとき
吸気系内の空気の圧力がΔＰ変化したものとして、吸気
系内の空気にボイル・シヤルルの法則を適用すると以下
の（１）式に示すようになる。 （Ｐ＋ΔＰ）Ｖ＝｛Ｑ＋（ΔQ2−ΔQ1）Δｔ｝RT ……
（１） ただし、Ｒは気体定数である。 一方、PV＝Ｑ・Ｒ・Ｔであるから上記（１）式を変形
すると、以下の（２）式が得られる。 ここで、流量係数をψ、スロツトル弁の開口面積（ス
ロツトル開度）をＡとするとスロツトル弁を通過する単
位時間当りの空気重量ΔQ2は以下の（３）式で表わさ
れ、行程容積をVS、機関回転速度をNE［rpm］、吸入効
率をηとすると機関の燃焼室に吸入される単位時間当り
の空気重量ΔQ1は以下の（４）式で表わされる。 上記（３）、（４）式を（２）式に代入すると次の
（５）式が得られる。 ここで、Δｔ→０の極限をとると、 となる。 今、圧力P0（≠PC）近傍での応答を考えて圧力がP0か
らP0＋Ｐに変化したものとして、上記（６）式のＰに代
えてP0＋Ｐ（ただし、Ｐは微小値）を代入すると、以下
の（７）式が得られる。 ここで、 であるから、上記（７）式は以下の（９）式のようにな
る。 ここで、 とすると、上記（９）式は次のようになる。 上記（12）式を次の（13）式のように変形して両辺を
積分し、積分定数をＣとすると以下の（14）式が得られ
る。 ここでｔ＝０のときＰの初期値はP0であるから上記
（14）式より積分定数Ｃは次のようになる。 上記（14）式と（15）式からＰを求めると次のように
なる。 ただし、ｅは自然対数の底である。 従って、スロツトル弁の開口面積Ａすなわちスロツト
ル開度TA、機関回転速度NEおよびスロツトル開度変化時
点からの経過時間ｔを測定して上記（16）式に代入すれ
ば、実際の吸気管圧力Ｐを求めることができる。そし
て、このようにして求めた実際の吸気管圧力Ｐと機関回
転速度NEとに基づいて、例えば以下の式に示す演算を行
なって基本燃料噴射時間TPを求め、この基本燃料噴射時
間TPを吸気温や機関冷却水温等に応じて補正して燃料噴
射時間を求め、この燃料噴射時間に相当する時間燃料噴
射弁を開弁することにより機関が要求する量の燃料を噴
射することができる。 ただし、Ｋは定数である。ところで、上記（16）式の
吸気管圧力Ｐをグラフで表わすと第２図に示すようにな
り、ｔ＝０でＰ＝P0、ｔ→∞の極限（定常状態）ではＰ
＝b/a（定常状態での吸気管圧力PMTA）となり１次遅れ
要素の出力である。従って、スロツトル開度TAと機関回
転速度NEとに基づいて定常状態での吸気管圧力PMTAを演
算し、定常状態での吸気管圧力PMTAを以下の（17）式の
伝達関数Ｇ（ｓ）で表わされる１次遅れ要素で処理する
ことにより実際の吸気管圧力を演算するようにしてもよ
い。 ただし、ｓはラプラス変換の演算子、Ｔは時定数であ
る。 すなわち、所定周期毎にスロツトル開度と機関回転速
度とに基づいて定常状態での吸気管圧力を演算し、演算
された定常状態での吸気管圧力を１次遅れ要素で処理す
ることにより前記経過時間を変数とする吸気管圧力を演
算することもできる。 このように、実際の吸気管圧力を予測してこの吸気管
圧力と機関回転速度とに基づいて燃料噴射量が制御して
いるので、実際の吸入空気量に応じた量の燃料を噴射す
ることができ、これによって空燃比を目標空燃比に制御
して過渡時の空燃比のオーバリツチ、オーバリーンを防
止することができる。 次に、第６図を参照して、本発明の参考例を説明す
る。第６図に示すブロツク図のように、スロツトル開度
検出手段で検出されたスロツトル開度TAと回転速度検出
手段で検出された機関回路速度とに基づいて吸気管圧力
演算手段Ａによって定常状態での吸気管圧力PMTAが演算
される。吸気管圧力演算手段Ａによって演算された定常
状態での吸気管圧力PMTAは、補正手段Ｂによって過渡時
の吸気管圧力の応答遅れ分の補正が行なわれる。この補
正手段としては１次遅れ要素を用いることができる。補
正手段Ｂによって補正された吸気管圧力は基本燃料噴射
時間演算手段Ｃに入力され、基本燃料噴射時間演算手段
に入力されている機関回転速度NEとに基づいて基本燃料
噴射時間TPが演算される。そして、基本燃料噴射時間TP
に基づいて燃料噴射量制御手段によって燃料噴射量が制
御される。 このように、圧力センサやフイルタを用いていないの
で、構造簡単でかつ精度よく実際の吸気管圧力を予測し
て機関が要求する量の燃料を噴射することができる、と
いう効果が得られる。 次に、本発明の具体的な作用を説明する。 本発明では、スロットル開度と機関回転速度とに基づ
いて所定周期Δｔで定常状態での吸気管圧力PMTAを演算
し、過渡時の吸気管圧力の変化に関する時定数Ｔと前記
所定周期Δｔとを用いて重みに関する係数ｎを演算し、
定常状態での吸気管圧力PMTAと係数ｎとから現在の実際
の吸気管圧力PMSMiを後述する（23）式より演算する。 次に、本発明の原理を説明する。１次遅れ要素をブロ
ツク図で表わすと第５図に示すようになり、入力ｘを
（ｔ）とし、出力をｙ（ｔ）とし、時定数をＴとする
と、第５図の入出力の関係は以下の式で表わされる。 ここで、t2を現在の演算タイミング、t1を過去の演算
タイミングとすると次の（21）式が得られる。 上記（21）において、ｘ（t2）を定常状態での吸気管
圧力PMTA、ｙ（t2）を現在の実際の吸気管圧力PMSMi、
ｙ（t1）を過去の実際の吸気管圧力PMSMi-1、t2−t
1（＝Δｔ）演算周期とすれば、 となり、T/Δｔ＝ｎとすると、以下の（23）式が得られ
る。 すなわち、上記（23）式は、過去の実際の吸気管圧力
PMSMi-1の重みをｎ−１とし、定常状態での吸気管圧力P
MTAの重みを１とした加重平均を求めることにより、現
在の実際の吸気管圧力PMSMiを演算することができるこ
とを示している。また、重みに関する係数ｎは時定数Ｔ
と演算周期Δｔとの比で求められる。 従って、スロツトル開度と機関回転速度とに基づいて
所定周期Δｔで定常状態での吸気管圧力PMTAを演算し、
過渡時の吸気管圧力の変化に関する時定数Ｔと所定周期
Δｔとで重みに関する係数ｎを演算し、過去に演算され
た加重平均値PMSMi-1の重みを重くして過去に演算され
た加重平均値PMSMi-1と定常状態での吸気管圧力PMTAと
重みに関する係数ｎとで上記（23）式に従って加重平均
値PMSMiを演算すれば、現在の実際の吸気管圧力が求め
られることになる。そこで、上記のようにして演算され
た加重平均値（現在の実際の吸気管圧力）と機関回転速
度とに基づいて基本燃料噴射時間を演算し、演算された
基本燃料噴射時間に基づいて燃料噴射量を制御する。 なお、上記（10）、（16）式から理解されるように、
時定数Ｔ＝1/aは機関回転速度NEが大きくなる程小さく
なり、スロツトル開度TAが大きくなる程小さくなる。こ
のように、時定数はスロツトル開度TAと機関回転速度NE
を変数とする関数で表わされる。従って演算周期Δｔを
一定とすれば、重みに関する係数ｎはスロツトル開度TA
と機関回転速度NEとを変数とする関数で定めることがで
きる。なお、スロツトル開度TAと機関回転速度NEとで定
常状態での吸気管圧力PMTAが一義的に定まるから、スロ
ツトル開度TAと機関回転速度NEとに代えて定常状態での
吸気管圧力PMTAと機関回転速度NEとに応じて重みに関す
る係数ｎを定めるようにしてもよい。 ところで、機関燃焼室に供給される空気量が確定する
のは、吸気終了時点すなわち吸気弁閉弁時である。しか
しながら、燃料噴射時間を演算するために所定時間必要
であると共に、燃料噴射弁から噴射された燃料が燃焼室
に到達するまでに所定の飛行時間が必要であり、燃焼室
に供給される空気量が確定したときに燃料噴射量を演算
すると時間遅れが生じるため、従来では、燃焼室に供給
される空気量が確定する前の吸気管圧力を用いて基本燃
料噴射時間を演算している。このため、実際に燃焼室内
に吸入された空気量に適合した量の燃料が噴射されなく
なり、加速時には吸入空気量が確定する吸気管圧力より
小さい値の吸気管圧力によって燃料噴射量が制御される
ため、空燃比がリーンとなり、減速時には吸入空気量が
確定する吸気管圧力より大きい値の吸気管圧力によって
燃料噴射量が制御されるため、空燃比がリツチとなる。 一方、上記（23）式においてスロツトル開度TAと機関
回転速度NEとが変化しないものと仮定すると、加重平均
値演算時から吸入空気量が確定するまでの間、すなわち
加重平均値演算時から所定時間先までの間定常状態での
吸気管圧力PMTAは一定である。従って、上記（23）式の
加重平均値を繰り返し演算することによって吸入空気量
確定時の実際の吸気管圧力を予測することができる。こ
のため本態様では、定常状態での吸気管圧力を演算した
時点から機関に吸入される空気量が確定するまでの時間
を演算周期Δｔで除算することにより演算回数を求め、
この演算回数だけ上記（23）式の加重平均の演算を繰り
返すことにより、機関に吸入される空気量が確定する時
点での加重平均値すなわち機関に吸入される空気量が確
定する時点での実際の吸気管圧力を予測して燃料噴射量
を制御する。 なお、上記では燃料噴射時間演算時から機関に吸入さ
れる空気量が確定するまでの間スロツトル開度と機関回
転速度とが変化しないものと仮定したが、スロツトル開
度や機関回転速度が変化する場合には、燃料噴射時間演
算時でのスロツトル開度の微分値および／または機関回
転速度の微分値を用いて次の燃料噴射時間演算時点での
スロツトル開度および／または機関回転速度を予測し
て、吸入空気量が確定するときの定常状態での吸気管圧
力を予測し、上記のように加重平均値の演算を繰り返し
て実際の吸気管圧力を予測すれば、スロツトル開度や機
関回転速度変動時の実際の吸気管圧力の予測値の精度が
更に向上する。 また、燃料噴射弁から噴射された燃料は、インテーク
マニホールド内壁面等の機関壁面に付着して噴射された
燃料の全てが燃料室に供給されないので、この燃料付着
分を補正して燃料噴射量を制御するのが好ましい。この
燃料付着量は、吸気管圧力の大きさに依存し、吸気管圧
力が小さいと燃料の蒸発量が多くなるため燃料付着量は
少なくなり、吸気管圧力が大きいと燃料の蒸発量が少な
くなるため燃料付着量は多くなる。このため、加重平均
によって演算された実際の吸気管圧力から機関壁面への
燃料付着量の変化量を予測し、この変化量に相当する量
の燃料噴射量を補正して機関に吸入される実際の吸入空
気量に対応した量の燃料を機関に供給するのが好まし
い。なお、燃料の壁面への付着量は機関温度や機関回転
速度によっても変化する（機関温度が高いと燃料の蒸発
量が多くなるため燃料付着量は少なくなり、機関回転速
度が速くなると空気流速が速くなって蒸発量が多くなる
ため燃料付着量は少なくなる）ため、機関温度や機関回
転速度の関数として燃料付着量の変化量を定めるように
しても良く、また壁面への燃料付着量は瞬時に安定しな
いため燃料噴射量の補正量を時間減衰させて今回噴射し
たときの燃料付着量を次回以降の噴射に反映させるよう
にしても良い。 〔発明の効果〕 以上説明したように本発明によれば、現在の実際の吸
気管圧力を上式より演算して求めているので、現在の実
際の吸気管圧力の検出精度を向上することができる。 〔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。第７図は本実施例に係る内燃機関の概略図である。 エアクリーナ（図示せず）の下流側にはスロツトル弁
８が配置されている。このスロツトル弁８には、スロツ
トル弁８の開度を検出するスロツトル開度センサ10が取
付けられている。スロツトル開度センサ10は、第８図の
等価回路に示すように、スロツトル弁８の回動軸に固定
された接触子10Bと一端に電源が接続されかつ他端が接
地された可変抵抗10Aとで構成されており、スロツトル
弁８の開度が変化するに伴って、接触子10Bと可変抵抗1
0Aとの接触状態が変化し、スロツトル弁８の開度に応じ
た電圧が接触子10Bから得られるように構成されてい
る。スロツトル弁８の上流側の吸気管壁には、吸入空気
の温度を検出するサーミスタで構成された温度センサ14
が取付けられている。スロツトル弁８の下流側にはサー
ジタンク12が配置されており、サージタンク12はインテ
ークマニホールド18、吸気ポート22および吸気弁23を介
して機関本体20の燃焼室25に連通されている。このイン
テークマニホールド24には、各気筒に対応するように燃
料噴射弁24が取付けられており、各気筒独立にまたは各
気筒グループ毎にまたは全気筒一斉に燃料を噴射できる
ように構成されている。 燃焼室25は、排気弁27、排気ポート26およびエキゾー
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、排ガス中の残留酸素濃度を検出して
論理空燃比に対応する値を境に反転した信号を出力する
O2センサ30が取付けられている。 シリンダブロツク32には、ウオータジヤケツト内に突
出するように機関温度を代表する機関冷却水温を検出す
るサーミスタ等で構成された冷却水温センサ34が取付け
られている。シリンダブロツク36には、各々の燃焼室25
内に突出するように点火プラグ38が取付けられている。
点火プラグ38はデイストリビユータ40および点火コイル
を備えたイグナイタ42を介してマイクロコンピユータ等
で構成された制御回路44に接続されている。デイストリ
ビユータ40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および回転各センサ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毎に回転角信号
を出力する。そして、この回転角信号の周期から機関回
転速度を演算することができる。 マイクロコンピユータ等で構成された制御回路44は、
第９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（RAM）64、バツクアツプRAM（BU
−RAM）66、入出力ポート68、入力ポート70、出力ポー
ト72、74およ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を備えている。入出力ポート68に
は、アナログ−デジタル（A/D）変換器78およびマルチ
プレクサ80が順に接続されており、このマルチプレクサ
80には、バツフア82を介して吸気温センサ14が接続され
ると共に、バツフア84およびバツフア85をそれぞれ介し
て水温センサ34おびスロツトル開度センサ10が接続され
ている。また、入出力ポート68は、A/D変換器78および
マルチプレクサ80に接続されて、MPUからの制御信号に
応じて吸気温センサ14、水温センサ34及びスロツトル開
度センサ10出力を順次所定周期でA/D変換するように制
御する。 入力ポート70には、コンパレータ88およびバツフア86
を介してO2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および回転角センサ48が接続
されている。そして、出力ポート72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は駆動回路94
を介して燃焼室24に接続されている。 次に上記内燃機関に本発明を適用した第１実施例につ
いて説明する。上記ROM62には、以下で説明する本発明
の第１実施例の制御ルーチンのプログラムや第10図に示
すスロツトル開度TAと機関回転速度NEとで定められた定
常状態での吸気管圧力PMTAのマツプ、第11図に示す機関
回転速度NEと定常状態での吸気管圧力PMTA（またはスロ
ツトル開度TA）とで定められた重みに関する係数ｎのマ
ツプ、および実際の吸気管圧力PMSMと機関回転速度NEと
で定められた基本燃料噴射時間TPのマツプが予め記憶さ
れている。第10図に示す定常状態での吸気管圧力PMTAの
マツプは、スロツトル開度TAと機関回転速度NEとを設定
し、設定したスロツトル開度TAと機関回転速度NEに対応
する吸気管圧力を測定し、吸気管圧力が安定したときの
値を用いることにより作成される。第11図に示す重みに
関する係数ｎのマツプは、スロツトル弁をステツプ状に
開いたときの吸気管圧力の応答（インデシヤル応答）時
の時定数Ｔを測定し、この測定値と第13図に示す演算ル
ーチンの実行周期ΔtsecとからT/Δｔ（ ≒ｎ）を機関
回転速度NEと実際の吸気管圧力PMTA（またはスロツトル
開度TA）とに対応して求めることにより作成される。そ
して第12図の基本燃料噴射時間TPのマツプは、機関回転
速度と吸気管圧力とを設定し目標空燃比となる基本燃料
噴射時間TPを測定することにより作成される。 次に、第13図に示す燃料噴射時間演算ルーチンについ
て説明する。このルーチンは、所定時間（例えば、8mse
c）毎に実行される。ステツプ100においてA/D変換され
たスロツトル開度TA（例えば、8msec毎にA/D変換する）
および機関回転速度NEを取込み、ステツプ102において
第10図のマツプからスロツトル開度TAと機関回転速度NE
に対応する定常状態での吸気管圧力PMTAを演算する。次
のステツプ104では、ステツプ102で演算された吸気管圧
力PMTAとステツプ100で取込んだ機関回転速度NEとに基
づいて第11図に示すマツプから重みに関する係数ｎを演
算する。なお、スロツトル開度と機関回転速度で重みに
関する係数ｎのマツプを定めた場合には、ステツプ104
でステツプ100で取込んだスロツトル開度TAと機関回転
速度NEとで重みに関する係数ｎを演算するようにしても
よい。次のステツプ106では、ステツプ102で演算された
吸気管圧力PMTAとステツプ104で演算された重みに関す
る係数ｎと前回のこのルーチンの実行時にステツプ106
で演算された前回の加重平均値PMSMi-1とを用いて上記
で説明した（23）式に従って今回の加重平均値PMSMiを
演算する。次のステツプ108では今回の加重平均値PMSMi
と機関回転速度NEとに基づいて第12図に示すマツプから
基本燃料噴射時間TPを演算する。そして、次のステツプ
110において吸気温や機関冷却水温等で定まる補正係数F
Kを基本燃料噴射時間TPに乗算することによって燃料噴
射時間TAU演算する。そして、図示しない制御ルーチン
において所定クランク角になったときに燃料噴射時間TA
Uに相当する時間燃料噴射弁を開弁して燃料噴射を実行
する。 第14図は所定クランク角毎に割込みによって点火進角
θを演算するルーチンを示すものである。なお、第14図
において第13図と同一部分については同一符号を付して
説明を省略する。ステツプ112では、今回演算された加
重平均値PMSMiと機関回転速度NEとにより基本点火進角
θBASEを演算する。この基本点火進角θBASEは、演算式
によって演算してもよく、また基本燃料噴射時間と同様
にマツプを作成してこのマツプから演算するようにして
もよい。そして、次のステツプ114において基本点火進
角θBASEに吸気温や機関冷却水温等で定まる補正係数IK
を乗算して点火進角θを求める。そして図示しない点火
時期制御ルーチンにおいて基本点火進角θでイグナイタ
をオフすることにより点火を実行する。 第15図（１）、（２）に、加速時における従来での加
速増量を行なわない場合の空燃比の変化と本実施例での
空燃比の変化とを比較して示すと共に燃料噴射量を求め
るための本実施例での加重平均値PMSMと従来の検出した
吸気管圧力PMとの相異を示す。第15図から理解されるよ
うに、従来例の空燃比は加速時にリーンスパイクが生じ
ているが、本実施例の空燃比は略フラツトになってい
る。 以上説明したように、本実施例では実際の吸気管圧力
を予測して燃料噴射量と点火時期とを制御することによ
り圧力センサやフイルタを用いることなく、精度良く燃
料噴射量制御と点火時期制御を行なうことができる。 次に上記内燃機関に本発明を適用した第２の実施例を
説明する。この実施例は加重平均値の演算を所定回繰り
返すことによって吸入空気量確定時（吸気弁全閉時）の
実際の吸気管圧力を予測し、この予測した吸気管圧力に
よって燃料噴射量を制御するようにしたものである。第
16図は所定時間（本実施例では8msec）毎に実行して吸
入空気量確定時の吸気管圧力の予測値PMSM2を演算する
ルーチンを示すものである。ステツプ200において機関
回転速度NEを取込むと共に、スロツトル開度TAのA/D変
換を行なってスロツトル開度TAを取込む。ステツプ202
では第10図に示すマツプから機関回転速度NEとスロツト
ル開度TAとに対応する定常状態での吸気管圧力PMTAを演
算する。次のステツプ204では第11図に示すマツプから
重み付けに関する係数ｎを演算する。次のステツプ206
とステツプ208では、レジスタPMSM1に記憶されている前
回演算した加重平均値PMSMi-1をRAMから読出して上記
（23）式に基づいて今回の加重平均値PMSMiを演算し、
ステツプ210においてこの加重平均値PMSMiをレジスタPM
SM1に記憶しておく。次のステツプ212では、現在時刻か
ら吸気管圧力予測時点までの時間Tmsecを第16図のルー
チンの演算周期Δｔ（＝8msec）で除算することにより
演算回数T/Δｔを演算する。この予測時間Tmsecは、現
在時刻から吸入空気量確定までの時間すなわち現在時刻
から吸気弁が閉じるまでの時間を採用することができ、
各気筒独立に燃料を噴射しない場合には燃料噴射弁から
燃焼室までの燃料の飛行時間等も考慮して決定される
が、現時点から予測先までのクランク角が同一であって
もこの予測時間Tmsecは機関回転速度が速くなると短く
なるので機関回転速度等の運転条件によって可変するこ
とが好ましい（例えば、機関回転速度が速くなるに従っ
て短くする）。次のステツプ214では、演算回数T/Δｔ
回上記（23）式の演算を繰り返して実行し、ステツプ21
6においてこの演算した値を吸気管圧力の予測値PMSM2と
する。このように加重平均値を繰り返して実行すること
により最新の加重平均値は定常運転状態での吸気管圧力
値に近づくので、加重平均値の演算回数を上記のように
定めることにより現在時刻からTmsec先の吸気管圧力
（現時点より定常状態に近い状態での吸気管圧力）を予
測することができる。 第17図は所定クランク角（例えば、120゜CA）毎に燃
料噴射時間TAUを演算するルーチンを示すもので、機関
回転速度NEとステツプ216で演算された吸気管圧力の予
測値PMSM2とに基づいて第12図に示すマツプから基本燃
料噴射時間TPを演算する。そして、ステツプ220におい
て上記のステツプ110と同様にして燃料噴射時間TAUを演
算する。 なお、現在時刻からTmsec経過した時点ではスロツト
ル開度や機関回転速度が変化することがあるため、スロ
ツトル開度の微分値や機関回転速度の微分値を用いてTm
sec先のスロツトル開度や機関回転速度を予測してTmsec
先の定常状態での吸気管圧力を予測し、上記の加重平均
値の演算を繰り返すようにすれば、さらに精度は向上す
る。 上記のように演算したときの加重平均値およびTmsec
経過後の予測値PMSM2を第18図および第19図に示す。第1
8図では、16msec先の予測値と理論値とを示したが、予
測値は理論値と略等しくなっている。なお、スロツトル
開度のA/D変換タイミングは燃料噴射時間演算タイミン
グと一致する場合もあるが、最大演算周期Δｔに相当す
る時間ずれる。従って、このずれ時間を平均（０＋Δ
ｔ）/2してＴ±Δt/2時間先の吸気管圧力を予測するよ
うにしても良い。また、本実施例においては、予測値PM
SM2の演算方法と同様の方法で第17図のルーチンの演算
周期と演算時から点火時までの時間とから演算回数を求
め、この演算回数だけ加重平均の演算を繰返して予測値
を求め、この予測値と機関回転速度とから基本点火進角
を求めて点火時期を制御するようにしても良い。 次に、本発明の第３実施例を説明する。本実施例は燃
料の機関壁面付着量を予測し燃料噴射量を補正するよう
にしたものである。 機関燃焼室へ吸入されないで機関壁面に付着している
燃料付着量は、吸気弁閉弁時の吸気管圧力によって定ま
り、例えば、吸気管圧力がPM1の状態からPM2の状態へ加
速した場合、各々の吸気管圧力での燃料付着厚さをT1、
T2とすると、燃料の付着厚さをT1からT2に増加させるた
めに必要な、壁面への燃料供給量は、スロツトル開放速
度および燃料噴射回数等に関係なく定まる。そこで、本
実施例では、ある基準吸気管圧力（例えば、0mmHgabs）
から任意の吸気管圧力まで変化させたときの壁面に供給
すべき噴射量の総付着量を第22図に示すように吸気弁全
閉時での吸気管圧力に対して予めマツプの形でROMに記
憶させておく。 第20図は、本実施例の所定クランク角（360゜CA）毎
に実行される燃料噴射量演算ルーチンを示すもので、ス
テツプ230においては上記第16図で演算された吸気管圧
力の予測値PMSM2と機関回転速度NEとから基本燃料噴射
時間TPを上記と同様に演算する。次のステツプ232で
は、吸気温や機関冷却水温等によって定まる燃料噴射量
の補正係数FKを算出する。次のステツプ234では、第22
図のマツプから吸気管圧力の予測値PMSM2に対応する機
関壁面への燃料付着量FMWETを算出する。そして次のス
テツプ236において基本燃料噴射時間と補正係数FKとを
乗算すると共に、今回求めた燃料の付着量FMWETから前
回燃料の付着量FMWETOLDを減算した値を補正加算値とし
て加算することにより燃料噴射時間TAUを求める。この
補正加算量は吸気管圧力の変化によって生ずる燃料付着
量の変化量を表わしている。そしてステツプ238におい
て今回求めた燃料の付着量FMWETを前回の付着量FMWET
OLDとしてRAMに記憶する。 以上のように燃料噴射量を制御することによって、第
21図に示すように斜線で示す部分の量の燃料が増量さ
れ、これによって機関の内壁面に燃料付着厚さだけの燃
料が付着しても補正加算量によって機関に供給する燃料
は要求値になる。なお、第24図はスロツトル開度、吸気
管圧力の予測値および空燃比の変化を示すものであり、
本実施例では破線で示す従来例のようにリーンスパイク
は生ぜず空燃比の変動が少なくなっている。 次に本発明の第４実施例を説明する。上記の第３実施
例では噴射毎の燃料付着量によって燃料噴射量を制御す
るようにしてたが、機関壁面への燃料の付着は瞬時には
安定しないことを考慮して本実施例では各噴射での補正
加算量を時間減衰させることによって次回以降の噴射に
も反映させることにより燃焼室への燃料の供給量を要求
値と等しくするようにしている。第25図は本実施例の燃
料噴射演算ルーチンを示すもので、例えば所定クランク
角（360゜CA）毎に実行される。なお、第25図において
第20図と同一部分には同一符号を付して説明を省略す
る。ステツプ234で燃料付着量FMWETを算出した後は、ス
テツプ240において以下の式に従って補正加算量FAEを算
出する。 FAE＝0.2・FAEOLD＋FMWET−FMWETOLD ……（24） なお、FAEOLDは前回演算した補正加算量、FMWETOLDは
前回演算した燃料の壁面への付着量である。 上記（24）式では、前回の補正加算量FAEOLDに0.2を
乗算しているので、前回の補正加算量を80％減衰させて
前回の補正加算量の20％を今回の補正加算量に反映させ
ている。なお、この減衰の仕方は機関によって最適な方
法が選択され、上記のように所定クランク角（上記の例
では360゜CA）毎に所定量づつ減衰させても良く、また
所定時間毎に所定量づつ減衰させるようにしても良い。 次のステツプ242では、上記と同様にして基本燃料噴
射時間と補正係数FKと補正加算量FAEとを用いて燃料噴
射時間TAUを演算する。そして、ステツプ244において補
正加算量FAEを前回の補正加算量FAEOLDとしてRAMに記憶
すると共に、燃料付着量FMWETを前回の燃料付着量FMWET
OLDとしてRAMに記憶する。 なお、上記第22図では、吸気弁全閉状態での吸気管圧
力に応じて燃料付着量を定める例について説明したが、
燃料付着量は機関回転速度に応じても変化するため第23
図に示すように吸気管圧力と機関回転速度を変数として
変化するマツプとして記憶させても良い。また、燃料付
着量は機関温度によっても変化し、機関温度が低い程燃
料付着量が多くなるので更にこの機関温度を変数として
定めるようにしても良い。また、上記実施例では、加重
平均値によって吸気管圧力を予測する例について説明し
たが、上記（16）式に従って吸気管圧力を予測しても良
く、定常状態の吸気管圧力を１次遅れ要素で処理して吸
気管圧力を予測しても良い。
【図面の簡単な説明】
第１図は第１の発明の原理を説明するための線図、第２
図は吸気系内の実際の吸気管圧力の時間に対する変化を
示す線図、第３図は従来のスロツトル開度と機関回転速
度とで定まる吸気管圧力と実際の吸気管圧力との相異を
示す線図、第４図は従来のスロツトル開度と機関回転速
度とで定まる燃料噴射量と要求燃料噴射量との相異を示
す線図、第５図は発明の態様を説明するためのブロツク
図、第６図は第２の発明を説明するためのブロツク図、
第７図は本発明の実施例に関する燃料噴射量制御装置を
備えた内燃機関を示す概略図、第８図はスロツトル開度
センサの等価回路図、第９図は第８図の制御回路の詳細
を示すブロツク図、第10図は定常状態での吸気管圧力の
マツプを示す線図、第11図は加重平均値の重み付けに関
する係数のマツプを示す線図、第12図は基本燃料噴射時
間のマツプを示す線図、第13図は本発明の第１実施例の
燃料噴射量演算ルーチンを示す流れ図、第14図は上記実
施例の点火進角演算ルーチンを示す流れ図、第15図
（１）、（２）は従来例と上記実施例との空燃比および
吸気管圧力の変化を示す線図、第16図は本発明の第２実
施例の吸気管圧力の予測値を演算するルーチンを示す流
れ図、第17図は上記第２実施例の燃料噴射時間演算ルー
チンを示す流れ図、第18図および第19図は上記第２実施
例の吸気管圧力の予測値等の変化を示す線図、第20図は
本発明の算出の燃料噴射時間演算ルーチンを示す流れ
図、第21図は燃料の壁面付着厚さと吸気管圧力との関係
を示す線図、第22図および第23図は補正噴射量のマツプ
を示す線図、第24図は上記第３実施例の空燃比等の変化
を従来例と比較して示す線図、第25図は本発明の第３実
施例の燃料噴射量演算ルーチンを示す流れ図である。 ８……スロツトル弁、 10……スロツトル開度センサ、 48……回転角センサ。
図は吸気系内の実際の吸気管圧力の時間に対する変化を
示す線図、第３図は従来のスロツトル開度と機関回転速
度とで定まる吸気管圧力と実際の吸気管圧力との相異を
示す線図、第４図は従来のスロツトル開度と機関回転速
度とで定まる燃料噴射量と要求燃料噴射量との相異を示
す線図、第５図は発明の態様を説明するためのブロツク
図、第６図は第２の発明を説明するためのブロツク図、
第７図は本発明の実施例に関する燃料噴射量制御装置を
備えた内燃機関を示す概略図、第８図はスロツトル開度
センサの等価回路図、第９図は第８図の制御回路の詳細
を示すブロツク図、第10図は定常状態での吸気管圧力の
マツプを示す線図、第11図は加重平均値の重み付けに関
する係数のマツプを示す線図、第12図は基本燃料噴射時
間のマツプを示す線図、第13図は本発明の第１実施例の
燃料噴射量演算ルーチンを示す流れ図、第14図は上記実
施例の点火進角演算ルーチンを示す流れ図、第15図
（１）、（２）は従来例と上記実施例との空燃比および
吸気管圧力の変化を示す線図、第16図は本発明の第２実
施例の吸気管圧力の予測値を演算するルーチンを示す流
れ図、第17図は上記第２実施例の燃料噴射時間演算ルー
チンを示す流れ図、第18図および第19図は上記第２実施
例の吸気管圧力の予測値等の変化を示す線図、第20図は
本発明の算出の燃料噴射時間演算ルーチンを示す流れ
図、第21図は燃料の壁面付着厚さと吸気管圧力との関係
を示す線図、第22図および第23図は補正噴射量のマツプ
を示す線図、第24図は上記第３実施例の空燃比等の変化
を従来例と比較して示す線図、第25図は本発明の第３実
施例の燃料噴射量演算ルーチンを示す流れ図である。 ８……スロツトル弁、 10……スロツトル開度センサ、 48……回転角センサ。
フロントページの続き
(56)参考文献 特開 昭62−121845（ＪＰ，Ａ)
特開 昭63−32137（ＪＰ，Ａ)
特開 昭60−166730（ＪＰ，Ａ)
特開 昭59−96443（ＪＰ，Ａ)
特開 昭62−165549（ＪＰ，Ａ)
特開 昭60−261944（ＪＰ，Ａ)
特開 昭60−156946（ＪＰ，Ａ)
特開 昭59−185834（ＪＰ，Ａ)
特開 昭59−185829（ＪＰ，Ａ)
特開 昭61−108840（ＪＰ，Ａ)
特開 昭61−255233（ＪＰ，Ａ)
特開 昭63−138127（ＪＰ，Ａ)
特開 昭61−294148（ＪＰ，Ａ)
特開 昭63−131840（ＪＰ，Ａ)
特開 昭61−116049（ＪＰ，Ａ)
特開 昭62−87648（ＪＰ，Ａ)
特開 昭63−45448（ＪＰ，Ａ)
特開 昭61−201857（ＪＰ，Ａ)
実開 昭62−184145（ＪＰ，Ｕ)
特公 平７−42893（ＪＰ，Ｂ２)
(58)調査した分野(Int.Cl.6，ＤＢ名)
F02D 41/00 - 45/00
Claims (1)
- (57)【特許請求の範囲】 １．スロットル開度と機関回転速度とに基づいて所定周
期Δｔで定常状態での吸気管圧力PMTAを演算し、 過度時の吸気管圧力の変化に関する時定数Ｔと前記所定
周期Δｔとを用いて重みに関する係数ｎを演算し、 定常状態での吸気管圧力PMTAと係数ｎとから現在の実際
の吸気管圧力PMSMiを次式より演算する内燃機関の吸気
管圧力検出方法。 PMSMi＝（（ｎ−１）・PMSMi-1＋PMTA）/n 但し、PMSMi-1は、過去に演算された加重平均値であ
る。
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