JPH01138338A - 内燃機関の燃料噴射量制御方式 - Google Patents
内燃機関の燃料噴射量制御方式Info
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- JPH01138338A JPH01138338A JP29882787A JP29882787A JPH01138338A JP H01138338 A JPH01138338 A JP H01138338A JP 29882787 A JP29882787 A JP 29882787A JP 29882787 A JP29882787 A JP 29882787A JP H01138338 A JPH01138338 A JP H01138338A
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Links
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Landscapes
- Electrical Control Of Air Or Fuel Supplied To Internal-Combustion Engine (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
技術分野
本発明は、内燃機関の燃料噴射量を制御するための方式
に関する。
に関する。
前景技術
内燃機関のいわゆる電子制御式燃料噴射装置では、燃料
噴射、ITAUを決定するために吸入空気流量を検出す
る必要がある。この吸入空気流量の検出方法として、た
とえば典型的な先行技術である吸気圧Pmと内燃機関の
回転数Neとから求める方法が知られている。
噴射、ITAUを決定するために吸入空気流量を検出す
る必要がある。この吸入空気流量の検出方法として、た
とえば典型的な先行技術である吸気圧Pmと内燃機関の
回転数Neとから求める方法が知られている。
この先行技術では、たとえばサージタンクに設けられる
圧力検出器によって検出される吸気圧には実際の吸気圧
Pmから応答遅れが生じており、したがって空燃比の安
定を図ることは難しく、その補正には複雑な演算処理を
要した。
圧力検出器によって検出される吸気圧には実際の吸気圧
Pmから応答遅れが生じており、したがって空燃比の安
定を図ることは難しく、その補正には複雑な演算処理を
要した。
この問題を解決するために、本件出願人が先に提案した
方法では、スロットル弁開度θと内燃機関の回転数Ne
とから予め定めた大気圧下における吸気圧PmJを予想
し、この予想吸気圧Pmjと前記回転数Neとを用いて
燃料噴射量TAUが求められる。
方法では、スロットル弁開度θと内燃機関の回転数Ne
とから予め定めた大気圧下における吸気圧PmJを予想
し、この予想吸気圧Pmjと前記回転数Neとを用いて
燃料噴射量TAUが求められる。
この方法では、スロットル弁開度θの変化に対応した吸
気圧P rn jを予想することができる。しかしなが
ら、スロットル弁開度θが急激に変化した過渡時には、
スロットル弁を介する吸入空気流量は、サージタンクな
どの影響によって、必ずしもこの予想吸気圧Pmjとは
対応しておらず、したがってこの予想吸気圧Pmjに対
応した燃料噴射量で噴射を行うと、空燃比はいわゆるオ
ーバリッチやオーバリーンとなってしまう。
気圧P rn jを予想することができる。しかしなが
ら、スロットル弁開度θが急激に変化した過渡時には、
スロットル弁を介する吸入空気流量は、サージタンクな
どの影響によって、必ずしもこの予想吸気圧Pmjとは
対応しておらず、したがってこの予想吸気圧Pmjに対
応した燃料噴射量で噴射を行うと、空燃比はいわゆるオ
ーバリッチやオーバリーンとなってしまう。
発明が解決すべき問題点
本発明の目的は、スロットル弁開度θに急激な変化の生
じた過渡時においても、サージタンクなどの影響が考慮
された正確な燃料噴射量T A Uを求めることができ
るようにした内燃機関の燃料噴射量制御方式を提供する
ことである。
じた過渡時においても、サージタンクなどの影響が考慮
された正確な燃料噴射量T A Uを求めることができ
るようにした内燃機関の燃料噴射量制御方式を提供する
ことである。
問題点を解決するための手段
本発明は、内燃機関の単位時間当りの回転数Neと、実
際の吸気圧Pmとから基本噴射量TPIを求め、 回転数Neとスロットル弁開度θとから予め定めた大気
圧下における吸気圧Pmjを予想し、この予想吸気圧P
mjと前記回転数Neとから噴射量TP2を求め、 スロットル弁開度θと実際の吸気圧Pmと予想吸気圧P
mJとから噴射量TP3を求め。
際の吸気圧Pmとから基本噴射量TPIを求め、 回転数Neとスロットル弁開度θとから予め定めた大気
圧下における吸気圧Pmjを予想し、この予想吸気圧P
mjと前記回転数Neとから噴射量TP2を求め、 スロットル弁開度θと実際の吸気圧Pmと予想吸気圧P
mJとから噴射量TP3を求め。
前記基本噴射量TPIと噴射、1TP2.TP3とから
補正量TMIを求め、 実際の吸気圧P roの時間変化率に対応した補正量T
M2を求め、 前記基本噴射量TPIを補正量TM1、TM2で補正し
て実際の燃料噴射量TAUを求めることを特徴とする内
燃機関の燃料噴射量制御方式である。
補正量TMIを求め、 実際の吸気圧P roの時間変化率に対応した補正量T
M2を求め、 前記基本噴射量TPIを補正量TM1、TM2で補正し
て実際の燃料噴射量TAUを求めることを特徴とする内
燃機関の燃料噴射量制御方式である。
好ましい実施態様では、前記補正fTM1は、燃焼室へ
の吸入遅れ補正係数をηとするとき、7M1=η(TP
2+TP3−TP 1 )で求められ、前記実際の燃料
噴射量TAUは、TAU=TP 1 +TM1−TM2 で求められることを特徴とする。
の吸入遅れ補正係数をηとするとき、7M1=η(TP
2+TP3−TP 1 )で求められ、前記実際の燃料
噴射量TAUは、TAU=TP 1 +TM1−TM2 で求められることを特徴とする。
また好ましい実施態様では、前記補正量TMIが0以上
の加速時には、 TPI≦TAU≦TP 1 +TM 1となるように、
また前記補正量TM1が0末溝の減速時には、 TPI≧TAU≧TPI七TMI となるように、前記補正jlTM1を制限することを特
徴とする。
の加速時には、 TPI≦TAU≦TP 1 +TM 1となるように、
また前記補正量TM1が0末溝の減速時には、 TPI≧TAU≧TPI七TMI となるように、前記補正jlTM1を制限することを特
徴とする。
さらにまた好ましい実施罪様では、前記基本噴射量TP
1.噴射呈TP2.TP3および補正量TM2の算出に
用いられる吸気圧Pm、Pmjは、実際の大気圧Paに
よって補正されることを特徴とする。
1.噴射呈TP2.TP3および補正量TM2の算出に
用いられる吸気圧Pm、Pmjは、実際の大気圧Paに
よって補正されることを特徴とする。
作 用
本発明に従えば、先ず内燃機関の単位時間当りの回転数
Neと、実際の吸気圧Pmとから基本噴射ITPIを求
める。前記実際の吸気圧Pmの変化は、スロットル弁開
度θの変化に対して応答遅れを生じており、したがって
この実際の吸気圧Pmから求められた基本噴射1TP1
は、スロットル弁開度θの変動前の吸入空気流量にaX
な燃料噴射量である。
Neと、実際の吸気圧Pmとから基本噴射ITPIを求
める。前記実際の吸気圧Pmの変化は、スロットル弁開
度θの変化に対して応答遅れを生じており、したがって
この実際の吸気圧Pmから求められた基本噴射1TP1
は、スロットル弁開度θの変動前の吸入空気流量にaX
な燃料噴射量である。
次に前記回転数Neとスロットル弁開度θとから予め定
めた大気圧下における吸気圧Pmjを予想し、この予想
吸気圧Pmjと前記回転数Neとから噴射量TP2を求
める。この予想吸気圧Pmjはスロットル弁開度θに追
随しており、したがってこの予想吸気圧Pmjから求め
られた噴射量TP2は、スロットル弁開度θ変動後の吸
入空気流量に最適な燃料噴射量である。
めた大気圧下における吸気圧Pmjを予想し、この予想
吸気圧Pmjと前記回転数Neとから噴射量TP2を求
める。この予想吸気圧Pmjはスロットル弁開度θに追
随しており、したがってこの予想吸気圧Pmjから求め
られた噴射量TP2は、スロットル弁開度θ変動後の吸
入空気流量に最適な燃料噴射量である。
続いて前記スロットル弁開度θと、実際の吸気圧Pmと
、予想吸気圧Pmjとから噴射量TP3を求める。この
噴射量TP3は、スロットル弁開度θの変動直後の噴射
量と、前記噴射1TP2との差に対応している。
、予想吸気圧Pmjとから噴射量TP3を求める。この
噴射量TP3は、スロットル弁開度θの変動直後の噴射
量と、前記噴射1TP2との差に対応している。
こうして求めた噴射量TP2.TP3および基本噴射量
TPIを用いて、たとえば噴射量TP2゜TP3の和か
ら基本噴射量TPIを減算して、たとえば吸入空気の燃
焼室への遅れ補償を行うことによって、補正量TMIを
求める。
TPIを用いて、たとえば噴射量TP2゜TP3の和か
ら基本噴射量TPIを減算して、たとえば吸入空気の燃
焼室への遅れ補償を行うことによって、補正量TMIを
求める。
また実際の吸気圧Pmの時間変化率に対応した、すなわ
ちサージタンクに貯留されている空気の影響に対応した
補正量TM2を求め、この補正量TM2と前記補正量T
MIとを用いて、たとえば前記基本噴射量TPIと補正
量TMIとの和から、この補正量TM2を減算すること
によって、基本噴射量TPIを補正して、実際の燃料噴
射量TAUを求める。
ちサージタンクに貯留されている空気の影響に対応した
補正量TM2を求め、この補正量TM2と前記補正量T
MIとを用いて、たとえば前記基本噴射量TPIと補正
量TMIとの和から、この補正量TM2を減算すること
によって、基本噴射量TPIを補正して、実際の燃料噴
射量TAUを求める。
これによってスロットル弁開度θが変動した過渡時の吸
入空気流量の変化に正確に追随して、サージタンクなど
の影響の考慮された燃料噴射量TAUで噴射を行うこと
ができ、空燃比を常に最適な値に保つことができる。
入空気流量の変化に正確に追随して、サージタンクなど
の影響の考慮された燃料噴射量TAUで噴射を行うこと
ができ、空燃比を常に最適な値に保つことができる。
実施例
第1図は、本発明の一実施例のブロック図である。内燃
機関13には複数の燃焼室E1〜Emが形成され、これ
らの−燃焼室E1〜Emには吸気管15から燃焼用空気
が供給される。吸気管15にはスロットル弁16が介在
される。スロットル弁16を介する燃焼用空気は、サー
ジタンク14から各燃焼室E1〜Em毎に個別に設けら
れた吸気管路A1〜Amに導かれる。各吸気管路A1−
八[口には、それぞれ燃料噴射弁81〜Bmが設けられ
、各燃焼室E1〜Emにおける1回毎の爆発行程におい
て、後述する処理装置31によって定められた燃料噴射
量TAUで噴射を行う、各燃焼室E1〜Emには、それ
ぞれ吸気弁C1〜Cmと排気弁D1〜Dmとが設けられ
る。内燃機関13は、たとえば点火プラグG1〜Gmを
有する4サモサージタンク14には、吸気圧を検出する
ための圧力検出器19が設けられるゆ吸気管15には、
吸気温度を検出する温度検出器27が設けられる。
機関13には複数の燃焼室E1〜Emが形成され、これ
らの−燃焼室E1〜Emには吸気管15から燃焼用空気
が供給される。吸気管15にはスロットル弁16が介在
される。スロットル弁16を介する燃焼用空気は、サー
ジタンク14から各燃焼室E1〜Em毎に個別に設けら
れた吸気管路A1〜Amに導かれる。各吸気管路A1−
八[口には、それぞれ燃料噴射弁81〜Bmが設けられ
、各燃焼室E1〜Emにおける1回毎の爆発行程におい
て、後述する処理装置31によって定められた燃料噴射
量TAUで噴射を行う、各燃焼室E1〜Emには、それ
ぞれ吸気弁C1〜Cmと排気弁D1〜Dmとが設けられ
る。内燃機関13は、たとえば点火プラグG1〜Gmを
有する4サモサージタンク14には、吸気圧を検出する
ための圧力検出器19が設けられるゆ吸気管15には、
吸気温度を検出する温度検出器27が設けられる。
内燃機関13にはクランク角を検出するためのクランク
角検出器28が設けられ、またスロットル弁16の開度
θを検出するために弁開度検出器30が設けられる。吸
気管15のスロットル弁16の上流側には、大気圧Pa
を検出するための圧力検出器38が設けられる。排気管
20の途中には、酸素濃度検出器21が設けられ、排ガ
スは三元触媒22で浄化されて、外部に排出される。
角検出器28が設けられ、またスロットル弁16の開度
θを検出するために弁開度検出器30が設けられる。吸
気管15のスロットル弁16の上流側には、大気圧Pa
を検出するための圧力検出器38が設けられる。排気管
20の途中には、酸素濃度検出器21が設けられ、排ガ
スは三元触媒22で浄化されて、外部に排出される。
マイクロコンピュータなどによって実現される処理装置
31は、入力インタフェイス32と、入力されるアナロ
グ信号をデジタル信号に変換するアナログ/デジタル変
換器33と、処理回路34と、出力インタフェイス35
と、メモリ36とを含む、メモリ36は、リードオンリ
メモリおよびランダムアクセスメモリを含む0本発明の
実施例では、検出器19,28,30.38などからの
出力に応答して、燃料噴射弁B1〜Bmから噴射される
1回の爆発行程毎の燃料噴射量TAUを制御する。
31は、入力インタフェイス32と、入力されるアナロ
グ信号をデジタル信号に変換するアナログ/デジタル変
換器33と、処理回路34と、出力インタフェイス35
と、メモリ36とを含む、メモリ36は、リードオンリ
メモリおよびランダムアクセスメモリを含む0本発明の
実施例では、検出器19,28,30.38などからの
出力に応答して、燃料噴射弁B1〜Bmから噴射される
1回の爆発行程毎の燃料噴射量TAUを制御する。
一方、自動車メーカでは、たとえば760mmHgの予
め定めた大気圧下で、内燃機関13の単位時間当りの回
転数Neとスロットル弁開度θとに対応した吸気圧Pm
jが測定される。この測定結果はたとえば第2図で示さ
れるようになり、スロットル弁開度θが大きくなるほど
、また内燃機関13の回転数Neが小さくなるほど、吸
気圧Pmjが高くなる。第2図で示される測定結果は、
メモリ36に、グラフまたは第3図で示されるようなテ
ーブルとしてストアされる。
め定めた大気圧下で、内燃機関13の単位時間当りの回
転数Neとスロットル弁開度θとに対応した吸気圧Pm
jが測定される。この測定結果はたとえば第2図で示さ
れるようになり、スロットル弁開度θが大きくなるほど
、また内燃機関13の回転数Neが小さくなるほど、吸
気圧Pmjが高くなる。第2図で示される測定結果は、
メモリ36に、グラフまたは第3図で示されるようなテ
ーブルとしてストアされる。
第4図は、スロットル弁開度θの変化に対する吸気圧P
m、Pmjの変化を示すグラフである。
m、Pmjの変化を示すグラフである。
たとえばスロットル弁開度θが、第4図(1)で示され
るように急激に大きくなったときには、予想吸気圧Pm
jはこのスロットル弁開度θに追随して、第4図(2)
で示されるように変化する。
るように急激に大きくなったときには、予想吸気圧Pm
jはこのスロットル弁開度θに追随して、第4図(2)
で示されるように変化する。
これに対して実際の吸気圧Pmは、前記スロットル弁開
度θから遅れて第41(2)において破線で示されるよ
うに変化し、最終的には前記予想吸気圧Pmjと一致す
る。
度θから遅れて第41(2)において破線で示されるよ
うに変化し、最終的には前記予想吸気圧Pmjと一致す
る。
上述のように実際の吸気圧Pmに遅れが生じるのは、以
下の理由のためである。すなわちスロットル弁16を介
する吸入空気は、加速時には、第5図(1)で示される
ように、サージタンク14丙を高密度な空気で充足して
から、各吸気管路A1〜Amに流出する。これに対して
減速時には、スロットル弁16を介する吸入空気流量が
減少しても、サージタンク14内の高密度な空気が各吸
気管路A1〜Amに流出する。したがって本発明では、
このようなサージタンク14の影響を考慮して、実際の
燃料噴射量TAUを以下のようにして求める。
下の理由のためである。すなわちスロットル弁16を介
する吸入空気は、加速時には、第5図(1)で示される
ように、サージタンク14丙を高密度な空気で充足して
から、各吸気管路A1〜Amに流出する。これに対して
減速時には、スロットル弁16を介する吸入空気流量が
減少しても、サージタンク14内の高密度な空気が各吸
気管路A1〜Amに流出する。したがって本発明では、
このようなサージタンク14の影響を考慮して、実際の
燃料噴射量TAUを以下のようにして求める。
第6図は、スロットル弁開度θが急激に変化した場合の
吸入空気流量Qの変化を示すグラフである。定常時(回
転数Ne=Nel、スロットル弁開度θ=θ1)では、
参照符ノ1で示される回転数Neと吸気圧Pmとから求
められる内燃機関13の吸入空気?Ln Q 1は、参
照符θ1で示されるスロットル弁開度θと吸気圧Pmと
から求められるサージタンク14の吸入空気流量と等し
く、A点にある。したがって内燃機関13の回転数Ne
が一定の場合、吸気圧Pmが大きくなると吸入空気流量
Qが大きくなり、またスロットル弁開度がθ1で一定の
場合、吸気圧Pmが小さくなると吸入空気流量Qが大き
くなって、燃料噴射量もこれに追随して大きくされる。
吸入空気流量Qの変化を示すグラフである。定常時(回
転数Ne=Nel、スロットル弁開度θ=θ1)では、
参照符ノ1で示される回転数Neと吸気圧Pmとから求
められる内燃機関13の吸入空気?Ln Q 1は、参
照符θ1で示されるスロットル弁開度θと吸気圧Pmと
から求められるサージタンク14の吸入空気流量と等し
く、A点にある。したがって内燃機関13の回転数Ne
が一定の場合、吸気圧Pmが大きくなると吸入空気流量
Qが大きくなり、またスロットル弁開度がθ1で一定の
場合、吸気圧Pmが小さくなると吸入空気流量Qが大き
くなって、燃料噴射量もこれに追随して大きくされる。
前記回転数Neがたとえば1000 r p rnの状
態で、スロットル弁開度がθ1のたとえば5°から、θ
2のたとえば10°に変化したとき、実際の吸気圧Pm
および回転数Neは、これにすぐに追随することができ
ず、したがって理論上では、吸入空気流量Qの軌跡は、
参照符ノ2で示されるように、−旦、スロットル弁開度
θ2と、吸気圧Pmとに対応した吸入空気流量Q2のB
点に上昇し、その後、吸気圧Pmの上昇に伴って、スロ
ットル弁開度θ2の軌跡を辿って降下し、予想吸気圧P
mjによって決定される吸入空気流fiQ3の6点に至
る。また実際の内燃機関13では、サージタンク14等
の吸気経路の影響などから参照符!3で示されるような
軌跡を辿る。これに対して前述の先行技術で述べたよう
に、内燃機関13の回転TILNeと吸気圧Pmの変化
に対応して吸入空気流量Qを求めたのでは、参照符ノ1
上の軌跡を辿ることとなり、第6図において斜線で示さ
れた吸入空気量分の燃料が不足し、空燃比はいわゆるリ
ーン状態となる。
態で、スロットル弁開度がθ1のたとえば5°から、θ
2のたとえば10°に変化したとき、実際の吸気圧Pm
および回転数Neは、これにすぐに追随することができ
ず、したがって理論上では、吸入空気流量Qの軌跡は、
参照符ノ2で示されるように、−旦、スロットル弁開度
θ2と、吸気圧Pmとに対応した吸入空気流量Q2のB
点に上昇し、その後、吸気圧Pmの上昇に伴って、スロ
ットル弁開度θ2の軌跡を辿って降下し、予想吸気圧P
mjによって決定される吸入空気流fiQ3の6点に至
る。また実際の内燃機関13では、サージタンク14等
の吸気経路の影響などから参照符!3で示されるような
軌跡を辿る。これに対して前述の先行技術で述べたよう
に、内燃機関13の回転TILNeと吸気圧Pmの変化
に対応して吸入空気流量Qを求めたのでは、参照符ノ1
上の軌跡を辿ることとなり、第6図において斜線で示さ
れた吸入空気量分の燃料が不足し、空燃比はいわゆるリ
ーン状態となる。
このため本実施例では、先ず内燃機関1ゴの回転数Ne
と実際の吸気圧Pmとに対応した基本噴射量TP1を求
める。したがってこの基本噴射量TP1は、スロットル
弁開度θの変動前の吸入空気流量Q1に対応しており、
また比較的変動の小さい回転数Neを基にして求められ
ており、安定している。
と実際の吸気圧Pmとに対応した基本噴射量TP1を求
める。したがってこの基本噴射量TP1は、スロットル
弁開度θの変動前の吸入空気流量Q1に対応しており、
また比較的変動の小さい回転数Neを基にして求められ
ており、安定している。
次に前記回転数Neとスロットル弁開度θとから予め定
めた大気圧下における吸気圧Pmjを予想し、この予想
吸気圧Pmjと回転数Neとからスロットル弁開度θの
変動後の吸入空気流量Q3に対応した噴射量TP2を求
める。
めた大気圧下における吸気圧Pmjを予想し、この予想
吸気圧Pmjと回転数Neとからスロットル弁開度θの
変動後の吸入空気流量Q3に対応した噴射量TP2を求
める。
続いて圧力検出器1つによって検出される実際の吸気圧
P roとスロットル弁開度θとから噴射量TP4を求
める。したがってこの噴射量TP4は、スロットル弁開
度θの変動直後の吸入空気流量Q2に対応した噴射量で
ある。この噴射ff1TP4から前記噴射JITP2を
減算することによって、噴射、1iTP3が求められる
。したがってこの噴射量TP3は、スロットル弁開度が
θ1からθ2に変化する過渡時の吸入空気流量Qの変動
に対応しており、定常時にはOとなる。
P roとスロットル弁開度θとから噴射量TP4を求
める。したがってこの噴射量TP4は、スロットル弁開
度θの変動直後の吸入空気流量Q2に対応した噴射量で
ある。この噴射ff1TP4から前記噴射JITP2を
減算することによって、噴射、1iTP3が求められる
。したがってこの噴射量TP3は、スロットル弁開度が
θ1からθ2に変化する過渡時の吸入空気流量Qの変動
に対応しており、定常時にはOとなる。
しかしながら実際の吸入空気流1:Qは、前述のように
サージタンク14の影響などによって参照’f’f13
で示されるように、なまった軌跡を辿る。
サージタンク14の影響などによって参照’f’f13
で示されるように、なまった軌跡を辿る。
このため本実施例では、上述のように求められた基本噴
射fTP1と噴射量TP2.TP3とから下式に基づい
て補正量TMIを求める。
射fTP1と噴射量TP2.TP3とから下式に基づい
て補正量TMIを求める。
TM1=η(TP2+TP3−TPI)・・・(1)だ
だしηは吸入遅れ補正係数であり、吸入空気が燃焼室E
1〜Emに入るまでの時間遅れを考慮して決定され、た
とえば0.5程度に選ばれる。
だしηは吸入遅れ補正係数であり、吸入空気が燃焼室E
1〜Emに入るまでの時間遅れを考慮して決定され、た
とえば0.5程度に選ばれる。
また第2式に示されるように、実際の吸気圧Prnの時
間変化率ΔPm/Δtの大きさ、すなわちサージタンク
14の流入流出空気量に対応した補正jiiTM2を求
める。
間変化率ΔPm/Δtの大きさ、すなわちサージタンク
14の流入流出空気量に対応した補正jiiTM2を求
める。
ただし■はサージタンク14の容量である。この第2式
において、前記時間変化率ΔPm/Δtは、現在の実際
の吸気圧Pmと、予め定めた時間、たとえば20m5e
c前の実際の吸気圧P ml−+ との差、すなわち、 ΔPm = P m P m l−+ ’ −(3
)Δt から求められ、この時間変化率ΔP rn /Δtと前
記サージタンク容量■とを、第4式で示されるように乗
算することによって、サージタンク14に流入する空気
量と、サージタンク14から流出する空気量との差、す
なわちサージタンク14に貯留される空気MQ4を求め
ることができる。
において、前記時間変化率ΔPm/Δtは、現在の実際
の吸気圧Pmと、予め定めた時間、たとえば20m5e
c前の実際の吸気圧P ml−+ との差、すなわち、 ΔPm = P m P m l−+ ’ −(3
)Δt から求められ、この時間変化率ΔP rn /Δtと前
記サージタンク容量■とを、第4式で示されるように乗
算することによって、サージタンク14に流入する空気
量と、サージタンク14から流出する空気量との差、す
なわちサージタンク14に貯留される空気MQ4を求め
ることができる。
l″2” ・・・(4)Q4=V゛
ユ。
ユ。
したがってこの空気量Q4を回転数Neで除算すること
によって、すなわちQ 4 / N eから、上述のよ
うにサージタンク14の流入流出空気量に対応した補正
量TM2を求めることができる。この補正量TM2と前
記補正量TMIと基本噴射量TP1とを用いて、第5式
で示されるようにして実際の燃料噴射量TAUを求める
。
によって、すなわちQ 4 / N eから、上述のよ
うにサージタンク14の流入流出空気量に対応した補正
量TM2を求めることができる。この補正量TM2と前
記補正量TMIと基本噴射量TP1とを用いて、第5式
で示されるようにして実際の燃料噴射量TAUを求める
。
TAU=TP 1 +TM1−TM2 ・・・(5
)このように第6図に示される内燃機関13の回転数N
eと実際の吸気圧Pmとに対応した基本噴射1TP1、
およびスロットル弁開度θと吸気圧Pm、Pmjとにそ
れぞれ対応した噴射量TP4゜TP2は、前述の予想吸
気圧Pmjと同様に、メモリ36にテーブルとしてスト
アさる。
)このように第6図に示される内燃機関13の回転数N
eと実際の吸気圧Pmとに対応した基本噴射1TP1、
およびスロットル弁開度θと吸気圧Pm、Pmjとにそ
れぞれ対応した噴射量TP4゜TP2は、前述の予想吸
気圧Pmjと同様に、メモリ36にテーブルとしてスト
アさる。
以上の説明では、予想吸気圧Pmjは予め定めたたとえ
ば760 m rn Hgの大気圧下における吸気圧と
して予想されており、また前記実際の吸気圧p mも同
様に、スロットル弁16の上流側の大気圧は前記予め定
めた大気圧として、基本噴射ITPIおよび噴射JIT
P2.TP4が求められている。したがって高地などで
実際の大気圧Paが変fヒした場合、誤差が生じる恐れ
があり、このため圧力検出器38によって検出される実
際の大気圧Paを用いて、以下のようにして前記吸気圧
Pm jの補正を行う。
ば760 m rn Hgの大気圧下における吸気圧と
して予想されており、また前記実際の吸気圧p mも同
様に、スロットル弁16の上流側の大気圧は前記予め定
めた大気圧として、基本噴射ITPIおよび噴射JIT
P2.TP4が求められている。したがって高地などで
実際の大気圧Paが変fヒした場合、誤差が生じる恐れ
があり、このため圧力検出器38によって検出される実
際の大気圧Paを用いて、以下のようにして前記吸気圧
Pm jの補正を行う。
第7図〜第11図は動作を説明するためのフローチャー
トであり、第7図は内燃機関13の回転数Neを検出す
るための動作を表し、ステップn1においてクランク角
検出器28によって検出された回転数Neが、アナログ
/デジタル変換器33でデジタル変換されて、処理回路
34に読込まれる。この動作は、前記アナログ/デジタ
ル変換器33における変換動作のたび毎に行われる。
トであり、第7図は内燃機関13の回転数Neを検出す
るための動作を表し、ステップn1においてクランク角
検出器28によって検出された回転数Neが、アナログ
/デジタル変換器33でデジタル変換されて、処理回路
34に読込まれる。この動作は、前記アナログ/デジタ
ル変換器33における変換動作のたび毎に行われる。
第8図は実際の吸気圧Pmを検出するための動作を表し
、圧力検出器19によって検出される実際の吸気圧Pm
が、アナログ/デジタル変換器33によってデジタル変
換されるたび毎に行われる。
、圧力検出器19によって検出される実際の吸気圧Pm
が、アナログ/デジタル変換器33によってデジタル変
換されるたび毎に行われる。
ステップnilでは、圧力検出器1つによって検出され
る実際の吸気圧Pmがアナログ/デジタル変換されて読
込まれる。ステップn12では、圧力検出器38によっ
て検出される実際の大気圧Paがアナログ/デジタル変
換されて読込まれる。
る実際の吸気圧Pmがアナログ/デジタル変換されて読
込まれる。ステップn12では、圧力検出器38によっ
て検出される実際の大気圧Paがアナログ/デジタル変
換されて読込まれる。
第9図はスロットル弁開度θを検出するための動作を表
し、ステップn21において弁開度検出器30によって
検出されたスロットル弁開度θが、アナログ/デジタル
変換器33でデジタル変換されて処理回路34に読込ま
れる。この動作は、前記アナログ/デジタル変換器33
における変換動fヤのたび毎に行われる。
し、ステップn21において弁開度検出器30によって
検出されたスロットル弁開度θが、アナログ/デジタル
変換器33でデジタル変換されて処理回路34に読込ま
れる。この動作は、前記アナログ/デジタル変換器33
における変換動fヤのたび毎に行われる。
第10図は補正量TM2を求めるための動作を表し、た
とえば20m5ec毎に行われる。ステップn31では
、20m5ec前の実際の吸気圧Pmt−1と現在の実
際の吸気圧Pmとの差である実際の吸気圧Pmの時間変
化率ΔPm/Δtが前述の第3式に基づいて算出される
。ステップn32では、前述の第4式に基づいて、ステ
ップn31で求められた実際の吸気圧Pmの時間変化率
ΔPm/Δtにサージタンク14の容量Vが乗算されて
、サージタンク14に貯留される空気jtQ4が算出さ
れる。ステップn33では、ステップn32で求められ
た空気量Q4が前述のステップn1で求められた回転数
Neで除算されて、こうしてステップn31〜ステツプ
n33によって前述の第2式に基づいて補正fiTM2
を求めることができる。
とえば20m5ec毎に行われる。ステップn31では
、20m5ec前の実際の吸気圧Pmt−1と現在の実
際の吸気圧Pmとの差である実際の吸気圧Pmの時間変
化率ΔPm/Δtが前述の第3式に基づいて算出される
。ステップn32では、前述の第4式に基づいて、ステ
ップn31で求められた実際の吸気圧Pmの時間変化率
ΔPm/Δtにサージタンク14の容量Vが乗算されて
、サージタンク14に貯留される空気jtQ4が算出さ
れる。ステップn33では、ステップn32で求められ
た空気量Q4が前述のステップn1で求められた回転数
Neで除算されて、こうしてステップn31〜ステツプ
n33によって前述の第2式に基づいて補正fiTM2
を求めることができる。
第11図は実際の燃料噴射量TAUを求めるための動作
を表し、たとえば内燃機関13の一行程毎に行われる。
を表し、たとえば内燃機関13の一行程毎に行われる。
ステップn41では、ステップn1で求められた回転′
t&N eと、ステップn13で求められた実際の吸気
圧Pmとに対応した基本噴射量TPIがメメモリ36か
ら読出される。ステップn42では、ステップn21で
求め“られなスロットル弁開度θと前記回転数Neとに
対応した予想吸気圧Pmjがメモリ36から読出される
。
t&N eと、ステップn13で求められた実際の吸気
圧Pmとに対応した基本噴射量TPIがメメモリ36か
ら読出される。ステップn42では、ステップn21で
求め“られなスロットル弁開度θと前記回転数Neとに
対応した予想吸気圧Pmjがメモリ36から読出される
。
ステップn43では、ステップr142で求められた吸
気圧Pmjが、ステップn12で求められた実際の大気
圧Paによって、前述の第6式で示されるようにして補
正される。
気圧Pmjが、ステップn12で求められた実際の大気
圧Paによって、前述の第6式で示されるようにして補
正される。
ステップn44では、ステップn43で求められた予想
吸気圧Pmjと前記回転数Neとに対応した噴射量TP
2がメモリ36から読出される。
吸気圧Pmjと前記回転数Neとに対応した噴射量TP
2がメモリ36から読出される。
ステップn45では、スロットル弁開度θと実際の吸気
圧Pmとから求められる吸入空気流iQ2に対応した噴
射量iTP4がメモリ36から読出される。ステップn
46では、噴射量TP4から噴射量TP2が減算されて
噴射1TP3が求められる。こうして求められた基本噴
射量TP1と噴射量TP2.TP3とから、ステップn
47で前述の第1式に基づいて補正量TMIが算出され
る。
圧Pmとから求められる吸入空気流iQ2に対応した噴
射量iTP4がメモリ36から読出される。ステップn
46では、噴射量TP4から噴射量TP2が減算されて
噴射1TP3が求められる。こうして求められた基本噴
射量TP1と噴射量TP2.TP3とから、ステップn
47で前述の第1式に基づいて補正量TMIが算出され
る。
ステップn48では、第5式に基づいて実際の燃料噴射
量TAUが算出される。
量TAUが算出される。
このようにして実際の燃料噴射ILTAUを求めること
によって、スロットル弁開度θが急激に変(ヒした場合
における吸入空気流量Qの過渡的な変化の全域に亘って
、良好な応答性で、サージタンク14等の吸気経路の影
響が考慮された最適な燃料噴射量TAUを求めることが
でき、空燃比の安定を図ることができる。また大気圧P
aの変化にも追随することができる。
によって、スロットル弁開度θが急激に変(ヒした場合
における吸入空気流量Qの過渡的な変化の全域に亘って
、良好な応答性で、サージタンク14等の吸気経路の影
響が考慮された最適な燃料噴射量TAUを求めることが
でき、空燃比の安定を図ることができる。また大気圧P
aの変化にも追随することができる。
上述の実施例では、補正係数ηは吸入空気が燃焼室E1
〜Emに入るま□での時間遅れを考慮して決定されたけ
れども、本発明の他の実施例として、内燃機関13の冷
却水温度に対応して決定されるようにしてもよく、また
サージタンク14から燃焼室E1〜Emまでの吸気経路
の長さに対応して決定されてもよく、あるいは燃料噴射
弁B1〜Bmから噴射された燃料が吸気管路A1〜A
rnの管壁に付着するのを考慮して決定されてもよい。
〜Emに入るま□での時間遅れを考慮して決定されたけ
れども、本発明の他の実施例として、内燃機関13の冷
却水温度に対応して決定されるようにしてもよく、また
サージタンク14から燃焼室E1〜Emまでの吸気経路
の長さに対応して決定されてもよく、あるいは燃料噴射
弁B1〜Bmから噴射された燃料が吸気管路A1〜A
rnの管壁に付着するのを考慮して決定されてもよい。
また上述の実施例で用いられた補正量TM2を、前記補
正量TMIが0以上の加速時には、TPI≦TAU≦T
P 1 +TM 1 ・・・(7)となるように、
また前記補正量TM1が0未満の減速時には、 TP1≧TAU≧TP1+TP1 ・・・(8)と
なるように制限し、これによって、たとえば加速時にお
いて補正量TM2の最大値を補正量TM1に制限し、各
燃焼室E1〜Emへは、少なくとも基本噴射JITPI
が供給されるようにして、いわゆるエンストが防止され
るようにしてもよい。
正量TMIが0以上の加速時には、TPI≦TAU≦T
P 1 +TM 1 ・・・(7)となるように、
また前記補正量TM1が0未満の減速時には、 TP1≧TAU≧TP1+TP1 ・・・(8)と
なるように制限し、これによって、たとえば加速時にお
いて補正量TM2の最大値を補正量TM1に制限し、各
燃焼室E1〜Emへは、少なくとも基本噴射JITPI
が供給されるようにして、いわゆるエンストが防止され
るようにしてもよい。
効 果
以上のように本発明によれば、内燃機関の単位時間当り
の回転数Neと実際の吸気圧Pmとから求められる基本
噴射量TPIと、回転数Neとスロットル弁開度θとか
ら予想される予め定めた大気圧下における吸気圧Pmj
と回転数Neとから求められる噴射1TP2と、スロッ
トル弁開度θと実際の吸気圧Pmと予想吸気圧Pmjと
から求められる噴射量TP3とを用いて補正量TMIを
求め、またこの補正jlTM1と、実際の吸気圧Pmの
時間変化率に対応した補正量TM2とによって前記基本
噴射量TPIを補正して、実際の燃料噴射MTAUを求
めるようにしたので、スロットル弁開度θに急激な変化
の生じた過渡時においても、サージタンク等の吸気経路
などの影響の考慮された燃料噴射量TAUで噴射を行う
ことができ空燃比を常に最適な値に保つことができる。
の回転数Neと実際の吸気圧Pmとから求められる基本
噴射量TPIと、回転数Neとスロットル弁開度θとか
ら予想される予め定めた大気圧下における吸気圧Pmj
と回転数Neとから求められる噴射1TP2と、スロッ
トル弁開度θと実際の吸気圧Pmと予想吸気圧Pmjと
から求められる噴射量TP3とを用いて補正量TMIを
求め、またこの補正jlTM1と、実際の吸気圧Pmの
時間変化率に対応した補正量TM2とによって前記基本
噴射量TPIを補正して、実際の燃料噴射MTAUを求
めるようにしたので、スロットル弁開度θに急激な変化
の生じた過渡時においても、サージタンク等の吸気経路
などの影響の考慮された燃料噴射量TAUで噴射を行う
ことができ空燃比を常に最適な値に保つことができる。
第1図は本発明の一実施例のブロック図、第2図は内燃
機rWi13の各回転数Neにおけるスロットル弁開度
θと予想吸気圧Pmjとの関係を示すグラフ、第3図は
メモリ36のストア内容を示す図、第4図はスロットル
弁開度θの変化に対する吸気圧Pm、Pmjの変化を示
すグラフ、第5図は吸入空気の流れを説明するためのサ
ージタンク14の断面図、第6図は本発明の考え方を示
すスロットル弁開度θが急激に変fヒした場合の吸入空
気流、1itQの変化を示すグラフ、第7図〜第11図
は動作を説明するためのフローチャートである。 13・・・内燃機関、14・・・サージタンク、15・
・・吸気管、16・・・スロットル弁、19.38・・
・圧力検出器、27・・・温度検出器、20・・・排気
管、28・・・クランク角検出器、30・・・弁開度検
出器、31・・・処理装置、36・・・メモリ、A1〜
A rn・・・吸気管路、81〜Bm・・・燃料噴射弁
、E1〜Em・・・燃焼室、01〜0m・・・点火プラ
グ 代理人 弁理士 画数 圭一部 第2図 スロットル弁開度e 第3図 回転数Ne
機rWi13の各回転数Neにおけるスロットル弁開度
θと予想吸気圧Pmjとの関係を示すグラフ、第3図は
メモリ36のストア内容を示す図、第4図はスロットル
弁開度θの変化に対する吸気圧Pm、Pmjの変化を示
すグラフ、第5図は吸入空気の流れを説明するためのサ
ージタンク14の断面図、第6図は本発明の考え方を示
すスロットル弁開度θが急激に変fヒした場合の吸入空
気流、1itQの変化を示すグラフ、第7図〜第11図
は動作を説明するためのフローチャートである。 13・・・内燃機関、14・・・サージタンク、15・
・・吸気管、16・・・スロットル弁、19.38・・
・圧力検出器、27・・・温度検出器、20・・・排気
管、28・・・クランク角検出器、30・・・弁開度検
出器、31・・・処理装置、36・・・メモリ、A1〜
A rn・・・吸気管路、81〜Bm・・・燃料噴射弁
、E1〜Em・・・燃焼室、01〜0m・・・点火プラ
グ 代理人 弁理士 画数 圭一部 第2図 スロットル弁開度e 第3図 回転数Ne
Claims (4)
- (1)内燃機関の単位時間当りの回転数Neと、実際の
吸気圧Pmとから基本噴射量TP1を求め、回転数Ne
とスロットル弁開度θとから予め定めた大気圧下におけ
る吸気圧Pmjを予想し、この予想吸気圧Pmjと前記
回転数Neとから噴射量TP2を求め、 スロットル弁開度θと実際の吸気圧Pmと予想吸気圧P
mjとから噴射量TP3を求め、 前記基本噴射量TP1と噴射量TP2、TP3とから補
正量TM1を求め、 実際の吸気圧Pmの時間変化率に対応した補正量TM2
を求め、 前記基本噴射量TP1を補正量TM1、TM2で補正し
て実際の燃料噴射量TAUを求めることを特徴とする内
燃機関の燃料噴射量制御方式。 - (2)前記補正量TM1は、燃焼室への吸入遅れ補正係
数をηとするとき、 TM1=η(TP2+TP3−TP1) で求められ、前記実際の燃料噴射量TAUは、TAU=
TP1+TM1−TM2 で求められることを特徴とする特許請求の範囲第1項記
載の内燃機関の燃料噴射量制御方式。 - (3)前記補正量TM1が0以上の加速時には、TP1
≦TAU≦TP1+TM1 となるように、また前記補正量TM1が0未満の減速時
には、 TP1≧TAU≧TP1+TM1 となるように、前記補正量TM1を制限することを特徴
とする特許請求の範囲第2項記載の内燃機関の燃料噴射
量制御方式。 - (4)前記基本噴射量TP1、噴射量TP2、TP3お
よび補正量TM2の算出に用いられる吸気圧Pm、Pm
jは、実際の大気圧Paによつて補正されることを特徴
とする特許請求の範囲第1項または第2項または第3項
記載の内燃機関の燃料噴射量制御方式。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP29882787A JPH01138338A (ja) | 1987-11-25 | 1987-11-25 | 内燃機関の燃料噴射量制御方式 |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP29882787A JPH01138338A (ja) | 1987-11-25 | 1987-11-25 | 内燃機関の燃料噴射量制御方式 |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPH01138338A true JPH01138338A (ja) | 1989-05-31 |
Family
ID=17864732
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP29882787A Pending JPH01138338A (ja) | 1987-11-25 | 1987-11-25 | 内燃機関の燃料噴射量制御方式 |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPH01138338A (ja) |
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPH04502352A (ja) * | 1988-12-14 | 1992-04-23 | ローベルト・ボッシュ・ゲゼルシャフト・ミット・ベシュレンクテル・ハフツング | 燃料量を定める方法 |
-
1987
- 1987-11-25 JP JP29882787A patent/JPH01138338A/ja active Pending
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPH04502352A (ja) * | 1988-12-14 | 1992-04-23 | ローベルト・ボッシュ・ゲゼルシャフト・ミット・ベシュレンクテル・ハフツング | 燃料量を定める方法 |
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