JP3894139B2

JP3894139B2 - Engine fuel injection amount control device

Info

Publication number: JP3894139B2
Application number: JP2003064776A
Authority: JP
Inventors: 初雄永石; 太容吉野
Original assignee: Nissan Motor Co Ltd
Current assignee: Nissan Motor Co Ltd
Priority date: 2003-03-11
Filing date: 2003-03-11
Publication date: 2007-03-14
Anticipated expiration: 2023-03-11
Also published as: JP2004270612A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、エンジンの燃料噴射量制御装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
燃料噴射弁から噴射された燃料の一部が、燃焼室内に付着し、付着した燃料の一部が蒸発する、とする壁流モデルを用いて燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出するようにしたものがある（特許文献１参照）。
【０００３】
【特許文献１】
特開平９-３０３１７３号公報
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、燃焼室内に付着する燃料には燃焼までの間に蒸発して燃焼に寄与する分だけでなく、燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに未燃のまま排気通路へと排出される未燃分が存在する。
【０００５】
しかしながら、上記の従来装置では未燃分を考慮していない。未燃分を考慮して燃料噴射量を演算していない従来装置では未燃分の分だけ燃料が不足して望みの出力が得られない。また、排気通路に三元触媒を備え、この三元触媒でＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘの転化効率を高めるには排気中の空燃比が理論空燃比付近にあることが必要であり、このように三元触媒からの排気要求があるときに、未燃分を考慮して燃料噴射量を演算していない従来装置では望みの空燃比が得られない。
【０００６】
そこで、水温をパラメータとするテーブル値を参照することにより未燃分を算出しこれで燃料補正を行う公知の技術があるので、この公知技術と上記の従来装置とを組み合わせることが考えられる。
【０００７】
しかしながら、公知の技術における未燃分を与えるテーブル値は燃料挙動までを解析して算出しているわけでなく個々のエンジンに対してその都度適合して求めている。すなわち、公知の技術と上記の従来装置とを単に組み合わせるものでは、燃料増量のアプローチの仕方が区々であるため、過渡補正の精度と未燃分補正の精度とをともに高くできるものでない。
【０００８】
そこで本発明は、燃料増量のアプローチの仕方を統一し、吸気ポートや燃料室内で燃料の輸送遅れを生じる壁流だけでなく未燃分をもモデルで扱うことで、過渡補正の精度と未燃分補正の精度とをともに高くすることを目的とする。
【０００９】
【課題を解決するための手段】
本発明は、燃焼室入口の吸気ポートを開閉する吸気弁と、吸気ポート内に燃料を噴射する燃料噴射弁とを備え、この燃料噴射弁から噴射された燃料（Ｆｉｎ）には気化してまたは微粒噴霧のまま燃焼室内に流入して滞留し燃焼室内に付着することなく燃焼に寄与する第１の燃焼分（Ｘ０）と、吸気ポートに付着している燃料（Ｍｆｖ＋Ｍｆｐ）より気化してまたは微粒噴霧となって燃焼室に流入し燃焼室に付着することなく燃焼に寄与する第２の燃焼分（Ｙ０＋Ｚ０）と、吸気ポートに付着することなく燃焼室内に吸入された後に燃焼室内に付着する燃焼室付着分（Ｘ３＋Ｘ４）とを有し、燃焼室に付着している燃料（Ｃｆｃ＋Ｃｆｈ）には燃焼までの間に蒸発して燃焼に寄与する第３の燃焼分（Ｖ０＋Ｗ０）と、燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに未燃のまま排出される未燃分（Ｖ１＋Ｗ１）とを有するモデルを用いて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出すると共に、排気通路に三元触媒を備え、シリンダ吸入空気量と、前記３つの燃焼分の燃料及び前記未燃分の燃料の合計との比が理論空燃比となるように第１の燃料噴射量を算出し、同じくシリンダ吸入空気量と、前記３つの燃焼分の燃料との比が理論空燃比よりリッチ側の値となるように第２の燃料噴射量を算出し、前記触媒からの排気要求と、出力要求のいずれがあるのか否かを運転条件より判定し、この判定結果より排気要求があるときに前記第１の燃料噴射量を、また出力要求があるときに前記第２の燃料噴射量を選択し、この選択した燃料噴射量を前記燃料噴射弁からの燃料噴射量として設定するように構成する。
【００１０】
また本発明は、燃焼室入口の吸気ポートを開閉する吸気弁と、燃焼室内に直接燃料を噴射する燃料噴射弁とを備え、この燃料噴射弁から燃焼室内に直接噴射された燃料（Ｆｉｎ）には気化してまたは微粒噴霧のまま燃焼室内に滞留し燃焼室内に付着することなく燃焼に寄与する第１の燃焼分（Ｘ０）と、燃焼室に付着する燃焼室付着分（Ｘ３＋Ｘ４）とを有し、燃焼室に付着している燃料（Ｃｆｃ＋Ｃｆｈ）には燃焼までの間に蒸発して燃焼に寄与する第２の燃焼分（Ｖ０＋Ｗ０）と、燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに未燃のまま排出される未燃分（Ｖ１＋Ｗ１）とを有するモデルを用いて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出すると共に、排気通路に三元触媒を備え、シリンダ吸入空気量と、前記２つの燃焼分の燃料及び前記未燃分の燃料の合計との比が理論空燃比となるように第１の燃料噴射量を算出し、同じくシリンダ吸入空気量と、前記２つの燃焼分の燃料との比が理論空燃比よりリッチ側の値となるように第２の燃料噴射量を算出し、前記触媒からの排気要求と、出力要求のいずれがあるのか否かを運転条件より判定し、この判定結果より排気要求があるときに前記第１の燃料噴射量を、また出力要求があるときに前記第２の燃料噴射量を選択し、この選択した燃料噴射量を前記燃料噴射弁からの燃料噴射量として設定するように構成する。
また本発明は、燃焼室入口の吸気ポートを開閉する吸気弁と、吸気ポート内に燃料を噴射する燃料噴射弁とを備え、この燃料噴射弁から噴射された燃料（Ｆｉｎ）には気化してまたは微粒噴霧のまま燃焼室内に流入して滞留し燃焼室内に付着することなく燃焼に寄与する第１の燃焼分（Ｘ０）と、吸気ポートに付着している燃料（Ｍｆｖ＋Ｍｆｐ）より気化してまたは微粒噴霧となって燃焼室に流入し燃焼室に付着することなく燃焼に寄与する第２の燃焼分（Ｙ０＋Ｚ０）と、吸気ポートに付着することなく燃焼室内に吸入された後に燃焼室内に付着する燃焼室付着分（Ｘ３＋Ｘ４）とを有し、燃焼室に付着している燃料（Ｃｆｃ＋Ｃｆｈ）には燃焼までの間に蒸発して燃焼に寄与する第３の燃焼分（Ｖ０＋Ｗ０）と、燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに未燃のまま排出される未燃分（Ｖ１＋Ｗ１）とを有するモデルを用いて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出すると共に、排気通路に三元触媒を備え、シリンダ吸入空気量と、前記３つの燃焼分の燃料及び前記未燃分の燃料の合計との比が理論空燃比となるように第１の燃料噴射量を算出し、同じくシリンダ吸入空気量と、前記３つの燃焼分の燃料との比が理論空燃比よりリッチ側の値となるように第２の燃料噴射量を算出し、低温始動からの時間、アクセル開度、前記触媒の温度の少なくとも一つに応じて出力要求と排気要求の要求比を設定し、この要求比で前記２つの燃料噴射量を補間計算した値を前記燃料噴射弁からの燃料噴射量として算出するように構成する。
また本発明は、燃焼室入口の吸気ポートを開閉する吸気弁と、燃焼室内に直接燃料を噴射する燃料噴射弁とを備え、この燃料噴射弁から燃焼室内に直接噴射された燃料（Ｆｉｎ）には気化してまたは微粒噴霧のまま燃焼室内に滞留し燃焼室内に付着することなく燃焼に寄与する第１の燃焼分（Ｘ０）と、燃焼室に付着する燃焼室付着分（Ｘ３＋Ｘ４）とを有し、燃焼室に付着している燃料（Ｃｆｃ＋Ｃｆｈ）には燃焼までの間に蒸発して燃焼に寄与する第２の燃焼分（Ｖ０＋Ｗ０）と、燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに未燃のまま排出される未燃分（Ｖ１＋Ｗ１）とを有するモデルを用いて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出すると共に、排気通路に三元触媒を備え、シリンダ吸入空気量と、前記２つの燃焼分の燃料及び前記未燃分の燃料の合計との比が理論空燃比となるように第１の燃料噴射量を算出し、同じくシリンダ吸入空気量と、前記２つの燃焼分の燃料との比が理論空燃比よりリッチ側の値となるように第２の燃料噴射量を算出し、低温始動からの時間、アクセル開度、前記触媒の温度の少なくとも一つに応じて出力要求と排気要求の要求比を設定し、この要求比で前記２つの燃料噴射量を補間計算した値を前記燃料噴射弁からの燃料噴射量として算出するように構成する。
【００１１】
【発明の効果】
本発明によれば、吸気ポートや燃焼室内で燃料の輸送遅れを生じる壁流だけでなく未燃分をもモデルで扱うことで、燃料増量のアプローチの仕方が統一したものとなり、過渡時の燃料輸送遅れの補正量（過渡補正量）のみならず、冷機時に大きい未燃分をも精度よく算出でき、これにより過渡補正、未燃分補正ともその精度を高く保つことができる。
【００１２】
また、モデルであるため、エンジン機種の差などでポートや燃焼室などが変わった場合の適合工数を小さくできる。
さらに、本発明では、シリンダ吸入空気量（Ｑｃｙｌ）と、３つの燃焼分（Ｘ０、Ｙ０＋Ｚ０、Ｖ０＋Ｗ０）の燃料（Ｆｉｎ・Ｘ０＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）及び未燃分（Ｖ１＋Ｗ１）の燃料（Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１）の合計との比が理論空燃比となるように第１の燃料噴射量（要求噴射量Ｆｉｎ）を算出し、同じくシリンダ吸入空気量（Ｑｃｙｌ）と、３つの燃焼分（Ｘ０、Ｙ０＋Ｚ０、Ｖ０＋Ｗ０）の燃料（Ｆｉｎ・Ｘ０＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）との比が理論空燃比よりリッチ側の値となるように第２の燃料噴射量（別の要求噴射量Ｆｉｎ）を算出し、三元触媒からの排気要求と、出力要求（または安定度要求）のいずれがあるのか否かを運転条件より判定し、この判定結果より排気要求があるときに前記第１の燃料噴射量を、また出力要求があるときに前記第２の燃料噴射量を選択し、この選択した燃料噴射量に基づいて燃料噴射弁からの燃料噴射量（Ｔｉ）を算出する。また、本発明では、出力要求があるときは低温始動直後の燃焼が安定しにくい領域またはアクセル全開領域、また排気要求があるときは触媒の活性化後である。
このようにすることで、低温始動直後の燃焼が安定しにくい領域や、アクセル全開領域など運転者に出力不足の不満や安定度悪化による不快感を与えることがなく、また触媒の活性化の程度に応じた適切な排気性能を得ることができる。
また本発明によれば、シリンダ吸入空気量（Ｑｃｙｌ）と、３つの燃焼分（Ｘ０、Ｙ０＋Ｚ０、Ｖ０＋Ｗ０）の燃料（Ｆｉｎ・Ｘ０＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）及び未燃分（Ｖ１＋Ｗ１）の燃料（Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１）の合計との比が理論空燃比となるように第１の燃料噴射量（要求噴射量Ｆｉｎ１）を算出し、同じくシリンダ吸入空気量（Ｑｃｙｌ）と、３つの燃焼分（Ｘ０、Ｙ０＋Ｚ０、Ｖ０＋Ｗ０）の燃料（Ｆｉｎ・Ｘ０＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）との比が理論空燃比よりリッチ側の値となるように第２の燃料噴射量（要求噴射量Ｆｉｎ２）を算出し、低温始動からの時間、アクセル開度、前記触媒の温度の少なくとも一つに応じて出力要求と排気要求の要求比（要求度数）を設定し、この要求比で前記２つの燃料噴射量（Ｆｉｎ１、Ｆｉｎ２）を補間計算した値を燃料噴射弁からの燃料噴射量（Ｔｉ）として算出する。このようにすることで、排気要求があるときに最適な第１の燃料噴射量と、出力要求があるときに最適な第２の燃料噴射量との間を要求比に応じて滑らかに繋ぐことができるので、２つの燃料噴射量（Ｆｉｎ１、Ｆｉｎ２）の間をステップ的に切換える際に生じるトルクショックによる不快感や音質変化などを防止できる。
【００１３】
【発明の実施の形態】
以下、図面に基づき本発明の実施形態について説明する。図１はＬ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンに適用した本発明の一実施形態のシステムを説明するための概略図である。
【００１４】
吸気絞り弁２３により調量される空気は、吸気コレクタ２に蓄えられた後、吸気マニホールド３を介して各気筒の燃焼室５に導入される。燃料は各気筒の吸気ポート４に配置された燃料噴射弁２１より、エアフローメータ３２により検出される吸入空気流量と、クランク角センサ（３３、３４）からの信号に基づいて演算されるエンジン回転速度とに応じ、所定のタイミングで吸気ポート内に、より具体的には吸気ポートに遮るように存在する吸気弁１５（傘裏部）に向けて、間欠的に噴射供給される。
【００１５】
吸気弁１５に向けて噴射された燃料は、吸気と混合して混合気を作り、この混合気は吸気弁１５を閉じることで燃焼室５内に閉じこめられ、ピストン６の上昇によって圧縮され、点火プラグ１４により着火されて燃焼する。この燃焼によるガス圧がピストン６を押し下げる仕事を行い、このピストン６の往復運動はクランクシャフト７の回転運動へと変換される。燃焼後のガス（排気）は排気弁１６が開いたとき排気通路８へと排出される。
【００１６】
排気通路８には三元触媒９を備える。三元触媒９は排気の空燃比が理論空燃比を中心とした狭い範囲にあるとき、排気に含まれるＨＣ、ＣＯ及びＮＯｘを同時に効率よく除去できる。このため、エンジンコントローラ３１では運転条件に応じて燃料噴射弁２１からの基本燃料噴射量を定めると共に、三元触媒９の上流に設けたＯ２センサ（図示しない）からの信号に基づいて空燃比をフィードバック制御する。
【００１７】
上記の吸気絞り弁２３はスロットルモータ２４により駆動される。運転者が要求するトルクはアクセルペダル４１の踏み込み量（アクセル開度）に現れるので、エンジンコントローラ３１ではアクセルセンサ４２からの信号に基づいて目標トルクを定め、この目標トルクを実現するための目標空気量を定め、この目標空気量が得られるようにスロットルモータ２４を介して吸気絞り弁２３の開度を制御する。
【００１８】
また、主に燃費向上のため、ＥＧＲ装置（ＥＧＲ通路２５、ＥＧＲ弁２６、アクチュエータ２７からなる）とＶＴＣ機構（バルブタイミングコントロール機構）２９を備えてもいる。
【００１９】
さて、Ｌ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンを前提として、本実施形態では、燃焼予測型制御を行う。具体的には温度を主なパラメータとして吸気ポート４、燃焼室５内の壁流燃料と未燃分燃料を推定し、その結果を燃料噴射制御に適用する。
【００２０】
まず、今回改めて噴射弁２１から噴射された燃料が燃焼するまでの燃料の挙動を見直した結果を図２、図３に示す。図２において破線は、噴射弁２１から噴射された燃料がガス状で移動することを、実線は噴霧の状態で移動することを示す。なお、噴霧のうち微細なもの（微粒噴霧）はガスと同じに扱えるので、ガスのほうに分類している。この場合、ガス、微粒噴霧は再び吸気ポートや燃焼室内に付着することはないと仮定する。
【００２１】
ここでは、燃焼室入口までの燃料挙動と燃焼室内での燃料挙動とに大きく分ける。
【００２２】
（１）燃焼室入口までの燃料挙動：
噴射弁２１から吸気ポート４に噴射された燃料は、気化してガス（気体）となる分と、噴霧のまま漂う分とに大きく分岐される。ガス、微粒噴霧となった燃料はポート壁４ａや吸気弁傘裏部１５ａに付着することなく燃焼室５に吸入される。噴霧のまま漂う燃料は、その一部が気流に運ばれて燃焼室５に直接吸入され、残りは吸気弁傘裏部１５ａと吸気ポート壁４ａとに付着する。
【００２３】
ここで、吸気弁１５に付着して形成される壁流は、傘裏部１５ａだけでなく吸気弁１５の燃焼室５に臨む表面１５ｂにも形成される。この燃焼室側表面１５ｂに形成される壁流は燃焼室５内に形成される壁流のほうで扱うので、以下では吸気弁１５の傘裏部１５ａの壁面のみを「吸気弁壁」と定義する。
【００２４】
ポート壁４ａ、吸気弁壁１５ａに付着した燃料は壁流を形成する。この場合、各壁では主に壁温度が大きく異なり（冷間始動後は同じであるが、エンジンの暖機が進むほど吸気弁壁の温度のほうがポート壁の温度より高くなってゆく）、各壁流から異なる特性で燃料が蒸発するので、壁流も別々に扱う。
【００２５】
これら各壁流は、一部はそれぞれの壁温度など蒸発し易さの物理量の結果を受けてガスとなり燃焼室５に吸入され、残りは吸気の流れや重力により壁流から剥がされて噴霧となりまたは壁流としておのおの壁部を伝って燃焼室５内に流入する。
【００２６】
（２）燃焼室内での燃料挙動：
このようにしていろいろな経緯を経て燃焼室５に吸入された燃料群は、一部はガス、微粒噴霧として直接燃焼に寄与し、一部は燃焼室５内の壁流を形成する。燃焼室５内の壁流は、現実には吸気弁１５の燃焼室側表面１５ｂ、排気弁１６の燃焼室側表面（図２、図３には図示していない）、吸気ポート４ａにつながっているシリンダヘッド壁５１、ピストン冠面６ａ、点火プラグ表面（図示しない）、さらにはシリンダ面壁５２とどこにでも存在する。燃焼室５内の壁流は、一部は点火による燃焼までの間に圧縮熱や壁熱などで蒸発、気化してガス、微粒噴霧となり燃焼に寄与し、一部は燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに排気行程で排気通路８へと排出される。特に、シリンダ面壁５２の壁流を形成する燃料はその一部がオイルに希釈されたままクランクケースに逃げてブローバイガスに含まれる。
【００２７】
ここでは、燃焼室５内に壁流が形成される部位をシリンダ面壁５２とそれ以外の燃焼室壁とに分ける。
【００２８】
ここで、シリンダ面壁５２以外の燃焼室壁を「燃焼室壁」と定義する。一般的に「燃焼室壁」といった場合、シリンダ面壁を含むので紛らわしいのであるが、他に適切な表現が見あたらないので本実施形態ではシリンダ面壁５２を除いた概念として「燃焼室壁」を使う。この燃焼室壁には吸気弁の燃焼室側表面１５ｂが含まれる。
【００２９】
燃焼室壁とシリンダ面壁５２との２つに分けたのも両壁に主に壁温度差が大きくあり（シリンダブロックに形成されるシリンダはシリンダブロック内のウォータジャケットを流れる冷却水により冷却されるため、シリンダ面壁５２の温度はほぼ水温に等しい温度で推移するため、燃焼室壁の温度のほうがシリンダ面壁５２の温度より高い）、各壁流からの燃料蒸発特性が大きく異なるためと、演算ロジックを簡素化して適合を容易にするためである。
【００３０】
ただし、分ける数は２つに限定されるものでない。詳しくいうと、燃焼室壁は、上述したように吸気弁１５の燃焼室側表面１５ｂ、排気弁１６の燃焼室側表面、シリンダヘッド壁５１、ピストン冠面６ａ、点火プラグ表面などからなり、これらの間でも大きな壁温度差がある。すなわち、排気弁１６の燃焼室側表面の温度が最も高く、吸気弁の燃焼室側表面１５ｂとピストン冠面６ａとはほぼ同じ温度、またこれら吸気弁の燃焼室側表面１５ｂ、ピストン冠面６ａの温度のほうがシリンダヘッド壁５１の温度より高い。従って、燃焼室壁を壁温度毎にさらに２以上に分割することが考えられる（例えば高温部燃焼室壁と低温部燃焼室壁とに分割する）。
【００３１】
このように、壁温度の違いにより燃焼室５内に形成される壁流を２つに分割し（燃焼室壁流とシリンダ面壁流）、さらに燃焼室５内の燃料を燃焼に寄与する分と、未燃のまま排出される分と、オイルに希釈される分との３つに分けると、これらは次のように整理できる。
【００３２】
〔１〕燃焼に寄与する燃料：
これは▲１▼噴射弁２１より噴射された直後にガス、微粒噴霧となった燃料、▲２▼燃焼室５に吸入された噴霧から蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、▲３▼ポート壁流より蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、▲４▼吸気弁壁流より蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、▲５▼燃焼室壁流より点火による燃焼までの間に蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、▲６▼シリンダ面壁流より点火による燃焼までの間に蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料の合計である。
【００３３】
〔２〕未燃のまま排出される燃料：
これは、▲７▼燃焼室壁流より燃焼が完了してから蒸発してガス、微粒噴霧となり、排気行程で排気通路８へと排出される燃料と、▲８▼シリンダ面壁流より燃焼が完了してから蒸発してガス、微粒噴霧となり、排気行程で排気通路８へと排出される燃料との合計である。
【００３４】
〔３〕オイル落ち燃料：
これは、▲９▼シリンダ面壁流よりオイルに希釈されたままクランクケースに逃げてブローバイガスに含まれる燃料である。
【００３５】
図２、図３に示したこうした燃料挙動の解析結果に基づいて４つの各壁流（ポート壁流、吸気弁壁流、燃焼室壁流、シリンダ面壁流）を図４に示したようにモデル化して１気筒当たりのポート、燃焼室の混合気モデルを構築する。すなわち、図４のように当該混合気モデルを、燃料噴射量算出手段５１、各部燃料分岐割合算出手段５２、４つの燃料付着量算出手段（吸気弁壁付着量算出手段５３、ポート壁付着量算出手段５４、燃焼室壁付着量算出手段５５、シリンダ面壁付着量算出手段５６）、燃焼分燃料算出手段５７、未燃分燃料算出手段５８、オイル落ち量算出手段５９、排気燃料算出手段６０から構成する。
【００３６】
まず吸気弁壁付着量算出手段５３とポート壁付着量算出手段５４では、１噴射毎（＝吸入行程毎）つまり１燃焼サイクル毎に各壁流量（燃料付着量）が変化するものとして、１燃焼サイクル当たり一回、次の漸化式を用いて吸気弁壁付着量Ｍｆｖとポート壁付着量Ｍｆｐを算出する。
【００３７】

ただし、Ｍｆｖ：吸気弁壁付着量、
Ｍｆｖn-1 ：Ｍｆｖの１燃焼サイクル前の値、
Ｍｆｐ：ポート壁付着量、
Ｍｆｐn-1 ：Ｍｆｐの１燃焼サイクル前の値、
Ｆｉｎ：燃料噴射量、
Ｘｎ、Ｙｎ、Ｚｎ：各部燃料分岐割合、
ここで、上記（１）式は、１燃焼サイクル前の吸気弁壁付着量であるＭｆｖn-1に対して今回の噴射により壁流となって増える燃料分（右辺第２項）を加算し、今回の噴射までに減っている燃料分（右辺第３項、第４項、第５項）を減算するものである。すなわち、右辺第２項のＦｉｎ・Ｘ１は、今回の燃料噴射量Ｆｉｎのうち吸気弁壁流に変化する燃料分である。右辺第３項のＭｆｖn-1・Ｙ０はＭｆｖn-1のうち今回の噴射までに蒸発してガス、微粒噴霧となりそのまま燃焼室５に吸入されて燃焼する燃料分である。右辺第４項のＭｆｖn-1・Ｙ１はＭｆｖn-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れて燃焼室壁流となる燃料分、Ｍｆｖn-1・Ｙ２はＭｆｖn-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れてシリンダ面壁流となる燃料分である。
【００３８】
上記（２）式は上記（１）式と同様である。すなわち、右辺第２項のＦｉｎ・Ｘ２は、今回の燃料噴射量のうちポート壁流に変化する燃料分である。右辺第３項のＭｆｐn-1・Ｚ０はＭｆｐn-1のうち今回の噴射までに蒸発してガス、微粒噴霧となりそのまま燃焼室５に吸入されて燃焼する燃料分である。右辺第４項のＭｆｐn-1・Ｚ１はＭｆｐn-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れて燃焼室壁流となる燃料分、右辺第５項のＭｆｐn-1・Ｚ２はＭｆｐn-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れてシリンダ面壁流となる燃料分である。
【００３９】
燃焼室壁付着量算出手段５５とシリンダ面壁算出手段５６でも、１噴射毎つまり１燃焼サイクル毎に各燃料付着量が変化するものとして、１燃焼サイクル当たり一回、次の漸化式を用いて燃焼室壁付着量Ｃｆｈとシリンダ壁付着量Ｃｆｃを算出する。
【００４０】

ただし、Ｃｆｈ：燃焼室壁付着量、
Ｃｆｈn-1 ：Ｃｆｈの１燃焼サイクル前の値、
Ｃｆｃ：シリンダ面壁付着量、
Ｃｆｃn-1 ：Ｃｆｃの１燃焼サイクル前の値、
Ｆｉｎ：燃料噴射量、
Ｘｎ、Ｙｎ、Ｚｎ、Ｖｎ、Ｗｎ：各部燃料分岐割合、
上記（３）式において、右辺第２項のＦｉｎ・Ｘ３は、今回の燃料噴射量Ｆｉｎのうち燃焼室壁流に変化する燃料分である。右辺第３項、第４項のＭｆｖ・Ｙ１、Ｍｆｐ・Ｚ１はそれぞれＭｆｖ、Ｍｆｐから引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れて燃焼室壁流に変化する燃料分である。右辺第５項のＣｆｈn-1・Ｖ０はＣｆｈn-1のうち点火による燃焼までの間に圧縮熱や壁熱等で蒸発、気化して燃焼に寄与した燃料分、右辺第６項のＣｆｈn-1・Ｖ１はＣｆｈn-1のうち燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに排気行程で排出された燃料分である。
【００４１】
上記（４）式は、右辺第７項のＣｆｃn-1・Ｗ２を除いて上記（３）式と同様である。すなわち、右辺第２項のＦｉｎ・Ｘ４は、今回の燃料噴射量のうちシリンダ面壁流に変化する燃料分である。右辺第３項、第４項のＭｆｖ・Ｙ２、Ｍｆｐ・Ｚ２はそれぞれＭｆｖ、Ｍｆｐから引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れてシリンダ面壁流に変化する燃料分である。右辺第５項のＣｆｃn-1・Ｗ０はＣｆｃn-1のうち点火による燃焼までの間に圧縮熱や壁熱等で蒸発、気化して燃焼に寄与した燃料分、右辺第６項のＣｆｃn-1・Ｗ１はＣｆｃn-1のうち燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに排気行程で排出された燃料分である。右辺第７項のＣｆｃn-1・Ｗ２はＣｆｃn-1のうちオイルに希釈されたままクランクケースに逃げてブローバイガスに含まれてしまった燃料分である。
なお、図４は全体でもモデルであるが、部分でもモデルである。すなわち、上記（１）式が吸気弁壁流モデル、上記（２）式がポート壁流のモデル、上記（３）式が燃焼室壁流のモデル、上記（４）式がシリンダ面壁流のモデルである。また、燃料噴射量ＦｉｎがＸ０〜Ｘ４に分かれるとするのもモデルである。
【００４２】
なお、図４は全体でもモデルであるが、部分でもモデルである。すなわち、上記（１）式が吸気弁壁流モデル、上記（２）式がポート壁流のモデル、上記（３）式が燃焼室壁流のモデル、上記（４）式がシリンダ面壁流のモデルである。また、燃料噴射量ＦｉｎがＸ０〜Ｘ４に分かれるとするのもモデルである。
【００４３】
燃焼分燃料算出手段５７、未燃分燃料算出手段５８、オイル落ち量算出手段５９では次式により燃焼分燃料Ｆｃｏｍ、未燃分燃料Ｆａｃ、オイル落ち量Ｆｏｉｌをそれぞれ算出する。
【００４４】

ここで、（５）式は上記▲１▼〜▲６▼の燃料の合計を燃焼分燃料Ｆｃｏｍと、（６）式は上記▲７▼、▲８▼の燃料の合計を未燃分燃料Ｆａｃと、（７）式は上記▲９▼の燃料をオイル落ち量Ｆｏｉｌとして数式化したもの（モデル）である。
【００４５】
排気燃料算出手段６０では、次式のようにこれら燃焼分燃料Ｆｃｏｍと未燃分燃料Ｆａｃを合計した値を、排気に影響する排気燃料Ｆｏｕｔとして算出する。
【００４６】
Ｆｏｕｔ＝Ｆｃｏｍ＋Ｆａｃ…（８）
（８）式は燃焼分も未燃分も燃焼室５内のすべてのガスが排気通路８へ排出されることを表している。実際には一部のガスは排気通路８へ排出されることなく燃焼室５内に残留するのであるが、この残留ガスは図４に示した混合気モデルでは考えていない。
【００４７】
これら４つの算出手段５７〜６０での算出タイミングは、燃料付着量算出手段５３〜５６と同じである。
【００４８】
このようにして、上記（１）〜（８）式が得られたが、これら式中の値のうち代表的なものを図３に図示している。
【００４９】
次に、図５は図４に示した混合気モデルを用いて気筒別の燃料噴射量をＴｉを算出するためのデータフローを示した図である。
【００５０】
まず性能要求判定手段７１では、運転条件より三元触媒９からの排気要求と、出力要求（または安定度要求）のいずれがあるのか否かを判定する。例えば低温始動直後の燃焼が安定しにくい領域は安定度要求があるとき、全負荷領域は出力要求があるときである。また、触媒の活性化後は三元触媒９からの排気要求があるときである。
【００５１】
目標当量比決定手段７２では、こうした判定結果より排気要求があるときには排気要求当量比Ｔｆｂｙｅ（＝１．０）を、また出力要求（または安定度要求）があるときには出力要求当量比Ｔｆｂｙｐ（１．１〜１．２の値で固定値）を目標当量比Ｔｆｂｙａとして決定する。
【００５２】
ここで、当量比は理論空燃比（≒１４．７）を空燃比で除した値である。このため、当量比＝１．０のとき空燃比は理論空燃比となり、当量比＝１．１〜１．２のとき空燃比は理論空燃比よりもリッチ側の値となる。
【００５３】
要求噴射量算出手段７５では、このようにして決定した目標当量比Ｔｆｂｙａ及び性能要求判定手段７１の判定結果と、各部付着量算出手段７３、各部燃料分岐割合算出手段７４（それぞれ図４の一部）の算出結果とに基づいて次式により要求噴射量Ｆｉｎを算出する。
【００５４】
（１）出力要求（または安定度要求）があるとき；
Ｆｉｎ＝｛Ｋ＃・Ｔｆｂｙａ・Ｔｐ−（Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０
＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）｝／Ｘ０…（９）
（２）排気要求があるとき；
Ｆｉｎ＝｛Ｋ＃・Ｔｆｂｙａ・Ｔｐ−（Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０
＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０＋Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１）｝
／Ｘ０…（１０）
ここで、（９）式は出力要求または安定度要求があるときにシリンダ吸入空気量（Ｑｃｙｌ）と、前記３つの燃焼分（Ｘ０、Ｙ０＋Ｚ０、Ｖ０＋Ｗ０）の燃料（Ｆｉｎ・Ｘ０＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）との比が理論空燃比よりリッチ側の値となるように要求噴射量Ｆｉｎを算出する式である。これに対して（１０）式は三元触媒９からの排気要求があるときにシリンダ吸入空気量（Ｑｃｙｌ）と、３つの燃焼分（Ｘ０、Ｙ０＋Ｚ０、Ｖ０＋Ｗ０）の燃料（Ｆｉｎ・Ｘ０＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）及び未燃分（Ｖ１＋Ｗ１）の燃料（Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１）の合計との比が理論空燃比となるように燃料噴射弁２１からの燃料噴射量を算出する式である。
【００５５】
（１０）式は（９）式に対して未燃分燃料Ｆａｃ（＝Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１）を加えている点のみが相違する。排気中の空燃比を考えるときには未燃分燃料をも考慮する必要があるためである。この逆に、未燃分燃料は出力には寄与しないので除く必要がある。
【００５６】
（９）式で代表して述べると、（９）式は次式より導出したものである。
【００５７】

ただし、Ｋ＃：定数、
Ｔｐ：エアフローメータ３２よりから求めた基本噴射量、
（１１）式は、ガス、微粒噴霧となる燃料分（右辺第１項）及び燃料壁流に奪われる燃料分（右辺第２項〜第５項）の合計とが左辺の噴射燃料量に等しいことを表している。この式をＦｉｎについて整理すれば、上記（９）式が得られる。
【００５８】
ここで、（１１）式左辺の基本燃料噴射量Ｔｐは１気筒当たりの値であるので、右辺のＦｉｎ、Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃの各値も１気筒当たりの値である。基本燃料噴射量Ｔｐの実際の単位は質量の単位である［ｍｇ］でなく時間の単位である［ｍｓ］であるため、右辺のＦｉｎ、Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃの各値について、その単位を［ｍｓ］で定義すれば、定数Ｋ＃は１．０でよい。Ｆｉｎ、Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃの単位を［ｍｇ］で定義してもかまわない。ただし、このときには定数Ｋ＃を、［ｍｓ］より［ｍｇ］への変換係数として導入する。
【００５９】
最終噴射量算出手段７６では、このようにして算出した要求噴射量Ｆｉｎ［ｍｓ］を用いて次式のいずれかによりシーケンシャル噴射時の最終噴射量Ｔｉ［ｍｓ］を算出する。
【００６０】

ただし、α：空燃比フィードバック補正係数、
αｍ：空燃比学習補正係数、
Ｔｓ：無効パルス幅、
これら最終噴射量Ｔｉの式はＬ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンにおける従来の燃料噴射量Ｔｉ［ｍｓ］の演算式とは趣が異なる。ちなみに、当該演算式（シーケンシャル噴射時）は次のようなものである。
【００６１】
Ｔｉ＝（Ｔｐ＋Ｋａｔｈｏｓ）×ＴＦＢＹＡ×（α＋αｍ−１）×２
＋ＣＨＯＳｎ＋Ｔｓ…（１３）
ＴＦＢＹＡ＝１＋ＫＴＷ＋ＫＡＳ＋ＫＵＢ＋ＫＭＲ…（１４）
ただし、ＴＦＢＹＡ：従来装置の目標当量比、
Ｋａｔｈｏｓ：壁流補正量（応答の遅いもの）、
ＣＨＯＳｎ：壁流補正量（応答の速いもの）、
ＫＴＷ：水温増量補正係数、
ＫＡＳ：始動後増量補正係数、
ＫＵＢ：未燃分補正係数、
ＫＭＲ：混合気補正係数、
（１３）、（１４）式に示す従来の演算式では、増量補正係数がたくさんあることからもわかるように、低水温時、低温始動直後で燃焼不安定な状態、未燃分、全負荷時、加減速時などに対してそれぞれに別個の増量補正係数（ＫＴＷ、ＫＡＳ、ＫＵＢ、ＫＭＲ、Ｋａｔｈｏｓ、ＣＨＯＳｎ）を導入し、個別に対応していた。しかしながら、こうした方法だと増量補正係数の数に応じて適合工数が飛躍的に増大せざるを得ない。また、ＫＴＷ、ＫＡＳ、ＫＵＢの適合については燃料挙動までは解析されていない。
【００６２】
一方、すべての燃料増量をトータルで考えてみると、すべて壁流燃料に関係する。従って、上記図２、図３のように今回改めて噴射弁２１から噴射された燃料が燃焼するまでの燃料の挙動を見直し、その結果を用いて図４、図５のように混合気モデルと燃料噴射量算出モデルとを構築するようにした本実施形態によれば、ＫＴＷ、ＫＡＳ、ＫＵＢ、ＫＭＲの各補正係数は不要となる。また、Ｋａｔｈｏｓ、ＣＨＯＳｎに代えて、４つの付着量Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃが置き換わる。すなわち、上記（１）〜（１０）式及び（１２ａ）、（１２ｂ）式のいずれかを用いる本実施形態によれば、（１３）、（１４）式の従来の演算式を用いるガソリン噴射エンジンに対して次の効果が得られる。
【００６３】
効果１；特に低温始動、暖機途中の空燃比制御精度がよくなり、この制御精度の向上により排気性能が向上しかつ始動性、運転性（トルク精度）が向上する。
【００６４】
効果２；吸気ポート、燃焼室内の壁流挙動（噴射してから燃焼するまでのすべての燃料挙動）を解析しているので、机上適合が容易になり適合工数を低減できる。
【００６５】
効果３；このように精密に壁流挙動を解析して燃料噴射を行わせた結果、それでも空燃比が目標より外れていれば、それは噴射弁やエアフローメータなど部品の精度に関係するものと判断できるので、制御結果を空燃比制御にフィードバックすることで、エンジンそのものの素質を改善できる。
【００６６】
ところで、性能要求判定手段７１による判定方法はこれに限らない。出力要求時（または安定度要求時）から排気要求時への切換時またはその逆への切換時に前記（９）式の要求噴射量より（１０）式の要求噴射量へとステップ的に切換えまたはその逆への切換時に（１０）式の要求噴射量より（９）式の要求噴射量へとステップ的に切換えたのではトルク段差が生じ、これによりトルクショックによる不快感や音質変化などが感じられる。
【００６７】
そこで、低温始動からの時間、アクセル開度、三元触媒９の温度の少なくとも一つに応じて出力要求と排気要求の要求比を設定し、この要求比で前記（９）、（１０）式の２つの要求噴射量を補間計算した値を、改めて要求噴射量として算出することにより、２つの要求噴射量の間を要求比に応じて滑らかに繋ぎ、２つの要求噴射量の間をステップ的に切換える際に生じるトルクショックによる不快感や音質変化などを防止する。
【００６８】
これについて説明すると、排気要求と出力要求の比を要求度数（要求比）で定義する。ここでは出力要求のみに応ずるときの要求度数を１００％とし、排気要求のみに応ずるときの要求度数を０％として、そのときの運転条件に応じた要求度数を設定する。具体的には、低温始動直後は燃焼室内での燃焼が安定しにくいので、出力要求である。全負荷領域でも出力要求に応じる必要がある。また、排気通路８に設けている触媒９が活性化した後には排気要求に応じる必要がある。これらの要求のため、要求度数を図１６、図１７、図１８に示したように設定している。すなわち、図１６のように初期値を１００％として低温始動直後の出力要求に応じると共に、始動後時間（あるいは壁温度）が経過するほど要求度数を小さくしていくことにより出力要求から排気要求へとゆるやかに切換える。図１７のようにアクセルペダル４１を最大まで踏み込む付近で要求度数を大きくすることにより全負荷領域での出力要求に応える。図１８のように初期値を１００％として触媒温度が上昇するほど要求度数を小さくしていくことにより出力要求から排気要求へと緩やかに切換える。
【００６９】
このようにして、始動後時間、アクセル開度、触媒温度より図１６、図１７、図１８を内容とするテーブルを参照して３つの要求度数を得た後は、これら３つの要求度数のうち最も大きい値を選択する。
【００７０】
そして、上記（１０）式の要求噴射量ＦｉｎをＦｉｎ１（第１の燃料噴射量）、上記（９）式の要求噴射量ＦｉｎをＦｉｎ２（第２の燃料噴射量）として区別し、この選択した要求度数でこれら２つの要求噴射量Ｆｉｎ１、Ｆｉｎ２を補間計算した値を要求噴射量Ｆｉｎとして算出する。
【００７１】

（１５）式によれば要求度数＝１００％のときＦｉｎ＝Ｆｉｎ２、要求度数＝０％のときＦｉｎ＝Ｆｉｎ１となる。
【００７２】
ここで、始動後時間はエンジン始動タイミングで起動するタイマにより計測する。アクセル開度はアクセルセンサ４２により検出する。触媒温度は触媒温度センサ４３により検出する。
【００７３】
次に、図４の各部燃料分岐割合算出手段５２では、各部燃料（Ｆｉｎ、Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃ）の分岐割合を算出するが、この各部燃料の分岐割合の算出について以下に項分け説明する。上記（１）〜（７）、（１０）、（１１）式をみればわかるように本実施形態では各部燃料分岐割合Ｘｎ、Ｙｎ、Ｚｎ、Ｖｎ、Ｗｎが適合値になる。そして、これらを精度よく適合することで空燃比制御精度を高めることができる。
【００７４】
ここでは、Ｌ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンのうち、標準システム（後述する）を有するあらゆるエンジンを対象として検討しているため、吸気行程噴射を行うものやアシストエアー方式の燃料噴射弁を備えるもの、成層燃焼を行うもの、スワールコントロールバルブを備えるものなどを含めているが、適用するエンジンに該当しないものはカットすればよい。
【００７５】
〈１〉噴射弁噴霧の分岐割合Ｘｎ（ｎ＝０〜４）
１）Ｘ０；噴霧が気化する分と微粒噴霧のまま燃焼室に漂い燃焼する分
Ｘ０はシミュレーションしてみると、吸気行程噴射やアシストエアー方式、成層燃焼を除き数％と非常に少ない。Ｘ０に影響するパラメータとしては噴射タイミング、噴霧粒径、燃料の揮発性、ガス温度、相対流速（回転速度、吸気弁１５のバルブタイミング、ポート流路径）がある。ここで、相対流速とは燃料の流速を基準とした吸気の流速のことである。Ｘ０が増えると後述するＸ１、Ｘ２、Ｘ３、Ｘ４は減少する。
【００７６】
２）Ｘ１；吸気弁壁１５ａに付着する分
吸気弁壁１５ａ（吸気弁傘裏部）は一般に噴霧狙い個所であり、噴霧の大半が一旦ここに付着する。ポート壁４ａに跳ね返る燃料もあると思われる。
【００７７】
Ｘ１に影響するパラメータとしては吸気弁直撃率［％］がある。ここで、吸気弁直撃率とは、噴霧が吸気弁１５に当たる割合のことで、これは設計図より幾何学的に計算可能である。
【００７８】
３）Ｘ２；ポート壁４ａに付着する分
吸気弁１５の傘裏狙いでも噴霧がポート壁４ａに付着する。噴霧の跳ね返り、吸気弁１５開時の吸気の逆流で吸気弁１５から飛ばされポート壁４ａに付着する分もあると思われる。アシストエアー方式では噴霧広がりでポート壁４ａへ、またアシスト空気により吸気通路の上流側へと運ばれポート壁４ａに付着する。
【００７９】
Ｘ２に影響するパラメータとしてはＸ１と同じく吸気弁直撃率（１００％−吸気弁直撃率）がある。
【００８０】
４）Ｘ３；吸気ポート４をすり抜け直接に燃焼室壁に付着する分
これは吸気行程噴射やアシストエアー方式を除き非常に少なく、吸気弁壁１５ａやポート壁４ａを介して壁流のまま、または再度液滴となって燃焼室５に流入する量が多い。その理由は吸気弁１５閉時に噴射されると噴霧は燃焼室壁に届かないかあるいは漂わないためである。
【００８１】
Ｘ３に影響するパラメータとしては噴霧粒径、噴射タイミング、噴霧狙いの方向と場所がある。
【００８２】
５）Ｘ４；吸気ポート４をすり抜け直接にシリンダ面壁５２に付着する分
吸気行程噴射であって噴霧は開弁隙間狙いであるとき、Ｘ４は増大（燃焼不安定、ＨＣ激増、オイル希釈増）する。超微粒化ならＸ４は小さい。Ｘ４に影響するパラメータはＸ３と同じでよい。
【００８３】
ＭＰＩ（マルチポイントインジェクション）の標準的な噴射弁２１かつ噴霧方向は吸気弁傘裏狙い（吸気弁１５は２弁または４弁。４弁のときは噴射弁２１は２ホール噴射弁。）の仕様に対して机上検討を行った結果、噴射弁噴霧の分岐割合Ｘｎの傾向を図６〜図８に示す。図６に示したようにガス温度の上昇、吸入圧力（この絞り弁下流で大気圧より低くなる吸気通路内の吸入圧力を「吸入負圧」という。）の低下（負圧大）で気化率が向上しＸ０が増加する（破線参照）。また、負圧大で噴霧が広がりポート壁付着分Ｘ２が増加する（破線参照）。図７に示したようにガス流速（この代表値として回転速度）の上昇で待ち時間が短くなり、噴霧気化量と噴霧吸入量が増加しＸ０が増大する。同じく、噴霧吸入量が増加し、Ｘ３、Ｘ４が増大する。図８に示したように吸気行程噴射で噴霧と残留ガスの吹き返しとが重なり、残留ガス温度と残留ガスの流速とで気化促進されＸ０が増加する。吸気行程噴射で噴霧が吸気気流に運ばれてＸ０、Ｘ３、Ｘ４とも増大する。
【００８４】
結論；これら図６〜図８より標準システムのガソリン噴射エンジンの場合、ガス温度、負荷、ガス流速（回転速度）でＸｎを割りつける。
【００８５】
ここで、「標準システム」のガソリン噴射エンジンとは次の２つの条件を満足するものをいう。
【００８６】
（ａ）吸気通路に吸気弁を備えること。
【００８７】
（ｂ）可変動弁機構を備えていないか、備えていても可変動弁の可変代が小さいこと。
【００８８】
本実施形態は（ａ）、（ｂ）の条件を共に満足するので、標準システムのガソリン噴射エンジンである。一方、吸気絞り弁を備えておらず吸気弁のみで吸入空気流量を調整するエンジン、電磁駆動の吸気弁を備えるエンジン、圧縮比可変のエンジンは標準システムのガソリン噴射エンジンでない。従って、これらエンジンは対象外である。
【００８９】
上記の結論にいう「ガス温度」は噴霧を取り巻く空気と残留ガスのミックス温度で、吸気温度や水温から推定する。簡単には吸気温度と水温の単純平均値や加重平均値をガス温度の推定値とすればよい。吸気温度は吸気温度センサ４４により、水温は水温センサ４５により検出する。
【００９０】
ただし、図６〜図８の特性は実際のエンジン制御に用いる制御マップでは無く机上検討した特性データであるので、実際のエンジンへの適用に際しては適用するエンジン仕様に応じた修正を行う。例えば、噴射タイミングＩＴの影響は噴射タイミングＩＴを大きく変えない場合は無視し、図６の特性を基準としてガス流速と圧力で簡単な補正を行ってＸ０〜Ｘ４を求めればよい。
【００９１】
これについて説明すると、分岐割合Ｘ０［％］を次式により構成する。
【００９２】
Ｘ０＝Ｘ０Ｐ・Ｘ０Ｎ…（１６）
ただし、Ｘ０Ｐ：温度と圧力に応じた基本分岐割合［％］、
Ｘ０Ｎ：回転速度補正係数［無名数］、
このうち、基本分岐割合Ｘ０Ｐはガス温度と吸入負圧Ｐｍとから図１３を内容とするテーブルを検索することによって求める。図１３において横軸はガス温度＋Ｐｍ・ＫＰＴ＃（ＫＰＴ＃は揮発性圧力を温度に変換するための係数）である。基本分岐割合Ｘ０Ｐはガス温度が高くなるほど、また吸入負圧Ｐｍが大きくなるほど大きくなる（吸入負圧Ｐｍは低負荷で大となる特性）。吸入負圧は吸気コレクタ２に設ける圧力センサ４６により検出する。吸入負圧に代えエンジン負荷相当値（例えばＴｐ）を用いることができる。
【００９３】
また、回転速度補正係数Ｘ０Ｎは回転速度から図１４を内容とするテーブルを検索することによって求める。Ｘ０Ｎは回転速度が大きくなるほど大きくなる。
【００９４】
次に、Ｘ３、Ｘ４は回転速度から図１５を内容とするテーブルを検索することによって求める。Ｘ３、Ｘ４［％］も回転速度が大きくなるほど大きくなる。
【００９５】
このようにして求めたＸ０、Ｘ３、Ｘ４から次式によりＸ１、Ｘ２［％］を計算する。
【００９６】

ただし、ＢＴ＃；吸気弁直撃率、
〈２〉吸気弁壁付着燃料の分岐割合；Ｙｎ
１）Ｙ０；壁流が気化して燃焼する分
Ｙ０に影響するパラメータとしては燃料揮発性、吸気弁壁の温度、ガス温度と壁流面ガス流速（吸気弁径、回転速度、スワールコントロールバルブの開閉、吸気弁のバルブタイミング、弁リフトにより変化する）、圧力、弁端形状がある。
【００９７】
２）Ｙ１；燃焼室壁へ移動する分
これは、壁流から再度液滴となった後に燃焼室壁に付着する分Ｙ１Ａと、シリンダヘッド面５１、吸気弁の燃焼室側表面１５ｂへと壁流のまま移動する分Ｙ１Ｂとがある。Ｙ１Ａに影響するパラメータとしてはガス流速、吸気弁壁１５ａの温度、ガス温度（燃料粘性）、圧力、弁端形状、噴霧とガス流入方向がある。Ｙ１Ｂに影響するパラメータは、Ｙ１Ａに影響するパラメータと同じであり、加えて燃焼室ガス流れがある。
【００９８】
３）Ｙ２；シリンダ面壁へ移動する分
これも、壁流から再度液滴となった後にシリンダ面壁５２に付着する分Ｙ２Ａと、シリンダヘッド面５１、吸気弁の燃焼室側表面１５ｂに壁流がそのまま移動する分Ｙ２Ｂとがある。Ｙ２Ａに影響するパラメータとしてはガス流速、吸気弁壁１５ａの温度、ガス温度（燃料粘性）、圧力、弁端形状、噴霧とガス流入方向がある。Ｙ２Ｂに影響するパラメータは、Ｙ２Ａに影響するパラメータと同じであり、加えて燃焼室ガス流れがある。
【００９９】
４）そのまま次サイクルに持ち越される分
これは１−Ｙ０−Ｙ１−Ｙ２である。
【０１００】
〈３〉ポート壁付着燃料の分岐割合；Ｚｎ
１）Ｚ０；壁流が気化して燃焼する分
Ｚ０に影響するパラメータとしては燃料揮発性、ポート壁４ａの温度、ガス温度、壁流面ガス流速（弁径、回転速度、スワールコントロールバルブの開閉、吸気弁１５のバルブタイミング、弁リフトにより変化する）、圧力、弁シート端形状が考えられる。
【０１０１】
２）Ｚ１；燃焼室壁へ移動する分
これは、壁流から再度液滴となった後に燃焼室壁に付着する分Ｚ１Ａと、シリンダヘッド面５２、吸気弁の燃焼室側表面１５ｂを介して壁流が移動してくる分Ｚ１Ｂとがある。Ｚ１Ａに影響するパラメータとしてはガス流速、吸気弁壁１５ａの温度、ガス温度（燃料粘性）、圧力、弁端形状、噴霧とガス流入方向がある。Ｚ１Ｂに影響するパラメータはＺ０に影響するパラメータと同じであり、加えて燃焼室ガス流れがある。
【０１０２】
３）Ｚ２；シリンダ面壁へ移動する分
これは、壁流から再度液滴となった後にシリンダ面壁５２に付着する分Ｚ２Ａと、シリンダヘッド面５１、吸気弁の燃焼室側表面１５ｂを介して壁流が移動してくる分Ｚ２Ｂとがある。Ｚ２Ａに影響するパラメータとしてはガス流速、吸気弁壁１５ａの温度、ガス温度（燃料粘性）、圧力、弁シート端形状、噴霧とガス流入方向がある。Ｚ２Ｂに影響するパラメータはＺ０に影響するパラメータと同じであり、加えて燃焼室ガス流れがある。
【０１０３】
４）そのまま次サイクルに持ち越される分
これは１−Ｚ０−Ｚ１−Ｚ２である。
【０１０４】
以上の机上検討を行った結果、吸気弁壁１５ａ、ポート壁４ａの各付着燃料の分岐割合Ｙｎ、Ｚｎの傾向を図９、図１０に示す。図９に示したように壁温度とガス流速の上昇で気化量が増加し、また壁流移動速度も増加する。吸入負圧が大きいとき（図では高負圧）気化量が増加する（破線参照）。吸気弁壁１５ａの温度範囲は非常に広い（例えば水温Ｔｗ〜約３００℃）。
【０１０５】
図１０に示したように傾向は図９に示す吸気弁壁流と同じだが、ポート壁４ａは温度が低く壁温度範囲も狭い（例えば水温Ｔｗ〜Ｔｗ−１５℃程度）。燃焼室壁とシリンダ面壁５２ヘの分岐が、吸気弁壁流とは異なる。濡れ面が広く壁流移動距離が長いので、Ｚ１、Ｚ２は小さい。
【０１０６】
結論；これら図９、図１０より標準システムのガソリン噴射エンジンでは吸気弁壁、ポート壁のそれぞれの温度と圧力、ガス流速（回転速度）とでＹｎ、Ｚｎを算出する。
【０１０７】
ここで、吸気弁壁１５ａの温度としては、水温Ｔｗと運転条件から公知の方法（特開平３−１３４２３７号参照）により演算したものを用いればよい。ポート壁４ａの温度としては、水温Ｔｗまたは水温Ｔｗより所定値（例えば１５℃程度）低い温度を用いればよい。
【０１０８】
圧力（吸入負圧）は圧力センサ４６により検出する。吸入負圧と密接に関連するエンジン負荷（例えばＴｐ）で代用してもかまわない。
【０１０９】
〈４〉燃焼室壁付着燃料の分岐割合；Ｖｎ
１）Ｖ０；壁流が気化して燃焼する分
Ｖ０に影響するパラメータとしては燃料揮発性、吸気弁の燃焼室側表面１５ｂの温度、排気弁の燃焼室側表面温度、シリンダヘッド壁５１の温度、ピストン冠面６ａの温度、圧縮燃焼温度、壁流面ガス流速（弁径、回転速度、スワールコントロールバルブの開閉、吸気弁のバルブタイミング、弁リフトにより変化する）、圧力が考えられる。
【０１１０】
２）Ｖ１；膨張行程後に気化して排出される分
これは、壁流から火炎消炎後に燃焼ガス温度、ガス流速により蒸発または引きちぎられて排気される分である。Ｖ１に影響するパラメータはＶ０に影響するパラメータと同じである。
【０１１１】
３）そのまま壁流として次サイクルに持ち越される分
これは、燃焼室壁の温度、ガス流速が低いと蒸発しきれず、残りは次サイクルに持ち越される分、つまり１−Ｖ０−Ｖ１である。
【０１１２】
〈５〉シリンダ面壁付着燃料の分岐割合；Ｗｎ
１）Ｗ０；壁流が気化して燃焼する分
Ｗ０に影響するパラメータとしては燃料揮発性、シリンダ面壁５２の温度、圧縮燃焼温度、壁流面ガス流速（弁径、回転速度、スワールコントロールバルブの開閉、吸気弁のバルブタイミング、弁リフトにより変化する）、圧力、オイル揮発性、オイル付着量がある。
【０１１３】
２）Ｗ１；膨張行程後に気化して排出される分
これは、壁流から火炎消去後に燃焼ガスの温度、流速により蒸発または引きちぎられて排気される分である。Ｗ１に影響するパラメータはＷ０に影響するパラメータと同じである。
【０１１４】
３）Ｗ２；オイル希釈のままクランクケースへ逃げる分
これは、壁流からピストンリングで掻き落とされたオイル中の燃料分と、ピストンリングとシリンダ面との隙間から漏れた燃料分との合計である。Ｗ２に影響するパラメータとしては回転速度、シリンダ面壁５２の温度、油膜厚さ（油量、温度、油粘度）、ピストンリングの形状、張力、筒内圧、リング隙間、リング溝隙間がある。
【０１１５】
４）そのまま壁流として次サイクルに持ち越される分
これは、シリンダ面壁の温度、ガス流速が低いと蒸発しきれず、残りは次サイクルに持ち越される分、つまり１−Ｗ０−Ｗ１−Ｗ２である。
【０１１６】
以上の机上検討を行った結果、燃焼室壁、シリンダ面壁５２の各付着燃料の分岐割合Ｖｎ、Ｗｎの傾向を図１１、図１２に示す。図１１に示したように、壁温度とガス流速の上昇で気化量が増加する。壁温度は圧縮燃焼温度の影響も受け、低壁温でも気化があると思われる。壁温度範囲が場所で大きく異なり非常に広いが比較的高い。そこで適合上は一つの温度で扱う。吸入負圧が小さいとき（高負圧）気化量が増加する（破線参照）。
【０１１７】
図１２に示したようにシリンダ面壁流は一部オイルに混入する。壁温度は水温の影響、ガス接触時間の関係で比較的低い。また、圧縮燃焼温度の影響も受け、低壁温でも気化があると思われる。吸入負圧が大きいとき（高負圧）気化量が増加する（破線参照）。
【０１１８】
結論；これら図１１、図１２より標準システムのガソリン噴射エンジンではそれぞれの壁温度と圧力、ガス流速（回転速度）でＶｎ、Ｗｎを算出する。機種差はガス流速に依存させる。
【０１１９】
ここで、本実施形態の作用を説明する。
【０１２０】
本実施形態（第１の発明）では、燃料噴射弁２１から噴射された燃料（Ｆｉｎ）に、気化してまたは微粒噴霧のまま燃焼室５内に流入して滞留し燃焼室５内に付着することなく燃焼に寄与する第１の燃焼分（Ｘ０）と、吸気ポートに付着している燃料（Ｍｆｖ＋Ｍｆｐ）より気化してまたは微粒噴霧となって燃焼室５に流入し燃焼室５に付着することなく燃焼に寄与する第２の燃焼分（Ｙ０＋Ｚ０）と、吸気ポート４に付着することなく燃焼室５内に吸入された後に燃焼室５内に付着する燃焼室付着分（Ｘ３＋Ｘ４）とを有し、燃焼室５に付着している燃料（Ｃｆｃ＋Ｃｆｈ）には燃焼までの間に蒸発して燃焼に寄与する第３の燃焼分（Ｖ０＋Ｗ０）と、燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに未燃のまま排気通路８へと排出される未燃分（Ｖ１＋Ｗ１）とを有するモデルを用いて燃料噴射弁２１からの燃料噴射量（Ｔｉ）を算出している。すなわち、本実施形態（第１の発明）によれば、吸気ポート４や燃焼室５内で燃料の輸送遅れを生じる壁流だけでなく未燃分をもモデルで扱うことで、燃料増量のアプローチの仕方が統一したものとなり、過渡時の燃料輸送遅れの補正量（過渡補正量）のみならず、冷機時に大きい未燃分をも精度よく算出でき、これにより過渡補正、未燃分補正ともその精度を高く保つことができる。
【０１２１】
また、モデルであるため、エンジン機種の差などでポート４や燃焼室５などが変わった場合の適合工数を小さくできる。
さらに、本実施形態（請求項１に記載の発明）では、シリンダ吸入空気量（Ｑｃｙｌ）と、３つの燃焼分（Ｘ０、Ｙ０＋Ｚ０、Ｖ０＋Ｗ０）の燃料（Ｆｉｎ・Ｘ０＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）及び未燃分（Ｖ１＋Ｗ１）の燃料（Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１）の合計との比が理論空燃比となるように要求噴射量Ｆｉｎ（第１の燃料噴射量）を算出し、同じくシリンダ吸入空気量（Ｑｃｙｌ）と、３つの燃焼分（Ｘ０、Ｙ０＋Ｚ０、Ｖ０＋Ｗ０）の燃料（Ｆｉｎ・Ｘ０＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）との比が理論空燃比よりリッチ側の値となるように別の要求噴射量Ｆｉｎ（第２の燃料噴射量）を算出し、三元触媒９からの排気要求と、出力要求（または安定度要求）のいずれがあるのか否かを運転条件より判定し、この判定結果より排気要求があるときに前記第１の燃料噴射量を、また出力要求があるときに前記第２の燃料噴射量を選択し、この選択した燃料噴射量に基づいて燃料噴射弁２１からの燃料噴射量Ｔｉを算出する。また、本実施形態（請求項３、４に記載の発明）では、出力要求があるときは低温始動直後の燃焼が安定しにくい領域またはアクセル全開領域、また排気要求があるときは触媒９の活性化後である。
このようにすることで、低温始動直後の燃焼が安定しにくい領域や、アクセル全開領域など運転者に出力不足の不満や安定度悪化による不快感を与えることがなく、また触媒９の活性化の程度に応じた適切な排気性能を得ることができる。
【０１２２】
本実施形態（請求項７に記載の発明）によれば、燃焼室に付着している燃料（Ｃｆｃ＋Ｃｆｈ）にオイルに希釈して燃焼室から無くなるオイル落ち分（Ｗ２）を有するので、さらに空燃比制御精度を高めることができる。
【０１２７】
本実施形態（請求項５に記載の発明）によれば、シリンダ吸入空気量（Ｑｃｙｌ）と、３つの燃焼分（Ｘ０、Ｙ０＋Ｚ０、Ｖ０＋Ｗ０）の燃料（Ｆｉｎ・Ｘ０＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）及び未燃分（Ｖ１＋Ｗ１）の燃料（Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１）の合計との比が理論空燃比となるように要求噴射量Ｆｉｎ１（第１の燃料噴射量）を算出し、同じくシリンダ吸入空気量（Ｑｃｙｌ）と、３つの燃焼分（Ｘ０、Ｙ０＋Ｚ０、Ｖ０＋Ｗ０）の燃料（Ｆｉｎ・Ｘ０＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）との比が理論空燃比よりリッチ側の値となるように要求噴射量Ｆｉｎ２（第２の燃料噴射量）を算出し、低温始動からの時間、アクセル開度、前記触媒の温度の少なくとも一つに応じて出力要求と排気要求の要求度数（要求比）を設定し（図１６、図１７、図１８参照）、この要求度数で前記２つの要求噴射量Ｆｉｎ１、Ｆｉｎ２を補間計算した値を燃料噴射弁２１からの燃料噴射量Ｔｉとして算出する。
【０１２８】
このようにすることで、排気要求があるときに最適な第１の燃料噴射量と、出力要求があるときに最適な第２の燃料噴射量との間を要求度数に応じて滑らかに繋ぐことができるので、２つの要求噴射量Ｆｉｎ１、Ｆｉｎ２の間をステップ的に切換える際に生じるトルクショックによる不快感や音質変化などを防止できる。
【０１２９】
実施形態では、吸気ポートに付着している燃料が、吸気弁壁１５ａに付着している燃料とポート壁４ａに付着している燃料とからなり、また燃料室５内に付着している燃料が、シリンダ面壁５２に付着している燃料と燃焼室壁に付着している燃料とからなり、従って４つの付着燃料を別々の壁流モデルで表す場合で説明したが、従来装置（特開平９−３０３１７３号公報）のように、吸気ポートに付着している燃料を１つの壁流モデルで、燃料室５内に付着している燃料を１つの壁流モデルで表す場合にも本発明を適用できる。
【０１３０】
実施形態では噴射弁２１が吸気ポート４に臨んで設けられている場合で説明したが、これに限られるものでない。例えば噴射弁が燃焼室内に直接臨んで設けられている場合にも本発明を適用できる（請求項２、７、３、４、６に記載の発明）。
【０１３１】
実施形態では、Ｌ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンで説明したが、Ｄ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンにも適用できる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の一実施形態を示す自動車用エンジンのシステム図。
【図２】吸気ポート及び燃焼室内の混合気の挙動を示す概念図。
【図３】吸気ポート及び燃焼室内にの混合気の挙動を示す概念図。
【図４】吸気ポート、燃焼室の混合気モデルのデータフロー図。
【図５】燃料噴射量算出モデルのデータフロー図。
【図６】温度、圧力に対する噴射弁噴霧の分岐割合の特性図。
【図７】流速に対する噴射弁噴霧の分岐割合の示す特性図。
【図８】噴射タイミングに対する噴射弁噴霧の分岐割合の特性図。
【図９】吸気弁壁流の分岐割合の特性図。
【図１０】ポート壁流の分岐割合の特性図。
【図１１】燃焼室壁流の分岐割合の特性図。
【図１２】シリンダ面壁流の分岐割合の特性図。
【図１３】温度と圧力に応じた基本分岐割合の特性図。
【図１４】回転速度補正係数の特性図。
【図１５】ポートをすり抜け直接的に燃焼室壁とシリンダ面壁にそれぞれ付着する分の特性図。
【図１６】始動後時間に対する要求度数の特性図。
【図１７】アクセル開度に対する要求度数の特性図。
【図１８】触媒温度に対する要求度数の特性図。
【符号の説明】
４吸気ポート
４ａポート壁
５燃焼室
１５吸気弁
１５ａ吸気弁壁
２１燃料噴射弁
３１エンジンコントローラ
４２アクセルセンサ
４３触媒温度センサ
４４吸気温度センサ
４５水温センサ
４６圧力センサ
５２シリンダ面壁[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to an engine fuel injection amount control device.
[0002]
[Prior art]
The fuel injection amount from the fuel injection valve is calculated using a wall flow model in which a part of the fuel injected from the fuel injection valve adheres to the combustion chamber and a part of the attached fuel evaporates. (See Patent Document 1).
[0003]
[Patent Document 1]
JP-A-9-303173
[0004]
[Problems to be solved by the invention]
By the way, the fuel adhering to the combustion chamber not only contributes to the combustion by evaporating until the combustion, but also evaporates after the combustion is completed and does not contribute to the combustion and is discharged to the exhaust passage without being burned. There are unburned parts to be played.
[0005]
However, the above-described conventional apparatus does not consider unburned components. In the conventional apparatus in which the fuel injection amount is not calculated in consideration of the unburned amount, the fuel is insufficient for the unburned amount and the desired output cannot be obtained. In addition, a three-way catalyst is provided in the exhaust passage, and in order to increase the conversion efficiency of HC, CO, and NOx with this three-way catalyst, it is necessary that the air-fuel ratio in the exhaust be near the stoichiometric air-fuel ratio. When there is a demand for exhaust from the original catalyst, a conventional device that does not calculate the fuel injection amount in consideration of the unburned component cannot obtain the desired air-fuel ratio.
[0006]
Therefore, there is a known technique for calculating the unburned amount by referring to a table value using the water temperature as a parameter, and correcting the fuel by this, so it is conceivable to combine this known technique with the above-described conventional apparatus.
[0007]
However, the table value that gives the unburned component in the known technology is not calculated by analyzing the fuel behavior, but is obtained in conformity with each engine. That is, in the case of simply combining the known technology and the above-described conventional apparatus, there are various approaches to increasing the fuel, and therefore, it is not possible to improve both the accuracy of transient correction and the accuracy of unburned component correction.
[0008]
Therefore, the present invention unifies the approach of fuel increase and treats not only the wall flow that causes fuel transportation delay in the intake port and the fuel chamber but also the unburned part in the model, so that the accuracy of transient correction and the unburned part are handled. The purpose is to increase the accuracy of minute correction.
[0009]
[Means for Solving the Problems]
  The present invention includes an intake valve that opens and closes an intake port at an inlet of a combustion chamber, and a fuel injection valve that injects fuel into the intake port, and the fuel (Fin) injected from the fuel injection valve is vaporized or Vaporized from the first combustion component (X0) that flows into and stays in the combustion chamber as fine spray and contributes to combustion without adhering to the combustion chamber and the fuel (Mfv + Mfp) adhering to the intake port or fine particles The second combustion component (Y0 + Z0) that flows into the combustion chamber as spray and contributes to combustion without adhering to the combustion chamber, and the combustion adhering to the combustion chamber after being sucked into the combustion chamber without adhering to the intake port The fuel (Cfc + Cfh) adhering to the combustion chamber has a chamber adhering part (X3 + X4), and the third combusting part (V0 + W0) that evaporates before combustion and contributes to the combustion is completed. Then evaporate Calculating a fuel injection amount from the fuel injection valve using a model having a unburned (V1 + W1) that is discharged unburned without contributing to bakeIn addition, a three-way catalyst is provided in the exhaust passage, and the first fuel injection amount is set so that the ratio of the cylinder intake air amount to the sum of the three combustion fuels and the unburned fuel becomes the stoichiometric air-fuel ratio. Similarly, the second fuel injection amount is calculated so that the ratio of the cylinder intake air amount and the fuel for the three combustion components becomes a richer value than the stoichiometric air-fuel ratio, and the exhaust request from the catalyst is calculated. Whether the output request is present or not is determined based on the operating condition, and the first fuel injection amount is determined when there is an exhaust request based on the determination result, and the second fuel injection when there is an output request. Select the amount and set the selected fuel injection amount as the fuel injection amount from the fuel injection valveConfigure as follows.
[0010]
  The present invention also includes an intake valve that opens and closes an intake port at the entrance of the combustion chamber, and a fuel injection valve that directly injects fuel into the combustion chamber. The fuel (Fin) directly injected from the fuel injection valve into the combustion chamber Has a first combustion component (X0) that remains in the combustion chamber as vaporized or atomized and does not adhere to the combustion chamber and contributes to combustion, and a combustion chamber deposit (X3 + X4) that adheres to the combustion chamber. The fuel (Cfc + Cfh) adhering to the combustion chamber evaporates before combustion and contributes to the combustion (V0 + W0), and evaporates after the combustion is completed and does not contribute to the combustion. The amount of fuel injection from the fuel injection valve is calculated using a model having unburned portion (V1 + W1) discharged without being burnedIn addition, a three-way catalyst is provided in the exhaust passage, and the first fuel injection amount is set so that the ratio of the cylinder intake air amount to the sum of the two combustion fuels and the unburned fuel becomes the stoichiometric air-fuel ratio. Similarly, the second fuel injection amount is calculated so that the ratio between the cylinder intake air amount and the fuel for the two combustion components becomes a richer value than the stoichiometric air-fuel ratio, and the exhaust request from the catalyst is calculated. Whether the output request is present or not is determined based on the operating condition, and the first fuel injection amount is determined when there is an exhaust request based on the determination result, and the second fuel injection when there is an output request. Select the amount and set the selected fuel injection amount as the fuel injection amount from the fuel injection valveConfigure as follows.
The present invention also includes an intake valve that opens and closes an intake port at the entrance of the combustion chamber, and a fuel injection valve that injects fuel into the intake port. The fuel (Fin) injected from the fuel injection valve is vaporized. Or, it is vaporized from the first combustion component (X0) contributing to the combustion without flowing into the combustion chamber and staying in the combustion chamber as fine spray and the fuel (Mfv + Mfp) adhering to the intake port, or A second combustion component (Y0 + Z0) that contributes to combustion without flowing into the combustion chamber and adhering to the combustion chamber as a fine spray, and adhering to the combustion chamber after being sucked into the combustion chamber without adhering to the intake port Combustion is completed with the third combustion component (V0 + W0) that has a combustion chamber deposit (X3 + X4) and that has evaporated in the combustion chamber (Cfc + Cfh) and contributes to combustion. Then steam And calculating a fuel injection amount from the fuel injection valve using a model having an unburned portion (V1 + W1) discharged without being burned without contributing to combustion, and having a three-way catalyst in the exhaust passage, The first fuel injection amount is calculated such that the ratio of the cylinder intake air amount to the sum of the three combustion fuels and the unburned fuel is the stoichiometric air-fuel ratio, and the cylinder intake air amount, The second fuel injection amount is calculated so that the ratio of the three combustion fuels to a richer value than the stoichiometric air-fuel ratio, and at least one of the time from the low temperature start, the accelerator opening, and the catalyst temperature is calculated. Accordingly, a request ratio between the output request and the exhaust request is set, and a value obtained by interpolation calculation of the two fuel injection amounts based on this request ratio is calculated as the fuel injection amount from the fuel injection valve.
The present invention also includes an intake valve that opens and closes an intake port at the entrance of the combustion chamber, and a fuel injection valve that directly injects fuel into the combustion chamber. The fuel (Fin) directly injected from the fuel injection valve into the combustion chamber Has a first combustion component (X0) that remains in the combustion chamber as vaporized or atomized and does not adhere to the combustion chamber and contributes to combustion, and a combustion chamber deposit (X3 + X4) that adheres to the combustion chamber. The fuel (Cfc + Cfh) adhering to the combustion chamber evaporates before combustion and contributes to the combustion (V0 + W0), and evaporates after the combustion is completed and does not contribute to the combustion. And calculating a fuel injection amount from the fuel injection valve using a model having an unburned portion (V1 + W1) discharged without being burned, and a three-way catalyst in the exhaust passage, The two combustion fuels and the The first fuel injection amount is calculated so that the ratio of the fuel to the sum of the fuels becomes the stoichiometric air-fuel ratio. Similarly, the ratio of the cylinder intake air amount and the fuel for the two combustions is richer than the stoichiometric air-fuel ratio. The second fuel injection amount is calculated so as to be a value on the side, and the required ratio of the output request and the exhaust request is set according to at least one of the time from the low temperature start, the accelerator opening, and the temperature of the catalyst, A value obtained by interpolating the two fuel injection amounts at this required ratio is calculated as the fuel injection amount from the fuel injection valve.
[0011]
【The invention's effect】
According to the present invention, not only the wall flow that causes a delay in transport of fuel in the intake port and the combustion chamber but also the unburned component is handled in the model, so that the approach of fuel increase is unified, and the fuel during the transition is unified. Not only the transport delay correction amount (transient correction amount) but also a large unburned amount during cold cooling can be calculated with high accuracy, so that the accuracy of both transient correction and unburned component correction can be kept high.
[0012]
  In addition, since it is a model, it is possible to reduce the man-hours required when the port or combustion chamber changes due to differences in engine models.
Further, in the present invention, the cylinder intake air amount (Qcyl), the fuel of three combustion components (X0, Y0 + Z0, V0 + W0) (Fin · X0 + Mfv · Y0 + Mfp · Z0 + Cfh · V0 + Cfc · W0) and the unburned fuel (V1 + W1) The first fuel injection amount (required injection amount Fin) is calculated so that the ratio of the sum of (Cfh · V1 + Cfc · W1) becomes the stoichiometric air-fuel ratio. Similarly, the cylinder intake air amount (Qcyl) and the three combustion components are calculated. The second fuel injection amount (another required injection amount) so that the ratio of (X0, Y0 + Z0, V0 + W0) to the fuel (Fin · X0 + Mfv · Y0 + Mfp · Z0 + Cfh · V0 + Cfc · W0) becomes a richer value than the theoretical air-fuel ratio. Fin) and calculate whether there is an exhaust request from the three-way catalyst or an output request (or stability request) from the operating conditions From the determination result, the first fuel injection amount is selected when there is an exhaust request, and the second fuel injection amount is selected when there is an output request, and fuel is selected based on the selected fuel injection amount. A fuel injection amount (Ti) from the injection valve is calculated. In the present invention, when there is an output request, it is a region where combustion is difficult to stabilize immediately after cold start or an accelerator fully open region, and when there is an exhaust request, it is after activation of the catalyst.
By doing so, there is no discomfort due to insufficient output or deterioration of stability to the driver, such as a region where combustion immediately after cold start is difficult to stabilize or a region where the accelerator is fully open, and the degree of activation of the catalyst Appropriate exhaust performance according to the can be obtained.
Further, according to the present invention, the cylinder intake air amount (Qcyl), the fuel (Fin · X0 + Mfv · Y0 + Mfp · Z0 + Cfh · V0 + Cfc · W0) and the unburned amount (V1 + W1) of the three combustion parts (X0, Y0 + Z0, V0 + W0) The first fuel injection amount (required injection amount Fin1) is calculated so that the ratio of the sum of the fuels (Cfh · V1 + Cfc · W1) becomes the stoichiometric air-fuel ratio, and similarly, the cylinder intake air amount (Qcyl) and three combustions The second fuel injection amount (required injection amount Fin2) so that the ratio of the minute (X0, Y0 + Z0, V0 + W0) to the fuel (Fin · X0 + Mfv · Y0 + Mfp · Z0 + Cfh · V0 + Cfc · W0) becomes a richer value than the stoichiometric air-fuel ratio. ) And output request and exhaust request according to at least one of the time from cold start, accelerator opening, and the temperature of the catalyst Set request ratio (request degree), calculates the two fuel injection amount (Fin1, Fin2) interpolated value for the computation in the request ratio as the fuel injection amount from the fuel injection valve (Ti). By doing so, the optimum first fuel injection amount when there is an exhaust request and the optimum second fuel injection amount when there is an output request are smoothly connected according to the required ratio. Therefore, it is possible to prevent discomfort or change in sound quality due to torque shock that occurs when switching between the two fuel injection amounts (Fin1, Fin2) stepwise.
[0013]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings. FIG. 1 is a schematic diagram for explaining a system according to an embodiment of the present invention applied to an L-Jetronic gasoline injection engine.
[0014]
The air metered by the intake throttle valve 23 is stored in the intake collector 2 and then introduced into the combustion chamber 5 of each cylinder via the intake manifold 3. The engine speed is calculated based on the intake air flow rate detected by the air flow meter 32 and the signal from the crank angle sensor (33, 34) from the fuel injection valve 21 arranged in the intake port 4 of each cylinder. Accordingly, the injection is intermittently supplied into the intake port at a predetermined timing, more specifically, toward the intake valve 15 (back of the umbrella) that exists so as to be blocked by the intake port.
[0015]
The fuel injected toward the intake valve 15 is mixed with the intake air to form an air-fuel mixture. The air-fuel mixture is confined in the combustion chamber 5 by closing the intake valve 15, compressed by the rise of the piston 6, and ignited. It is ignited by the plug 14 and burns. The gas pressure due to the combustion works to push down the piston 6, and the reciprocating motion of the piston 6 is converted into the rotational motion of the crankshaft 7. The combusted gas (exhaust gas) is discharged into the exhaust passage 8 when the exhaust valve 16 is opened.
[0016]
A three-way catalyst 9 is provided in the exhaust passage 8. The three-way catalyst 9 can efficiently remove HC, CO and NOx contained in the exhaust gas simultaneously when the air-fuel ratio of the exhaust gas is in a narrow range centered on the stoichiometric air-fuel ratio. For this reason, the engine controller 31 determines the basic fuel injection amount from the fuel injection valve 21 in accordance with the operating conditions, and also determines the air-fuel ratio based on a signal from an O2 sensor (not shown) provided upstream of the three-way catalyst 9. Feedback control.
[0017]
The intake throttle valve 23 is driven by a throttle motor 24. Since the torque required by the driver appears in the amount of depression of the accelerator pedal 41 (accelerator opening), the engine controller 31 determines a target torque based on a signal from the accelerator sensor 42, and a target air for realizing this target torque. The amount is determined, and the opening degree of the intake throttle valve 23 is controlled via the throttle motor 24 so that this target air amount is obtained.
[0018]
Further, an EGR device (consisting of an EGR passage 25, an EGR valve 26, and an actuator 27) and a VTC mechanism (valve timing control mechanism) 29 are provided mainly for improving fuel efficiency.
[0019]
Now, on the premise of an L-Jetronic gasoline injection engine, in this embodiment, combustion prediction type control is performed. Specifically, the wall flow fuel and unburned fuel in the intake port 4 and the combustion chamber 5 are estimated using temperature as a main parameter, and the result is applied to fuel injection control.
[0020]
First, the results of reviewing the behavior of the fuel until the fuel injected from the injection valve 21 is combusted are shown in FIGS. In FIG. 2, the broken line indicates that the fuel injected from the injection valve 21 moves in a gaseous state, and the solid line indicates that the fuel moves in a sprayed state. In addition, since the fine thing (fine spray) can be handled in the same manner as gas, it is classified into gas. In this case, it is assumed that the gas and fine particle spray do not adhere again to the intake port and the combustion chamber.
[0021]
Here, fuel behavior up to the combustion chamber inlet and fuel behavior in the combustion chamber are roughly divided.
[0022]
(1) Fuel behavior to the combustion chamber inlet:
The fuel injected from the injection valve 21 to the intake port 4 is largely branched into a portion that is vaporized to become gas (a gas) and a portion that floats while being sprayed. The fuel that has become the gas and the fine atom spray is sucked into the combustion chamber 5 without adhering to the port wall 4a and the intake valve umbrella back portion 15a. A part of the fuel drifting while sprayed is carried by the air flow and directly sucked into the combustion chamber 5, and the rest adheres to the intake valve umbrella back 15a and the intake port wall 4a.
[0023]
Here, the wall flow formed by adhering to the intake valve 15 is formed not only on the umbrella back portion 15 a but also on the surface 15 b of the intake valve 15 facing the combustion chamber 5. Since the wall flow formed on the combustion chamber side surface 15b is handled by the wall flow formed in the combustion chamber 5, only the wall surface of the umbrella back portion 15a of the intake valve 15 is defined as an “intake valve wall” below. To do.
[0024]
The fuel adhering to the port wall 4a and the intake valve wall 15a forms a wall flow. In this case, the wall temperature is largely different in each wall (same after cold start, but the temperature of the intake valve wall becomes higher than the temperature of the port wall as the engine warms up) Since the fuel evaporates with different characteristics from the wall flow, the wall flow is also treated separately.
[0025]
Each of these wall flows is partially converted into gas upon receiving the result of a physical quantity that evaporates easily, such as the wall temperature, and is sucked into the combustion chamber 5 and the rest is sprayed by being separated from the wall flow by the flow of intake air and gravity. Alternatively, it flows into the combustion chamber 5 through each wall as a wall flow.
[0026]
  (2) Combustion chamberInsideFuel behavior at:
  In this way, the fuel group sucked into the combustion chamber 5 through various circumstances contributes directly to combustion as a gas and fine spray, and a part forms a wall flow in the combustion chamber 5. The wall flow in the combustion chamber 5 is actually connected to the combustion chamber side surface 15b of the intake valve 15, the combustion chamber side surface of the exhaust valve 16 (not shown in FIGS. 2 and 3), and the intake port 4a. The cylinder head wall 51, the piston crown surface 6a, the spark plug surface (not shown), and the cylinder surface wall 52 are present everywhere. Part of the wall flow in the combustion chamber 5 is evaporated and vaporized by compression heat or wall heat until combustion by ignition, and becomes a gas or fine particle spray, contributing to combustion, and partly after the combustion is completed It is evaporated and discharged to the exhaust passage 8 in the exhaust stroke without contributing to combustion. In particular, the fuel that forms the wall flow of the cylinder face wall 52 escapes to the crankcase while being partially diluted with oil, and is contained in the blow-by gas.
[0027]
Here, the part where the wall flow is formed in the combustion chamber 5 is divided into the cylinder face wall 52 and the other combustion chamber walls.
[0028]
Here, the combustion chamber walls other than the cylinder surface wall 52 are defined as “combustion chamber walls”. In general, the term “combustion chamber wall” is confusing because it includes the cylinder surface wall. However, since no other appropriate expression is found, the present embodiment uses the “combustion chamber wall” as a concept excluding the cylinder surface wall 52. The combustion chamber wall includes a combustion chamber side surface 15b of the intake valve.
[0029]
There is a large wall temperature difference between the two walls, the combustion chamber wall and the cylinder face wall 52 (since the cylinder formed in the cylinder block is cooled by the cooling water flowing through the water jacket in the cylinder block, Since the temperature of the cylinder face wall 52 changes at a temperature substantially equal to the water temperature, the temperature of the combustion chamber wall is higher than the temperature of the cylinder face wall 52), and the fuel evaporation characteristics from each wall flow are greatly different. This is to facilitate adaptation.
[0030]
However, the number to be divided is not limited to two. More specifically, the combustion chamber wall is composed of the combustion chamber side surface 15b of the intake valve 15, the combustion chamber side surface of the exhaust valve 16, the cylinder head wall 51, the piston crown surface 6a, the spark plug surface, etc., as described above. There is also a large wall temperature difference. That is, the temperature of the combustion chamber side surface of the exhaust valve 16 is the highest, the combustion chamber side surface 15b of the intake valve and the piston crown surface 6a are substantially the same temperature, and the combustion chamber side surface 15b and piston crown surface 6a of these intake valves. Is higher than the temperature of the cylinder head wall 51. Therefore, it is conceivable to further divide the combustion chamber wall into two or more for each wall temperature (for example, to divide the combustion chamber wall into a high temperature combustion chamber wall and a low temperature combustion chamber wall).
[0031]
In this way, the wall flow formed in the combustion chamber 5 due to the difference in wall temperature is divided into two (combustion chamber wall flow and cylinder face wall flow), and the fuel in the combustion chamber 5 contributes to combustion. These can be organized as follows if they are divided into three parts that are discharged unburned and ones that are diluted with oil.
[0032]
[1] Fuel contributing to combustion:
This is (1) fuel immediately after being injected from the injection valve 21, fuel that has become a fine spray, (2) fuel that has evaporated from the spray sucked into the combustion chamber 5, and fuel that has become fine spray, (3) Fuel that evaporates from the port wall flow into gas and fine spray, (4) Fuel that evaporates from the intake valve wall flow into gas and fine spray, and (5) Between combustion chamber wall flow and combustion by ignition (6) The fuel that evaporated to become gas and fine atomized spray, and (6) the fuel that evaporated to gas and finely atomized fuel from the cylinder face wall flow to the combustion by ignition.
[0033]
[2] Fuel discharged unburned:
This is because (7) combustion is completed from the combustion chamber wall flow and then evaporated to become gas and fine atomized spray, which is discharged into the exhaust passage 8 in the exhaust stroke, and (8) combustion is completed from the cylinder face wall flow. Then, it is evaporated and becomes a gas and fine particle spray, and is the total of the fuel discharged into the exhaust passage 8 in the exhaust stroke.
[0034]
[3] Oil dropping fuel:
This is the fuel contained in the blow-by gas that escapes to the crankcase while being diluted with oil from the cylinder face wall flow.
[0035]
Based on the analysis results of the fuel behavior shown in FIGS. 2 and 3, four wall flows (port wall flow, intake valve wall flow, combustion chamber wall flow, cylinder face wall flow) are modeled as shown in FIG. To create a mixture model of ports and combustion chambers per cylinder. That is, as shown in FIG. 4, the mixture model is converted into a fuel injection amount calculation means 51, a fuel branching ratio calculation means 52, four fuel adhesion amount calculation means (intake valve wall adhesion amount calculation means 53, port wall adhesion amount calculation). Means 54, combustion chamber wall adhesion amount calculation means 55, cylinder face wall adhesion amount calculation means 56), combustion fuel calculation means 57, unburned fuel calculation means 58, oil drop amount calculation means 59, and exhaust fuel calculation means 60. To do.
[0036]
First, in the intake valve wall adhesion amount calculation means 53 and the port wall adhesion amount calculation means 54, it is assumed that each wall flow rate (fuel adhesion amount) changes every injection (= each intake stroke), that is, every combustion cycle. Once per cycle, the intake valve wall adhesion amount Mfv and the port wall adhesion amount Mfp are calculated using the following recurrence formula.
[0037]

Where Mfv: Intake valve wall adhesion amount,
Mfvn-1: the value of Mfv before one combustion cycle,
Mfp: Port wall adhesion amount,
Mfpn-1: the value of Mfp one combustion cycle before,
Fin: Fuel injection amount,
Xn, Yn, Zn: Fuel split ratio of each part,
Here, the above equation (1) adds a fuel component (second term on the right side) that increases as a wall flow due to the current injection to Mfvn−1 which is the intake valve wall adhesion amount before one combustion cycle, This subtracts the amount of fuel that has been reduced until the current injection (third term, fourth term, and fifth term on the right side). That is, Fin · X1 in the second term on the right side is a fuel component that changes to the intake valve wall flow in the current fuel injection amount Fin. Mfvn−1 · Y0 in the third term on the right-hand side is a portion of Mfvn−1 that is evaporated by the current injection to become a gas or fine particle spray and is directly sucked into the combustion chamber 5 and combusted. Mfvn-1 · Y1 in the fourth term on the right side is the fuel component of Mfvn-1 · Mfvn-1 · M1 that is peeled off before spraying and becomes sprayed or flows as wall flow and becomes combustion chamber wall flow. Y2 is a fuel component of Mfvn-1 that is peeled off by the current injection and becomes sprayed or flows in a wall flow and becomes a cylinder wall flow.
[0038]
The above expression (2) is the same as the above expression (1). That is, Fin · X2 in the second term on the right side is a fuel component that changes to the port wall flow in the current fuel injection amount. Mfpn−1 · Z0 in the third term on the right-hand side is a portion of Mfpn−1 that is evaporated by the current injection to become a gas or fine particle spray and is directly sucked into the combustion chamber 5 and combusted. Mfpn-1 · Z1 in the fourth term on the right-hand side is the fuel component of Mfpn-1 that has been peeled off by spraying until the current injection and becomes sprayed or flows as a wall flow and becomes a combustion chamber wall flow. Mfpn-1 · Z2 of Mfpn-1 is a fuel component that is peeled off before the current injection and becomes sprayed or flows in a wall flow and becomes a cylinder wall flow.
[0039]
The combustion chamber wall adhesion amount calculating means 55 and the cylinder surface wall calculating means 56 also assume that each fuel adhesion amount changes for each injection, that is, for each combustion cycle, once per combustion cycle, using the following recurrence formula. A combustion chamber wall adhesion amount Cfh and a cylinder wall adhesion amount Cfc are calculated.
[0040]

Where Cfh: Attached amount of combustion chamber wall,
Cfhn-1: value of Cfh before one combustion cycle,
Cfc: Cylinder surface wall adhesion amount,
Cfcn-1: value of Cfc one combustion cycle before,
Fin: Fuel injection amount,
Xn, Yn, Zn, Vn, Wn: fuel split ratio of each part,
In the above equation (3), Fin · X3 in the second term on the right-hand side is the amount of fuel that changes to the combustion chamber wall flow in the current fuel injection amount Fin. Mfv · Y1 and Mfp · Z1 in the third and fourth terms on the right-hand side are fuel components that are separated from Mfv and Mfp to form spray or flow as a wall flow or change into a combustion chamber wall flow. Cfhn-1 · V0 in the fifth term on the right-hand side is a fuel component of Cfhn-1 that has evaporated and vaporized by compression heat, wall heat, etc. until combustion by ignition, and contributed to the combustion, and Cfhn-1 in the sixth term on the right-hand side V1 is a fuel component of Cfhn-1 that is evaporated after combustion is completed and discharged in the exhaust stroke without contributing to combustion.
[0041]
The above expression (4) is the same as the above expression (3) except for Cfcn−1 · W2 in the seventh term on the right side. That is, Fin · X4 in the second term on the right side is a fuel component that changes to a cylinder face wall flow in the current fuel injection amount. Mfv · Y2 and Mfp · Z2 in the third and fourth terms on the right sideIsThese are fuel components that are separated from Mfv and Mfp and become sprayed or flow as a wall flow or change into a cylinder face wall flow. Cfcn−1 · W0 in the fifth term on the right-hand side is the portion of Cfcn-1 that contributes to the combustion by evaporation and vaporization due to compression heat, wall heat, etc. before combustion by ignition, and Cfcn−1 in the sixth term on the right-hand side W1 is a portion of Cfcn-1 that is evaporated after combustion is completed and discharged in the exhaust stroke without contributing to combustion. Cfcn−1 · W2 in the seventh term on the right-hand side is the amount of fuel contained in blowby gas that escapes to the crankcase while being diluted with oil in Cfcn−1.
Note that FIG. 4 is a model as a whole, but it is also a model as a part. That is, the equation (1) is an intake valve wall flow model, the equation (2) is a port wall flow model, the equation (3) is a combustion chamber wall flow model, and the equation (4) is a cylinder wall flow model. It is. It is also a model that the fuel injection amount Fin is divided into X0 to X4.
[0042]
Note that FIG. 4 is a model as a whole, but it is also a model as a part. That is, the equation (1) is an intake valve wall flow model, the equation (2) is a port wall flow model, the equation (3) is a combustion chamber wall flow model, and the equation (4) is a cylinder wall flow model. It is. It is also a model that the fuel injection amount Fin is divided into X0 to X4.
[0043]
The burned fuel calculating means 57, the unburned fuel calculating means 58, and the oil drop amount calculating means 59 respectively calculate the burned fuel Fcom, the unburned fuel Fac, and the oil drop amount Foil by the following equations.
[0044]

Here, (5) represents the sum of the fuels of the above (1) to (6) as the combustion fuel Fcom, and (6) represents the sum of the fuels of the above (7) and (8) as the unburned fuel Fac. (7) is a formula (model) obtained by formulating the fuel of the above (9) as an oil drop amount Foil.
[0045]
The exhaust fuel calculation means 60 calculates the sum of the burned fuel Fcom and the unburned fuel Fac as exhaust fuel Fout that affects the exhaust as in the following equation.
[0046]
      Fout = Fcom + Fac (8)
  Expression (8) represents that all the gas in the combustion chamber 5 is discharged into the exhaust passage 8 for both the burned portion and the unburned portion. Actually, some gas remains in the combustion chamber 5 without being discharged into the exhaust passage 8.AhHowever, this residual gas is not considered in the mixture model shown in FIG.
[0047]
The calculation timings of these four calculation units 57 to 60 are the same as those of the fuel adhesion amount calculation units 53 to 56.
[0048]
In this way, the above formulas (1) to (8) were obtained. Representative values among these formulas are shown in FIG.
[0049]
Next, FIG. 5 is a diagram showing a data flow for calculating Ti for the fuel injection amount for each cylinder using the air-fuel mixture model shown in FIG.
[0050]
First, the performance request determination means 71 determines whether there is an exhaust request from the three-way catalyst 9 or an output request (or a stability request) based on the operating conditions. For example, the region where combustion is difficult to stabilize immediately after the cold start is when there is a stability request, and the full load region is when there is an output request. Further, there is a request for exhaust from the three-way catalyst 9 after the activation of the catalyst.
[0051]
In the target equivalence ratio determining means 72, the exhaust request equivalence ratio Tfbye (= 1.0) is obtained when there is an exhaust request from the determination result, and the output request equivalence ratio Tfbyp (1. 1 to 1.2 and a fixed value) is determined as the target equivalent ratio Tfbya.
[0052]
Here, the equivalent ratio is a value obtained by dividing the theoretical air-fuel ratio (≈14.7) by the air-fuel ratio. Therefore, when the equivalence ratio = 1.0, the air-fuel ratio becomes the stoichiometric air-fuel ratio, and when the equivalence ratio = 1.1 to 1.2, the air-fuel ratio becomes a richer value than the stoichiometric air-fuel ratio.
[0053]
In the required injection amount calculation means 75, the target equivalent ratio Tfbya determined in this way and the determination result of the performance request determination means 71, each part adhesion amount calculation means 73, each part fuel branching ratio calculation means 74 (each part of FIG. 4). ) To calculate the required injection amount Fin according to the following equation.
[0054]
  (1) When there is an output request (or stability request);
      Fin = {K # · Tfbya · Tp− (Mfv · Y0 + Mfp · Z0
          + Cfh · V0 + Cfc · W0)}/X0...(9)
  (2) When there is an exhaust request;
      Fin = {K # · Tfbya · Tp− (Mfv · Y0 + Mfp · Z0
          + Cfh · V0 + Cfc · W0 + Cfh · V1 + Cfc · W1)}
          /X0...(10)
  Here, the expression (9) indicates that when there is an output request or a stability request, the cylinder intake air amount (Qcyl) and the fuel (Fin · X0 + Mfv · Y0 + Mfp · Z0 + Cfh ·) for the three combustion components (X0, Y0 + Z0, V0 + W0). This is an equation for calculating the required injection amount Fin so that the ratio of (V0 + Cfc · W0) is a richer value than the stoichiometric air-fuel ratio. On the other hand, the expression (10) indicates that when there is an exhaust request from the three-way catalyst 9, the cylinder intake air amount (Qcyl) and the fuel (Fin · X0 + Mfv · Y0 + Mfp ·) of the three combustion components (X0, Y0 + Z0, V0 + W0). Z0 + Cfh · V0 + Cfc · W0) and an unburnt amount (V1 + W1) of fuel (Cfh · V1 + Cfc · W1) are calculated to calculate the fuel injection amount from the fuel injection valve 21 so that the ratio becomes the stoichiometric air-fuel ratio. .
[0055]
The formula (10) is different from the formula (9) only in that the unburned fuel Fac (= Cfh · V1 + Cfc · W1) is added. This is because it is necessary to consider unburned fuel when considering the air-fuel ratio in the exhaust gas. On the contrary, unburned fuel does not contribute to the output and must be removed.
[0056]
As a representative example of equation (9), equation (9) is derived from the following equation.
[0057]

Where K #: constant,
Tp: basic injection amount obtained from the air flow meter 32,
In the equation (11), the sum of the fuel component (right side first term) and the fuel component (right side second term to fifth term) lost to the fuel and the fuel wall flow is equal to the injected fuel amount on the left side. Represents that. If this formula is arranged for Fin, the above formula (9) is obtained.
[0058]
Here, since the basic fuel injection amount Tp on the left side of the equation (11) is a value per cylinder, each value of Fin, Mfv, Mfp, Cfh, and Cfc on the right side is also a value per cylinder. The actual unit of the basic fuel injection amount Tp is not the unit of mass [mg].AmongSince the unit is [ms], for each value of Fin, Mfv, Mfp, Cfh, and Cfc on the right side, if the unit is defined in [ms], the constant K # may be 1.0. The unit of Fin, Mfv, Mfp, Cfh, and Cfc may be defined in [mg]. However, at this time, the constant K # is introduced as a conversion coefficient from [ms] to [mg].
[0059]
The final injection amount calculation means 76 calculates the final injection amount Ti [ms] at the time of sequential injection using one of the following formulas using the calculated required injection amount Fin [ms].
[0060]

Where α: air-fuel ratio feedback correction coefficient,
αm: Air-fuel ratio learning correction coefficient,
Ts: Invalid pulse width,
These formulas for the final injection amount Ti are different from the conventional calculation formulas for the fuel injection amount Ti [ms] in an L-Jetronic gasoline injection engine. Incidentally, the calculation formula (at the time of sequential injection) is as follows.
[0061]
      Ti = (Tp + Kathos) × TFBYA × (α + αm−1) × 2
            + CHOSn + Ts (13)
      TFBYA = 1 + KTW + KAS + KUB + KMR (14)
        However, TFBYA: target equivalent ratio of the conventional apparatus,
                Kathos: Wall flow correction amount (slow response),
                CHOSn: Wall flow correction amount (fast response),
                KTW: water temperature increase correction coefficient,
                KAS: Post-start increase correction coefficient,
                KUB: Unburnt correction factor,
                KMR: mixture correction coefficient,
  (13), (14In the conventional calculation formula shown in equation (2), as can be seen from the fact that there are many increase correction factors, the combustion is unstable at low water temperature, immediately after cold start, unburned, full load, acceleration / deceleration, etc. On the other hand, a separate increase correction coefficient (KTW, KAS, KUB, KMR, Kathos, CHOSn) was introduced for each of them. However, with such a method, the number of man-hours for adaptation must be dramatically increased in accordance with the number of increase correction coefficients. In addition, the fuel behavior is not analyzed for the compatibility of KTW, KAS, and KUB.
[0062]
On the other hand, when all fuel increases are considered in total, they all relate to wall flow fuel. Therefore, the behavior of the fuel until the fuel injected from the injection valve 21 is combusted again as shown in FIGS. 2 and 3 is reviewed, and the mixture model and the fuel are used as shown in FIGS. According to the present embodiment in which the injection amount calculation model is constructed, the KTW, KAS, KUB, and KMR correction coefficients are not necessary. Further, instead of Kathos and CHOSn, four adhesion amounts Mfv, Mfp, Cfh, and Cfc are replaced. That is, according to the present embodiment using any one of the above formulas (1) to (10) and (12a) and (12b), the gasoline injection engine using the conventional arithmetic expressions (13) and (14) The following effects are obtained.
[0063]
Effect 1: The air-fuel ratio control accuracy is improved particularly during low-temperature start-up and warm-up, and this improvement in control accuracy improves exhaust performance and improves startability and operability (torque accuracy).
[0064]
Effect 2: Analyzing wall flow behavior in the intake port and combustion chamber (all fuel behavior from injection to combustion) facilitates desktop adaptation and reduces adaptation man-hours.
[0065]
Effect 3: As a result of performing the fuel injection by precisely analyzing the wall flow behavior as described above, if the air-fuel ratio still deviates from the target, it is judged that it is related to the accuracy of parts such as the injection valve and the air flow meter. Therefore, the quality of the engine itself can be improved by feeding back the control result to the air-fuel ratio control.
[0066]
By the way, the determination method by the performance request determination means 71 is not limited to this. When the output is requested (or when the stability is requested) and when the exhaust is requested or vice versa, the required injection amount of the equation (9) is switched stepwise to the required injection amount of the equation (10) or At the time of switching to the opposite, if the step injection is switched from the required injection amount of the equation (10) to the required injection amount of the equation (9), a torque step is generated, which causes discomfort or a change in sound quality due to a torque shock. It is done.
[0067]
Therefore, the required ratio between the output request and the exhaust request is set according to at least one of the time from the low temperature start, the accelerator opening, and the temperature of the three-way catalyst 9, and the above-mentioned formulas (9) and (10) The two required injection amounts are interpolated and calculated again as the required injection amount, so that the two required injection amounts are smoothly connected according to the required ratio and stepped between the two required injection amounts. To prevent discomfort or change in sound quality due to torque shock that occurs when switching to.
[0068]
To explain this, the ratio between the exhaust request and the output request is defined by the required frequency (request ratio). Here, the required frequency when responding only to the output request is 100%, the required frequency when responding only to the exhaust request is 0%, and the required frequency according to the operating conditions at that time is set. Specifically, it is an output request because combustion in the combustion chamber is difficult to stabilize immediately after the cold start. It is necessary to meet the output demand even in the full load range. Further, after the catalyst 9 provided in the exhaust passage 8 is activated, it is necessary to meet the exhaust request. For these requests, the requested frequency is set as shown in FIGS. That is, as shown in FIG. 16, the initial value is set to 100% to respond to the output request immediately after the low temperature start, and the required frequency is reduced as the post-start time (or wall temperature) elapses, thereby changing the output request to the exhaust request. Switch gently. As shown in FIG. 17, the required frequency is increased in the vicinity of depressing the accelerator pedal 41 to the maximum to meet the output requirement in the full load region. As shown in FIG. 18, the initial value is set to 100%, and the required frequency is decreased as the catalyst temperature increases, so that the output request is gradually switched to the exhaust request.
[0069]
In this way, after obtaining the three required frequencies by referring to the tables shown in FIGS. 16, 17, and 18 from the time after starting, the accelerator opening, and the catalyst temperature, of these three required frequencies. Select the largest value.
[0070]
  The required injection amount Fin in the above equation (10) is Fin1 (first fuel injection amount), and the required injection amount Fin in the above equation (9) is Fin2 (first).2And the value obtained by interpolating these two required injection amounts Fin1 and Fin2 with the selected required frequency is calculated as the required injection amount Fin.
[0071]

According to the equation (15), Fin = Fin2 when the required frequency = 100%, and Fin = Fin1 when the required frequency = 0%.
[0072]
Here, the post-start time is measured by a timer that starts at the engine start timing. The accelerator opening is detected by the accelerator sensor 42. The catalyst temperature is detected by a catalyst temperature sensor 43.
[0073]
Next, each part fuel branching ratio calculating means 52 in FIG. 4 calculates the branching ratio of each part fuel (Fin, Mfv, Mfp, Cfh, Cfc). To do. It can be understood by looking at the above formulas (1) to (7), (10), and (11).LikeIn the present embodiment, the fuel branching ratios Xn, Yn, Zn, Vn, and Wn are the appropriate values. And the air-fuel ratio control accuracy can be improved by adapting these with high accuracy.
[0074]
Here, among L-Jetronic type gasoline injection engines, all engines having a standard system (to be described later) are considered, and therefore, those that perform intake stroke injection and assist air type fuel injection valves are provided. , Those that perform stratified combustion, and those that have a swirl control valve are included, but those that do not fall under the applicable engine may be cut.
[0075]
<1> Branching ratio Xn of injection valve spray (n = 0 to 4)
1) X0: The amount that the spray is vaporized and the amount that is burned in the combustion chamber as fine spray
When X0 is simulated, it is very few at a few percent except for the intake stroke injection, the assist air system, and stratified combustion. Parameters affecting X0 include injection timing, spray particle size, fuel volatility, gas temperature, and relative flow velocity (rotational speed, valve timing of intake valve 15 and port flow path diameter). Here, the relative flow velocity is the flow velocity of the intake air based on the fuel flow velocity. As X0 increases, later-described X1, X2, X3, and X4 decrease.
[0076]
2) X1; the amount adhering to the intake valve wall 15a
The intake valve wall 15a (back of the intake valve umbrella) is generally a spray target, and most of the spray once adheres here. There seems to be some fuel that bounces off the port wall 4a.
[0077]
As a parameter affecting X1, there is an intake valve direct hit rate [%]. Here, the intake valve direct hit rate is a ratio at which the spray hits the intake valve 15, and this can be calculated geometrically from the design drawing.
[0078]
3) X2: The amount adhering to the port wall 4a
Even when aiming at the back of the umbrella of the intake valve 15, the spray adheres to the port wall 4a. It seems that there is a part that is sprayed off from the intake valve 15 and adheres to the port wall 4a due to the splash of the spray and the backflow of the intake air when the intake valve 15 is opened. In the assist air system, the spray spreads to the port wall 4a and to the upstream side of the intake passage by the assist air, and adheres to the port wall 4a.
[0079]
As the parameter affecting X2, there is an intake valve direct hit rate (100% -intake valve direct hit rate) as with X1.
[0080]
4) X3: The amount that passes through the intake port 4 and adheres directly to the combustion chamber wall
This is very small except for the intake stroke injection and the assist air system, and a large amount flows into the combustion chamber 5 as a wall flow or again as a droplet through the intake valve wall 15a and the port wall 4a. The reason is that if the fuel is injected when the intake valve 15 is closed, the spray does not reach the combustion chamber wall or drift.
[0081]
Parameters affecting X3 include spray particle size, spray timing, and spray aim direction and location.
[0082]
5) X4; the amount that passes through the intake port 4 and adheres directly to the cylinder surface wall 52
When the intake stroke injection is performed and the spray is aimed at the valve opening gap, X4 increases (combustion instability, HC increase, oil dilution increase). X4 is small for ultrafine atomization. Parameters that affect X4 may be the same as X3.
[0083]
MPI (multi-point injection) standard injection valve 21 and spray direction aiming at the back of the intake valve umbrella (intake valve 15 is 2 or 4 valves. In the case of 4 valves, the injection valve 21 is a 2-hole injection valve) As a result of the desktop examination, the tendency of the branching ratio Xn of the injection valve spray is shown in FIGS. As shown in FIG. 6, the gasification rate is increased by increasing the gas temperature and decreasing the suction pressure (the suction pressure in the intake passage that is lower than the atmospheric pressure downstream of the throttle valve is referred to as “suction negative pressure”). And X0 increases (see broken line). Further, the spray spreads due to the large negative pressure, and the port wall adhesion X2 increases (see broken line). As shown in FIG. 7, the waiting time is shortened by increasing the gas flow velocity (rotational speed as a representative value), the spray vaporization amount and the spray suction amount are increased, and X0 is increased. Similarly, the spray inhalation amount increases and X3 and X4 increase. As shown in FIG. 8, in the intake stroke injection, spraying and residual gas blow-back overlap, and vaporization is promoted by the residual gas temperature and the residual gas flow velocity to increase X0. In the intake stroke injection, the spray is carried to the intake airflow and all of X0, X3, and X4 increase.
[0084]
Conclusion: From these FIGS. 6 to 8, in the case of the gasoline injection engine of the standard system, Xn is assigned by gas temperature, load, and gas flow rate (rotational speed).
[0085]
Here, the “standard system” gasoline injection engine satisfies the following two conditions.
[0086]
(A) An intake valve is provided in the intake passage.
[0087]
(B) The variable valve mechanism is not provided, or even if it is provided, the variable allowance of the variable valve is small.
[0088]
Since the present embodiment satisfies both the conditions (a) and (b), it is a standard system gasoline injection engine. On the other hand, an engine that does not have an intake throttle valve and adjusts an intake air flow rate only by the intake valve, an engine that has an electromagnetically driven intake valve, and an engine with a variable compression ratio are not standard gasoline injection engines. Therefore, these engines are out of scope.
[0089]
The “gas temperature” in the above conclusion is a mixed temperature of the air surrounding the spray and the residual gas, and is estimated from the intake air temperature and the water temperature. Simply, a simple average value or a weighted average value of the intake air temperature and the water temperature may be used as the estimated value of the gas temperature. The intake air temperature is detected by an intake air temperature sensor 44, and the water temperature is detected by a water temperature sensor 45.
[0090]
However, since the characteristics shown in FIGS. 6 to 8 are characteristic data examined on a desk, not a control map used for actual engine control, correction according to the engine specifications to be applied is performed when applied to an actual engine. For example, the influence of the injection timing IT may be ignored if the injection timing IT is not significantly changed, and X0 to X4 may be obtained by performing simple correction with the gas flow rate and pressure based on the characteristics of FIG.
[0091]
To explain this, the branching ratio X0 [%] is constituted by the following equation.
[0092]
X0 = X0P · X0N (16)
However, X0P: Basic branching ratio [%] according to temperature and pressure,
X0N: rotational speed correction coefficient [anonymous number],
Among these, the basic branching ratio X0P is obtained by searching a table having the contents shown in FIG. 13 from the gas temperature and the suction negative pressure Pm. In FIG. 13, the horizontal axis represents gas temperature + Pm · KPT # (KPT # is a coefficient for converting volatile pressure into temperature). The basic branching ratio X0P increases as the gas temperature increases and the suction negative pressure Pm increases (a characteristic that the suction negative pressure Pm increases at low loads). The negative suction pressure is detected by a pressure sensor 46 provided in the intake collector 2. An engine load equivalent value (for example, Tp) can be used instead of the suction negative pressure.
[0093]
Further, the rotation speed correction coefficient X0N is obtained by searching a table having the contents shown in FIG. 14 from the rotation speed. X0N increases as the rotational speed increases.
[0094]
Next, X3 and X4 are obtained by searching a table having the contents shown in FIG. 15 from the rotation speed. X3 and X4 [%] also increase as the rotational speed increases.
[0095]
X1 and X2 [%] are calculated from X0, X3, and X4 thus obtained by the following equation.
[0096]

However, BT #; intake valve direct hit rate,
<2> Branching ratio of fuel attached to intake valve wall; Yn
1) Y0: The amount that the wall flow vaporizes and burns
Parameters affecting Y0 vary depending on fuel volatility, intake valve wall temperature, gas temperature and wall surface gas velocity (intake valve diameter, rotational speed, swirl control valve opening / closing, intake valve timing, valve lift) ), Pressure and valve end shape.
[0097]
2) Y1: Moved to the combustion chamber wall
This includes a portion Y1A that adheres to the combustion chamber wall after becoming droplets again from the wall flow, and a portion Y1B that moves in the wall flow to the cylinder head surface 51 and the combustion chamber side surface 15b of the intake valve. Parameters affecting Y1A include gas flow rate, intake valve wall 15a temperature, gas temperature (fuel viscosity), pressure, valve end shape, spray and gas inflow direction. The parameters that affect Y1B are the same as the parameters that affect Y1A, in addition to the combustion chamber gas flow.
[0098]
3) Y2: Move to the cylinder face wall
This also includes a portion Y2A that adheres to the cylinder surface wall 52 after being re-dropped from the wall flow, and a portion Y2B that the wall flow moves as it is to the cylinder head surface 51 and the combustion chamber side surface 15b of the intake valve. Parameters affecting Y2A include gas flow rate, intake valve wall 15a temperature, gas temperature (fuel viscosity), pressure, valve end shape, spray and gas inflow direction. The parameters that affect Y2B are the same as the parameters that affect Y2A, plus the combustion chamber gas flow.
[0099]
4) As it is carried over to the next cycle
This is 1-Y0-Y1-Y2.
[0100]
<3> Port wall fuel branching ratio; Zn
1) Z0: The amount that the wall flow vaporizes and burns
Parameters affecting Z0 vary depending on fuel volatility, port wall 4a temperature, gas temperature, wall flow surface gas flow rate (valve diameter, rotational speed, swirl control valve opening / closing, intake valve 15 valve timing, and valve lift. ), Pressure, and valve seat end shape.
[0101]
2) Z1: Moved to the combustion chamber wall
This is due to the amount Z1A that adheres to the combustion chamber wall after becoming droplets again from the wall flow, and the amount Z1B that the wall flow moves through the cylinder head surface 52 and the combustion chamber side surface 15b of the intake valve. is there. Parameters affecting Z1A include gas flow rate, intake valve wall 15a temperature, gas temperature (fuel viscosity), pressure, valve end shape, spray and gas inflow direction. The parameters affecting Z1B are the same as the parameters affecting Z0, in addition there is a combustion chamber gas flow.
[0102]
3) Z2: Move to the cylinder face wall
This is because the amount Z2A that adheres to the cylinder surface wall 52 after becoming a droplet from the wall flow again, and the amount Z2B that the wall flow moves through the cylinder head surface 51 and the combustion chamber side surface 15b of the intake valve. is there. Parameters affecting Z2A include gas flow rate, intake valve wall 15a temperature, gas temperature (fuel viscosity), pressure, valve seat end shape, spray and gas inflow direction. The parameters affecting Z2B are the same as the parameters affecting Z0, in addition there is a combustion chamber gas flow.
[0103]
4) As it is carried over to the next cycle
This is 1-Z0-Z1-Z2.
[0104]
As a result of the above desk study, the tendency of the branching ratios Yn and Zn of the adhering fuel on the intake valve wall 15a and the port wall 4a is shown in FIGS. As shown in FIG. 9, the amount of vaporization increases as the wall temperature and gas flow rate rise, and the wall flow movement speed also increases. When the suction negative pressure is large (high negative pressure in the figure), the amount of vaporization increases (see broken line). The temperature range of the intake valve wall 15a is very wide (for example, the water temperature Tw to about 300 ° C.).
[0105]
As shown in FIG. 10, the tendency is the same as that of the intake valve wall flow shown in FIG. 9, but the port wall 4a has a low temperature and a narrow wall temperature range (for example, a water temperature of about Tw to Tw-15 ° C.). The branch between the combustion chamber wall and the cylinder face wall 52 is different from the intake valve wall flow. Z1 and Z2 are small because the wetted surface is wide and the wall flow moving distance is long.
[0106]
Conclusion: From these FIG. 9 and FIG. 10, in the standard system gasoline injection engine, Yn and Zn are calculated from the temperature and pressure of the intake valve wall and the port wall, and the gas flow velocity (rotational speed).
[0107]
Here, as the temperature of the intake valve wall 15a, a temperature calculated by a known method (see Japanese Patent Laid-Open No. 3-134237) from the water temperature Tw and operating conditions may be used. As the temperature of the port wall 4a, the water temperature Tw or a temperature lower than the water temperature Tw by a predetermined value (for example, about 15 ° C.) may be used.
[0108]
The pressure (negative suction pressure) is detected by the pressure sensor 46. An engine load (for example, Tp) closely related to the suction negative pressure may be substituted.
[0109]
<4> Branching ratio of fuel adhering to combustion chamber wall; Vn
1) V0: The amount of vaporization and burning of the wall flow
Parameters affecting V0 include fuel volatility, intake valve combustion chamber side surface 15b temperature, exhaust valve combustion chamber side surface temperature, cylinder head wall 51 temperature, piston crown surface 6a temperature, compression combustion temperature, wall Flow surface gas flow rate (varies depending on valve diameter, rotation speed, opening / closing of swirl control valve, valve timing of intake valve, valve lift) and pressure are considered.
[0110]
2) V1: Vaporized and discharged after the expansion stroke
This is the amount that is exhausted from the wall flow after the flame is extinguished or evaporated or torn off by the combustion gas temperature and gas flow rate. The parameters affecting V1 are the same as the parameters affecting V0.
[0111]
3) As it is carried over to the next cycle as it is as a wall flow
This is because when the temperature of the combustion chamber wall and the gas flow rate are low, it cannot evaporate and the remainder is carried over to the next cycle, that is, 1-V0-V1.
[0112]
<5> Branch ratio of fuel adhering to cylinder surface wall; Wn
1) W0: The amount of the wall flow that vaporizes and burns
Parameters affecting W0 vary depending on fuel volatility, cylinder surface wall temperature, compression combustion temperature, wall surface gas velocity (valve diameter, rotation speed, opening / closing of swirl control valve, valve timing of intake valve, valve lift) ), Pressure, oil volatility, oil adhesion amount.
[0113]
2) W1: Evaporated and discharged after the expansion stroke
This is the amount that is exhausted from the wall flow after it has been extinguished by the flame and is evaporated or torn off by the temperature and flow rate of the combustion gas. The parameters affecting W1 are the same as the parameters affecting W0.
[0114]
3) W2: Escape to the crankcase with oil dilution
This is the sum of the fuel in the oil scraped off from the wall flow by the piston ring and the fuel leaked from the gap between the piston ring and the cylinder surface. Parameters affecting W2 include rotational speed, temperature of the cylinder face wall 52, oil film thickness (oil amount, temperature, oil viscosity), piston ring shape, tension, in-cylinder pressure, ring gap, and ring groove gap.
[0115]
4) As it is carried over to the next cycle as wall flow
This is because when the temperature of the cylinder face wall and the gas flow rate are low, the gas cannot be evaporated, and the remainder is carried over to the next cycle, that is, 1-W0-W1-W2.
[0116]
As a result of the above desk study, the tendency of the branching ratios Vn and Wn of the adhering fuel on the combustion chamber wall and the cylinder face wall 52 is shown in FIGS. As shown in FIG. 11, the amount of vaporization increases as the wall temperature and gas flow rate rise. The wall temperature is also affected by the compression combustion temperature, and it seems that vaporization occurs even at low wall temperatures. The wall temperature range varies greatly from place to place and is very wide but relatively high. Therefore, it is handled at one temperature for conformance. When the suction negative pressure is small (high negative pressure), the amount of vaporization increases (see broken line).
[0117]
As shown in FIG. 12, part of the cylinder wall flow is mixed into the oil. The wall temperature is relatively low due to the influence of water temperature and gas contact time. It is also affected by the compression combustion temperature, and it seems that vaporization occurs even at low wall temperatures. When the suction negative pressure is high (high negative pressure), the amount of vaporization increases (see broken line).
[0118]
Conclusion: From FIG. 11 and FIG. 12, in the gasoline injection engine of the standard system, Vn and Wn are calculated based on the wall temperature, pressure, and gas flow rate (rotational speed). The model difference depends on the gas flow rate.
[0119]
Here, the operation of the present embodiment will be described.
[0120]
In the present embodiment (first invention), the fuel (Fin) injected from the fuel injection valve 21 is vaporized or flows into the combustion chamber 5 while being atomized and stays in the combustion chamber 5 and adheres to the combustion chamber 5. The first combustion component (X0) that contributes to combustion without being vaporized from the fuel (Mfv + Mfp) adhering to the intake port or flowing into the combustion chamber 5 and adhering to the combustion chamber 5 And a second combustion component (Y0 + Z0) that contributes to combustion, and a combustion chamber deposit (X3 + X4) that adheres to the combustion chamber 5 after being sucked into the combustion chamber 5 without adhering to the intake port 4 The fuel (Cfc + Cfh) adhering to the combustion chamber 5 evaporates before combustion and contributes to the combustion (V0 + W0), and evaporates after combustion is completed and does not contribute to combustion. Left unburned and discharged to the exhaust passage 8 (V1 + W1) and calculates the fuel injection amount from the fuel injection valve 21 (Ti) by using a model with. That is, according to the present embodiment (first invention), not only a wall flow that causes a fuel transport delay in the intake port 4 or the combustion chamber 5 but also an unburned component is handled in the model, so that the fuel increase approach is achieved. It is possible to calculate not only the amount of fuel transport delay correction during transients (transient correction amount), but also large unburned components when cold, so that both transient and unburned components can be corrected accordingly. The accuracy can be kept high.
[0121]
  In addition, since the model is a model, the number of man-hours for adaptation when the port 4 or the combustion chamber 5 is changed due to a difference in engine model or the like can be reduced.
Further, in the present embodiment (the invention described in claim 1), the cylinder intake air amount (Qcyl) and the fuel (Fin · X0 + Mfv · Y0 + Mfp · Z0 + Cfh · V0 + Cfc · W0) of three combustion components (X0, Y0 + Z0, V0 + W0) ) And the unburnt (V1 + W1) fuel (Cfh · V1 + Cfc · W1) ratio to the stoichiometric air-fuel ratio, the required injection amount Fin (first fuel injection amount) is calculated. The ratio of the quantity (Qcyl) to the fuel (Fin · X0 + Mfv · Y0 + Mfp · Z0 + Cfh · V0 + Cfc · W0) for the three combustion components (X0, Y0 + Z0, V0 + W0) is different from the theoretical air-fuel ratio. The required injection amount Fin (second fuel injection amount) is calculated, and either the exhaust request from the three-way catalyst 9 or the output request (or stability request) From the determination result, the first fuel injection amount is selected when there is an exhaust request, and the second fuel injection amount is selected when there is an output request. A fuel injection amount Ti from the fuel injection valve 21 is calculated based on the selected fuel injection amount. Further, in the present embodiment (the invention described in claims 3 and 4), when there is an output request, the area where the combustion is difficult to stabilize immediately after the cold start or the accelerator fully open area, and when there is an exhaust request, the activity of the catalyst 9 is activated. It is after conversion.
By doing so, the driver is not dissatisfied with lack of output or uncomfortable due to deterioration of stability, such as a region in which combustion immediately after the low temperature start is difficult to stabilize or a region where the accelerator is fully opened, and the activation of the catalyst 9 is prevented. Appropriate exhaust performance according to the degree can be obtained.
[0122]
  This embodiment (claims)7The fuel (Cfc + Cfh) adhering to the combustion chamber has an oil drop (W2) that disappears from the combustion chamber after being diluted with oil, so that the air-fuel ratio control accuracy can be further improved. .
[0127]
  This embodiment (claims)5According to the invention), the cylinder intake air amount (Qcyl), the fuel (Fin · X0 + Mfv · Y0 + Mfp · Z0 + Cfh · V0 + Cfc · W0) and the unburned amount (V1 + W1) of the three combustion components (X0, Y0 + Z0, V0 + W0) ) To calculate the required injection amount Fin1 (first fuel injection amount) so that the ratio of the sum of the fuel (Cfh · V1 + Cfc · W1) to the stoichiometric air-fuel ratio, and the cylinder intake air amount (Qcyl) and 3 The required injection amount Fin2 (second fuel) so that the ratio of the two combustion components (X0, Y0 + Z0, V0 + W0) to the fuel (Fin · X0 + Mfv · Y0 + Mfp · Z0 + Cfh · V0 + Cfc · W0) becomes richer than the stoichiometric air-fuel ratio. Injection amount), output request and exhaust according to at least one of the time from cold start, accelerator opening, and the temperature of the catalyst The required requested frequency (required ratio) is set (see FIGS. 16, 17, and 18), and the fuel injection from the fuel injection valve 21 is obtained by interpolating the two required injection amounts Fin1 and Fin2 at the required frequency. Calculated as the amount Ti.
[0128]
In this way, the optimum first fuel injection amount when there is an exhaust request and the optimum second fuel injection amount when there is an output request are smoothly connected according to the required frequency. Therefore, it is possible to prevent discomfort or change in sound quality due to a torque shock that occurs when switching between the two required injection amounts Fin1 and Fin2.
[0129]
In the embodiment, the fuel adhering to the intake port is composed of the fuel adhering to the intake valve wall 15a and the fuel adhering to the port wall 4a, and the fuel adhering to the fuel chamber 5 is , The fuel adhering to the cylinder surface wall 52 and the fuel adhering to the wall of the combustion chamber. Accordingly, the four adhering fuels have been described as separate wall flow models. The present invention can also be applied to a case where the fuel adhering to the intake port is represented by a single wall flow model and the fuel adhering to the fuel chamber 5 is represented by a single wall flow model as in Japanese Patent No. 303173). .
[0130]
  In the embodiment, the case where the injection valve 21 is provided facing the intake port 4 has been described. However, the present invention is not limited to this. For example, the present invention can also be applied when the injection valve is provided directly facing the combustion chamber.7, 3,4,6Invention described in 1.).
[0131]
In the embodiment, the L-Jetronic gasoline injection engine has been described, but the present invention can also be applied to a D-Jetronic gasoline injection engine.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a system diagram of an automobile engine showing an embodiment of the present invention.
FIG. 2 is a conceptual diagram showing the behavior of an air-fuel mixture in an intake port and a combustion chamber.
FIG. 3 is a conceptual diagram showing the behavior of an air-fuel mixture in an intake port and a combustion chamber.
FIG. 4 is a data flow diagram of a mixture model of an intake port and a combustion chamber.
FIG. 5 is a data flow diagram of a fuel injection amount calculation model.
FIG. 6 is a characteristic diagram of a branching ratio of an injection valve spray with respect to temperature and pressure.
FIG. 7 is a characteristic diagram showing a branching ratio of an injection valve spray with respect to a flow velocity.
FIG. 8 is a characteristic diagram of a branching ratio of the injection valve spray with respect to the injection timing.
FIG. 9 is a characteristic diagram of the branching ratio of the intake valve wall flow.
FIG. 10 is a characteristic diagram of a branching ratio of a port wall flow.
FIG. 11 is a characteristic diagram of the branching ratio of the combustion chamber wall flow.
FIG. 12 is a characteristic diagram of a branching ratio of a cylinder face wall flow.
FIG. 13 is a characteristic diagram of a basic branching ratio according to temperature and pressure.
FIG. 14 is a characteristic diagram of a rotation speed correction coefficient.
FIG. 15 is a characteristic diagram of the amount that passes through the port and directly adheres to the combustion chamber wall and the cylinder face wall.
FIG. 16 is a characteristic diagram of the requested frequency with respect to the time after startup.
FIG. 17 is a characteristic diagram of required frequency with respect to accelerator opening.
FIG. 18 is a characteristic diagram of the required frequency with respect to the catalyst temperature.
[Explanation of symbols]
4 Intake port
4a port wall
5 Combustion chamber
15 Intake valve
15a Intake valve wall
21 Fuel injection valve
31 Engine controller
42 Accelerator sensor
43 Catalyst temperature sensor
44 Intake air temperature sensor
45 Water temperature sensor
46 Pressure sensor
52 Cylinder face wall

Claims

燃焼室入口の吸気ポートを開閉する吸気弁と、
吸気ポート内に燃料を噴射する燃料噴射弁と、
この燃料噴射弁から噴射された燃料には
気化してまたは微粒噴霧のまま燃焼室内に流入して滞留し燃焼室内に付着することなく燃焼に寄与する第１の燃焼分と、
吸気ポートに付着している燃料より気化してまたは微粒噴霧となって燃焼室に流入し燃焼室に付着することなく燃焼に寄与する第２の燃焼分と、
吸気ポートに付着することなく燃焼室内に吸入された後に燃焼室内に付着する燃焼室付着分と
を有し、
燃焼室に付着している燃料には
燃焼までの間に蒸発して燃焼に寄与する第３の燃焼分と、
燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに未燃のまま排出される未燃分と
を有するモデルを用いて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出する燃料噴射量算出手段と
を備えると共に、
排気通路に三元触媒を備え、
シリンダ吸入空気量と、前記３つの燃焼分の燃料及び前記未燃分の燃料の合計との比が理論空燃比となるように第１の燃料噴射量を算出する手段と、
同じくシリンダ吸入空気量と、前記３つの燃焼分の燃料との比が理論空燃比よりリッチ側の値となるように第２の燃料噴射量を算出する手段と、
前記触媒からの排気要求と、出力要求のいずれがあるのか否かを運転条件より判定する手段と、
この判定結果より排気要求があるときに前記第１の燃料噴射量を、また出力要求があるときに前記第２の燃料噴射量を選択し、この選択した燃料噴射量を前記燃料噴射弁からの燃料噴射量として設定する手段と
を備えることを特徴とするエンジンの燃料噴射量制御装置。An intake valve for opening and closing the intake port at the combustion chamber inlet;
A fuel injection valve for injecting fuel into the intake port;
The fuel injected from the fuel injection valve is vaporized or finely sprayed and flows into the combustion chamber, stays there, stays there, and contributes to combustion without adhering to the combustion chamber;
A second combustion component that vaporizes from the fuel adhering to the intake port or becomes a fine spray and flows into the combustion chamber and contributes to combustion without adhering to the combustion chamber;
A combustion chamber adhering portion that adheres to the combustion chamber after being sucked into the combustion chamber without adhering to the intake port,
The fuel adhering to the combustion chamber has a third combustion component that evaporates before combustion and contributes to combustion,
Fuel injection amount calculating means for calculating a fuel injection amount from the fuel injection valve using a model having an unburned portion that evaporates after combustion is completed and does not contribute to combustion and is discharged unburned;
Provided with a,
A three-way catalyst is provided in the exhaust passage,
Means for calculating a first fuel injection amount so that a ratio of a cylinder intake air amount to a sum of the three combustion fuels and the unburned fuel becomes a stoichiometric air-fuel ratio;
Means for calculating the second fuel injection amount so that the ratio of the cylinder intake air amount and the fuel for the three combustion components is a value on the rich side of the stoichiometric air-fuel ratio;
Means for determining whether there is an exhaust request from the catalyst and an output request from the operating conditions;
From the determination result, the first fuel injection amount is selected when there is an exhaust request, and the second fuel injection amount is selected when there is an output request, and the selected fuel injection amount is selected from the fuel injection valve. Means for setting the fuel injection amount;
Fuel injection amount control apparatus for an engine, characterized in that it comprises a.

燃焼室入口の吸気ポートを開閉する吸気弁と、
燃焼室内に直接燃料を噴射する燃料噴射弁と、
この燃料噴射弁から燃焼室内に直接噴射された燃料には
気化してまたは微粒噴霧のまま燃焼室内に滞留し燃焼室内に付着することなく燃焼に寄与する第１の燃焼分と、
燃焼室に付着する燃焼室付着分と
を有し、
燃焼室に付着している燃料には
燃焼までの間に蒸発して燃焼に寄与する第２の燃焼分と、
燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに未燃のまま排出される未燃分と
を有するモデルを用いて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出する燃料噴射量算出手段と
を備えると共に、
排気通路に三元触媒を備え、
シリンダ吸入空気量と、前記２つの燃焼分の燃料及び前記未燃分の燃料の合計との比が理論空燃比となるように第１の燃料噴射量を算出する手段と、
同じくシリンダ吸入空気量と、前記２つの燃焼分の燃料との比が理論空燃比よりリッチ側の値となるように第２の燃料噴射量を算出する手段と、
前記触媒からの排気要求と、出力要求のいずれがあるのか否かを運転条件より判定する手段と、
この判定結果より排気要求があるときに前記第１の燃料噴射量を、また出力要求があるときに前記第２の燃料噴射量を選択し、この選択した燃料噴射量を前記燃料噴射弁からの燃料噴射量として設定する手段と
を備えることを特徴とするエンジンの燃料噴射量制御装置。An intake valve for opening and closing the intake port at the combustion chamber inlet;
A fuel injection valve that injects fuel directly into the combustion chamber;
The fuel directly injected from the fuel injection valve into the combustion chamber is vaporized or stays in the combustion chamber as a fine spray and contributes to combustion without adhering to the combustion chamber;
A combustion chamber adhering part adhering to the combustion chamber,
The fuel adhering to the combustion chamber has a second combustion component that evaporates before combustion and contributes to combustion,
Fuel injection amount calculating means for calculating a fuel injection amount from the fuel injection valve using a model having an unburned portion that evaporates after combustion is completed and does not contribute to combustion and is discharged unburned;
Provided with a,
A three-way catalyst is provided in the exhaust passage,
Means for calculating a first fuel injection amount so that a ratio of a cylinder intake air amount and a sum of the two combustion fuels and the unburned fuel becomes a stoichiometric air-fuel ratio;
Similarly, a means for calculating the second fuel injection amount so that the ratio between the cylinder intake air amount and the fuel for the two combustion components becomes a value on the rich side of the stoichiometric air-fuel ratio;
Means for determining whether there is an exhaust request from the catalyst and an output request from the operating conditions;
From the determination result, the first fuel injection amount is selected when there is an exhaust request, and the second fuel injection amount is selected when there is an output request, and the selected fuel injection amount is selected from the fuel injection valve. Means for setting the fuel injection amount;
Fuel injection amount control apparatus for an engine, characterized in that it comprises a.

前記出力要求があるときは低温始動直後の燃焼が安定しにくい領域またはアクセル全開領域であることを特徴とする請求項１または２に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。The engine fuel injection amount control device according to claim 1 or 2 , wherein when there is an output request, the engine is in a region where combustion immediately after a low temperature start is difficult to stabilize or an accelerator fully open region.

前記排気要求があるときは前記触媒の活性化後であることを特徴とする請求項１または２に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。The engine fuel injection amount control device according to claim 1 or 2 , wherein the exhaust request is after the activation of the catalyst.

燃焼室入口の吸気ポートを開閉する吸気弁と、
吸気ポート内に燃料を噴射する燃料噴射弁と、
この燃料噴射弁から噴射された燃料には
気化してまたは微粒噴霧のまま燃焼室内に流入して滞留し燃焼室内に付着することなく燃焼に寄与する第１の燃焼分と、
吸気ポートに付着している燃料より気化してまたは微粒噴霧となって燃焼室に流入し燃焼室に付着することなく燃焼に寄与する第２の燃焼分と、
吸気ポートに付着することなく燃焼室内に吸入された後に燃焼室内に付着する燃焼室付着分と
を有し、
燃焼室に付着している燃料には
燃焼までの間に蒸発して燃焼に寄与する第３の燃焼分と、
燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに未燃のまま排出される未燃分と
を有するモデルを用いて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出する燃料噴射量算出手段と
を備えると共に、
排気通路に三元触媒を備え、
シリンダ吸入空気量と、前記３つの燃焼分の燃料及び前記未燃分の燃料の合計との比が理論空燃比となるように第１の燃料噴射量を算出する手段と、
同じくシリンダ吸入空気量と、前記３つの燃焼分の燃料との比が理論空燃比よりリッチ側の値となるように第２の燃料噴射量を算出する手段と、
低温始動からの時間、アクセル開度、前記触媒の温度の少なくとも一つに応じて出力要求と排気要求の要求比を設定する手段と、
この要求比で前記２つの燃料噴射量を補間計算した値を前記燃料噴射弁からの燃料噴射量として算出する手段と
を備えることを特徴とするエンジンの燃料噴射量制御装置。 An intake valve for opening and closing the intake port at the combustion chamber inlet;
A fuel injection valve for injecting fuel into the intake port;
The fuel injected from this fuel injection valve
A first combustion component that is vaporized or atomized and flows into the combustion chamber, stays there, and contributes to combustion without adhering to the combustion chamber;
A second combustion component that vaporizes from the fuel adhering to the intake port or becomes a fine spray and flows into the combustion chamber and contributes to combustion without adhering to the combustion chamber;
A combustion chamber adhering portion that adheres to the combustion chamber after being sucked into the combustion chamber without adhering to the intake port;
Have
The fuel adhering to the combustion chamber
A third combustion component that evaporates before combustion and contributes to combustion;
Unburned matter that evaporates after combustion is completed and is not burned and does not contribute to combustion
A fuel injection amount calculating means for calculating a fuel injection amount from the fuel injection valve using a model having
With
A three-way catalyst is provided in the exhaust passage,
Means for calculating a first fuel injection amount so that a ratio of a cylinder intake air amount to a sum of the three combustion fuels and the unburned fuel becomes a stoichiometric air-fuel ratio;
Means for calculating the second fuel injection amount so that the ratio of the cylinder intake air amount and the fuel for the three combustion components is a value on the rich side of the stoichiometric air-fuel ratio;
Means for setting a required ratio of output demand and exhaust demand according to at least one of time from cold start, accelerator opening, and temperature of the catalyst;
The request ratio by the fuel injection amount control device features and to Rue engine by comprising means for calculating the two values of the fuel injection amount and an interpolation calculation as the fuel injection amount from the fuel injection valve.

燃焼室入口の吸気ポートを開閉する吸気弁と、
燃焼室内に直接燃料を噴射する燃料噴射弁と、
この燃料噴射弁から燃焼室内に直接噴射された燃料には
気化してまたは微粒噴霧のまま燃焼室内に滞留し燃焼室内に付着することなく燃焼に寄与する第１の燃焼分と、
燃焼室に付着する燃焼室付着分と
を有し、
燃焼室に付着している燃料には
燃焼までの間に蒸発して燃焼に寄与する第２の燃焼分と、
燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに未燃のまま排出される未燃分と
を有するモデルを用いて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出する燃料噴射量算出手段と
を備えると共に、
排気通路に三元触媒を備え、
シリンダ吸入空気量と、前記２つの燃焼分の燃料及び前記未燃分の燃料の合計との比が理論空燃比となるように第１の燃料噴射量を算出する手段と、
同じくシリンダ吸入空気量と、前記２つの燃焼分の燃料との比が理論空燃比よりリッチ側の値となるように第２の燃料噴射量を算出する手段と、
低温始動からの時間、アクセル開度、前記触媒の温度の少なくとも一つに応じて出力要求と排気要求の要求比を設定する手段と、
この要求比で前記２つの燃料噴射量を補間計算した値を前記燃料噴射弁からの燃料噴射量として算出する手段と
を備えることを特徴とするエンジンの燃料噴射量制御装置。 An intake valve for opening and closing the intake port at the combustion chamber inlet;
A fuel injection valve that injects fuel directly into the combustion chamber;
The fuel directly injected into the combustion chamber from this fuel injection valve
A first combustion component that remains in the combustion chamber while being vaporized or atomized and contributes to combustion without adhering to the combustion chamber;
Combustion chamber deposits adhering to the combustion chamber
Have
The fuel adhering to the combustion chamber
A second combustion component that evaporates before combustion and contributes to combustion;
Unburned matter that evaporates after combustion is completed and is not burned and does not contribute to combustion
A fuel injection amount calculating means for calculating a fuel injection amount from the fuel injection valve using a model having
With
A three-way catalyst is provided in the exhaust passage,
Means for calculating a first fuel injection amount so that a ratio of a cylinder intake air amount and a sum of the two combustion fuels and the unburned fuel becomes a stoichiometric air-fuel ratio;
Similarly, a means for calculating the second fuel injection amount so that the ratio between the cylinder intake air amount and the fuel for the two combustion components becomes a value on the rich side of the stoichiometric air-fuel ratio;
Means for setting a required ratio of output demand and exhaust demand according to at least one of time from cold start, accelerator opening, and temperature of the catalyst;
The request ratio by the fuel injection amount control device features and to Rue engine by comprising means for calculating the two values of the fuel injection amount and an interpolation calculation as the fuel injection amount from the fuel injection valve.

前記燃焼室に付着している燃料にはオイルに希釈して燃焼室から無くなるオイル落ち分を有することを特徴とする請求項１から６までのいずれか一つに記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。The fuel injection amount control for an engine according to any one of claims 1 to 6, wherein the fuel adhering to the combustion chamber has an oil drop which is diluted with oil and disappears from the combustion chamber. apparatus.