JPH01271642A - 内燃機関の燃料噴射量制御装置 - Google Patents

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。

Description

【発明の詳細な説明】 １豆二亘皿 ［産業上の利用分野コ 本発明は、内燃機関に供給された燃料の燃焼室吸入時点
における吸気管圧力をその吸入時点以前に検出された吸
気管圧力から予測し、少なくとも、この予測した吸気管
圧力に基づいて燃料噴射量を制御する内燃機関の燃料噴
射量制御装置に関する。

［従来の技術］ 内燃機関の燃料噴射量制御装置として、スピードデンシ
ティ方式（所謂、Ｄ−Ｊ方式）を採用したものが知られ
ている。この方式は、内燃機関の吸気管圧力および回転
速度を検出し、これらの検出結果に基づいて、内燃機関
の吸気行程にある気筒に吸入される空気量を算出し、空
燃比が目標空燃比となるように燃料噴射量を算出して燃
料噴射を行なう。

一般に、気筒に吸入される空気量の算出に使用する吸気
管圧力の検出時点は、その空気量が実際に気筒に吸入さ
れる吸入時点より所定時間、すなわち、内燃機関の行程
で２〜３ストローク、遅れている。このため、例えば、
急加減速等の過渡運転状態では、吸気管圧力の時間当り
の変動が大きいので、検出時点の吸気管圧力と吸入時点
の吸気管圧力とは大きく異なり、燃料噴射量の算出精度
の低下により空燃比が大きく乱れ、排気特性や運転性能
等に支障をきたす。従って、Ｄ−Ｊ方式で正確な燃料噴
射制御を実行するには、検出時点における吸気管圧力か
ら、吸入時点における吸気管圧力である推定吸気管圧力
を推定し、この推定吸気管圧力と回転速度とに基づいて
燃料噴射量を算出する必要がある。この問題に対する対
策として、従来より、例えば、以下のような技術が提案
されている。すなわち、 （１）　吸入時点（ｋ＋ｉ）における推定吸気管圧力ｐ
Ｍ（ｋ＋ｉ）を、（ｎ＋１）個の過去のデータ（ＰＭ（
ｋ）、ＰＭ（ｋ−１）、　・・−、ＰＭ（ｋ−ｎ））の
線形結合として、次式（１）に示す線形予測器により予
測するもの。

ｐＭ（ｋ＋ｉ）　＝末α（ｊ）・Ｐ　Ｍ（ｋ−ｊ）　　
　・・・　（１）但し、係数α（ｊ）は、吸気管圧力Ｐ
　Ｍ（ｋ−ｊ）および回転速度Ｎｅ（ｋ−ｊ）等から定
まる値。

（２）　スロットルバルブが動いたときの吸気管圧力の
挙動を表すスロットルバルブ開度から吸気管圧力への伝
達特性を、次式（２）、　　（３）に示す自己回帰移動
平均モデル（Ａｕｔｏｒｅｇｒｅｓｓｉｖｅ　　Ｍｏｖ
ｉｎｇ−ＡｖｅｒａｇｅＭｏｄｅｌ）により表現する。

さらに、次式（４）により、上記式（２）、　　（３）
の状態変数ｘ（ｋ）の推定値ｘ（ｋ＋１）を算出し、吸
気管圧力の基準値からの変化分△Ｐ　Ｍ（ｋ）を求める
「内燃機関の燃料噴射制御方法」　（特願昭６０−２０
６２４１号公報）、「内燃機関の燃料噴射制御装置」　
（特願昭６０−２０６２４２号公報）、［内燃機関の燃
料噴射制御方法」　（特願昭６Ｏ−２０Ｅ３２４３号公
報）、「内燃機関の燃料噴射制御方法」　（特願昭６０
−２０６２４４号公報）、「内燃機関の燃料噴射制御装
置」　（特願昭６０−２０６２４５号公報）。

ｘ（ｋ＋１）＝＝　Ａ−ｘ（ｋ）＋　Ｂ◆△Ｔ　Ｈ（ｋ
）・・・　（２）ΔＰＭ（ｋ）　＝　Ｃ−ｘ（ｋ）　　
　　　　　　・・・　（３）交（ｋ＋１）　＝　　（Ａ
−Ｆ−Ｃ）　・交（ｋ）＋　Ｂ◆ΔＴＨ（ｋ）＋　　Ｆ
・ΔＰ　Ｍ（ｋ）　　・・・　　（４）但し、Ａ、　Ｅ
、　Ｃは定数行列、ΔＴＨ，ΔＰＭは予め設定された基
準値からのスロットルバルブ開度、吸気管圧力の変化分
、Ｆは推定ゲインを示す定数行列。

［発明が解決しようとする課題］ しかし、上記従来技術には、以下のような問題があった
。すなわち、 （１）　線形予測器を用いた構成では、過去の吸気管圧
力Ｐ　Ｍ（ｋ）に基づいて、将来の推定吸気管圧力ＰＭ
（ｋ＋ｉ）を算出している。ところが、吸気管圧力ＰＭ
（ｋ）は、スロットルバルブを通過する空気量と気筒内
に吸入される空気量との差に応じて定まる。従って、吸
気管圧力と上記雨空気量との相互関係を考慮する必要が
ある。しかし、この相互関係を満たすよう°に上記線形
予測器の係数を設定できないので、内燃機関の広範囲に
亘る運転状態に適応する推定吸気管圧力ＰＭ（ｋ＋ｉ）
の算出は極めて困難であるという問題点があった。これ
により、推定吸気管圧力ｐＭ（ｋ＋ｉ）に基づく燃料噴
刺量制御の応答遅れや制御量のオーバシュートが生じて
いた。

（２）　また、一般に、スロットルバルブ開度から吸気
管内圧力への伝達特性は非線形である。

従って、線形自己回帰移動平均モデル（ＡＲＭＡ）では
、スロットルバルブ開度から吸気管圧力への伝達特性を
正確に表現できない。そこで、予め定められた基準値近
傍での線形近似により、その基準値近傍の変化分の間で
のみ成立する線形数学モデルを複数使用していた。この
ため、内燃機関の運転状態の変化に応じて、基準値を切
り換える必要がある。しかし、内燃機関の広範囲に亘る
全ての運転状態に対応可能な数だけ線形数学モデルを有
し、その係数等を記憶することは不可能である。

しかも、吸気管圧力Ｐ　Ｍ（ｋ）やスロットルバルブ開
度ＴＨ（ｋ）の基準値からの変化分へＰＭ（ｋ）、ΔＴ
Ｈ（ｋ）に基づいて推定値を算出する論理手ＩｌｌＩ（
Ａｌｇｏｒｉｔｈｍ）は、外乱やセンサ雑音によるパラ
メータ変動の影響を受は易い。このため、外乱特性仕様
（感度仕様）およびロバスト安定性仕様（センサ雑音特
性仕様）の何れもが低下し、推定値の安定性も充分保証
できなかった。

（３）　このように、′推定吸気管圧力ｐＭ（ｋ＋ｉ）
の算出精度が不十分であったため、燃料噴ＩｉＪ量制御
の精度も低下し、空燃比の乱れを招いていた。

このため、過渡運転状態では、排気特性、燃料消費効率
および運転性能が特に悪化した。

（４）　さらに、複数の線形数学モデルに各々対応する
複数のパラメータの記憶や、各種の複雑な演算を実行す
る必要があるため、大きな記憶容量および高度な演算能
力等が要求されると共に、スロットルバルブ開度Ｔ　Ｈ
（ｋ）やアクセル操作量を、高精度で検出してアナログ
信号として出力する専用のセンサが必要になるので、装
置構成の複雑化を招いていた。

本発明は、過渡運転状態等、吸気管圧力変動が急激なと
きでも、簡単な装置構成で、検出時点に検出された吸気
管圧力から、該検出時点の吸気管圧力に基づいて算出さ
れた量の燃料を含む潰合気が気筒内に吸入される吸入時
点における吸気管圧力を正確に推定し、燃料噴射量を算
出する内燃機関の燃料噴射量側′ａ装置の提供を目的と
する。

ａ豆工且瓜 ［課題を解決するための手段］ 上記目的を達成するためになされた本発明は、第１図に
例示するように、 内燃機関Ｍ１の、少なくとも吸気管圧力および回転速度
を含む運転状態を検出する運転状態検出手段Ｍ２と、 外部から指令された量の燃料を上記内燃機関Ｍ１に供給
する燃料供給手段Ｍ３と、 を具備し、上記運転状態検出手段Ｍ２の検出結果に応じ
て定まる量の燃料を上記燃料供給手段Ｍ３から供給する
内燃機関の燃料噴射量制御装置において、 さらに、上記内燃機関Ｍ１の吸入空気量に関する質量保
存則に従って構築した動的物理モデルに基づき、上記運
転状態検出手段Ｍ２により検出時点に検出された吸気管
圧力および回転速度から、該検出時点に検出された吸気
管圧力に応じて定まる量の燃料が上記内燃機関Ｍ１の吸
気行程にある気筒に吸入される吸入時点における該内燃
機関Ｍ１の予測吸気管圧力に相当する暫定推定吸気管圧
力を算出する暫定推定手段Ｍ４と、 該暫定推定手段Ｍ４の算出した暫定推定吸気管圧力を、
外部から指示される補正量に基づいてフィードバック補
正し、上記内燃機関Ｍ１の吸入時点における吸気管圧力
に相当する推定吸気管圧力を算出する推定手段Ｍ５と、 該推定手段Ｍ５の算出した推定吸気管圧力から求めた検
出時点における上記内燃機関Ｍ１の吸気管圧力と、上記
運転状態検出手段Ｍ２により検出時点に検出された吸気
管圧力との偏差および前記動的物理モデルに基づいて定
まるフィードバックゲインから上記補正量を算出して上
記推定手段Ｍ５に指示する補正手段Ｍ６と、 上記運転状態検出手段Ｍ２の検出した回転速度および上
記推定手段Ｍ５の算出した推定吸気管圧力に基づいて決
定した量の燃料供給を上記燃料供給手段Ｍ３に指令する
制御手段Ｍ７と、を備えたことを特徴とする内燃機関の
燃料噴射量制御装置を要旨とするものである。

運転状態検出手段Ｍ２とは、内燃機関Ｍ１の、少なくと
も吸気管圧力および回転速度を含む運転状態を検出する
ものである。例えば、半導体圧力センサ等からなる吸気
管圧力センサ、電磁ピックアップ式の回転速度センサ等
により実現できる。

燃料供給手段Ｍ３とは、外部から指令された量の燃料を
内燃機関Ｍ１に供給するものである。例えば、電磁式、
あるいは、圧電素子を利用した燃料噴射弁により実現で
きる。

暫定推定手段Ｍ４とは、内燃機関Ｍ１の吸入空気量に関
する質量保存則に従って構築した動的物理モデルに基づ
き、運転状態検出手段Ｍ２により検出時点に検出された
吸気管圧力および回転速度から、検出時点に検出された
吸気管圧力に応じて定まる量の燃料が内燃機関Ｍ１の吸
気行程にある気筒に吸入される吸入時点における内燃機
関Ｍ１の予測吸気管圧力に相当する暫定推定吸気管圧力
を算出するものである。ここで、動的物理モデルとは、
例えば、質量保存則に基づき、内燃機関Ｍ１の吸入空気
量の時間変化を、スロットルバルブを通過する吸入空気
量と吸気行程にある気筒に吸入される吸入空気量との差
により表記した式を、気体の状態方程式、断熱変化にお
ける状態変化の式等により変形すると構築できる。従っ
て、例えば、吸入時点における内燃機関Ｍ１の予測吸気
管圧力を、検出時点における内燃機関Ｍ１の吸気管圧力
、吸気管圧力の時間変化量、気高内吸入空気量および回
転速度に依存するパラメータにより記述する演算式等に
より構成できる。

推定手段Ｍ５とは、暫定推定手段Ｍ４の算出した暫定推
定吸気管圧力を、外部から指示される補正量に基づいて
フィードバック補正し、内燃機関Ｍ１の吸入時点におけ
る吸気管圧力に相当する推定吸気管圧力を算出するもの
である。ここで、補正量とは、推定吸気管圧力の時点を
、吸入時点から検出時点に逆変換して得られる検出時点
の推定吸気管圧力と検出時点で実際に検出された吸気管
圧力との偏差をフィードバック補正する量である。

補正手段Ｍ６とは、推定手段Ｍ５の算出した推定吸気管
圧力から求めた検出時点における内燃機関Ｍ１の吸気管
圧力と、運転状態検出手段Ｍ２により検出時点に検出さ
れた吸気管圧力との偏差および前記動的物理モデルに基
づいて定まるフィードバックゲインから補正量を算出し
て推定手段Ｍ５に指示するものである。ここで、フィー
ドバックゲインとは、内燃機関Ｍ１の吸入空気量の挙動
をモデリングの対象とした場合の人力であるスロットル
バルブ通過吸入空気量を、その質量保存則に則って構築
した動的物理モデルに人力した場合の出力である推定吸
気管圧力と、内燃機関Ｍ１の検出された吸気管圧力との
偏差を動的物理モデルにフィードバックするときのフィ
ードバックゲインである。このフィードバックゲインは
、例えば、内燃機関Ｍ１の吸入空気系統を制御対象とし
、上記動的物理モデルに基づく状態観測器、所謂オブザ
ーバを構成する場合と同様な手法により決定できる。

制御手段Ｍ７とは、運転状態検出手段Ｍ２の検出した回
転速度および推定手段Ｍ５の算出した推定吸気管圧力に
基づいて決定した量の燃料供給を燃料供給手段Ｍ３に指
令するものである。例えば、回転速度および推定吸気管
圧力と燃料供給量との相互関係を規定したマツプ、もし
くは、演算式により実現できる。また、例えば、上記の
ように算出した燃料供給量を、内燃機関Ｍ１の運転状態
である、冷却水温度、吸入空気温度、排気中酸素淵度等
に応じてさらに増減補正するよう構成しても良い。

上記暫定推定手段Ｍ４、推定手段Ｍ５、補正手段Ｍ６、
制御手段Ｍ７は、例えば、周知のＣＰＵを始めとしてＲ
ＯＭ、ＲＡＭおよびその他の周辺回路素子から成る論理
演算回路が、予め定められた処理手順を実行する構成に
より実現できる。

［作用］ 本発明の内燃機関の燃料噴射量制御装置は、第１図に例
示するように、内燃機関Ｍ１の吸気管圧力および回転速
度を、運転状態検出手段Ｍ２は検出時点に検出する。す
ると、暫定推定手段Ｍ４は、内燃機関Ｍ１の吸入空気量
に関する質量保存則に従って構築した動的物理モデルに
基づき、上記検出時点に検出された吸気管圧力に応じて
定まる量の燃料が上記内燃機関Ｍ１の吸気行程にある気
筒に吸入される吸入時点における内燃機関Ｍ１の予測吸
気管圧力に相当する暫定推定吸気管圧力を算出する。さ
らに、推定手段Ｍ５は、暫定推定吸気管圧力を、外部か
ら指示される補正量に基づいてフィードバック補正し、
上記内燃機関Ｍ１の吸入時点における吸気管圧力に相当
する推定吸気管圧力を算出する。一方、補正手段Ｍ６は
、推定吸気管圧力から求めた検出時点における上記内燃
機関Ｍ１の吸気管圧力と、上記運転状態検出手段Ｍ２に
より検出時点に検出された吸気管圧力との偏差および前
記動的物理モデルに基づいて定まるフィードパ・ンクゲ
インから上記補正量を算出して上記推定手段Ｍ５に指示
する。そして、制御手段Ｍ７が、上記運転状態検出手段
Ｍ２の検出した回転速度および上記推定手段Ｍ５の算出
した推定吸気管圧力に基づいて決定した量の燃料供給を
燃料供給手段Ｍ３に指令するよう働く。

すなわち、内燃機関Ｍ１の回転速度および推定吸気管圧
力に基づいて供給燃料量を決定するに際′し、上記内燃
機関Ｍ１の吸入空気量に関する質量保存則に従って構築
した動的物理モデルに基づき、検出時点に検出した吸気
管圧力から算出した吸入時点の暫定推定吸気管圧力を、
吸入時点の推定吸気管圧力から求めた検出時点の吸気管
圧力と検出時点に検出した吸気管圧力との偏差および上
記動的物理モデルに基づいて定まるフィードバックゲイ
ンから算出した補正量でフィードバック補正して推定吸
気管圧力を算出するのである。

従って、本発明の内燃機関の燃料噴射量制御装置は、推
定吸気管圧力を常時正確に算出し、過渡運転状態でも適
切な量の燃料を供給するよう働く。

以上のように本発明の各構成要素が作用することにより
、本発明の技術的課題が解決される。

［実施例］ 次に本発明の好適な実施例を図面に基づいて詳細に説明
する。本発明の一実施例であるエンジンの燃料噴射量制
御装置のシステム構成を第２図に示す。

同図に示すように、エンジンの燃料噴射量制御装置１は
、エンジン２およびこれを制御する電子制御装置（以下
、単にＥＣＵと呼ぶ。）３から構成されている。

エンジン２は、シリンダ４、ピストン５およびシリンダ
ヘッド６から燃焼室７を形成し、該燃焼室７には点火プ
ラグ８が配設されている。

該エンジン２の吸気系は、上記燃焼室７と吸気バルブ９
を介して連通ずる吸気管１０、吸気管１０に配設されて
燃料を噴射する電磁式の燃料噴射弁１１、吸入空気の脈
動を吸収するサージタンク１２、アクセルペダルに連動
して吸入空気量を調節するスロットルバルブ１３および
エアクリーナ１４から構成されている。

上記エンジン２の排気系は、上記燃焼室７と排気バルブ
１５を介して連通ずる排気マニホルド１６、三元触媒を
充填した触媒コンバータ１７および排気管１日から構成
されている。

上記エンジン２の点火系は、点火に必要な高電圧を出力
するイグニッションコイルを備えたイグナイタ１９およ
び図示しないクランク軸に連動して上記イグナイタ１９
で発生した高電圧を点火プラグに分配供給するディスト
リビュータ２０から構成されている。

エンジンの燃料噴射量制御装置１は検出器として、エア
クリーナ１４下流に設けられて吸入空気温度を測定する
吸気温センサ２１、上記スロットルバルブ１３に連動し
てスロットルバルブ開度を検出するスロットルポジショ
ンセンサ２２、スロットルバルブ１３の全開状態を検出
するアイドルスイッチ２３、サージタンク１２に連通し
て吸気管圧力を検出する吸気管圧力センサ２４、シリン
ダブロック４ａの冷却系統に配設されて冷却水温度を検
出する水温センサ２５、排気マニホールド１６内に設け
られて排気中の残存酸素濃度を検出する酸素濃度センサ
２６、ディストリビュータ２００カムシヤフトの１回転
毎に、すなわち、図示しないクランク軸の２回転毎に基
準信号を出力する気筒判別センサ２７、ディストリビュ
ータ２０のカムシャフトの１／２４回転毎に、すなわち
、クランク角０°から３０°の整数倍毎に回転角信号を
出力する回転速度センサを兼ねた回転角センサ２８を備
えている。

上記各センサおよびスイッチの検出信号はＥＣＵ３に人
力され、ＥＣＵ３はエンジン２を制御する。ＥＣＵ３は
、ＣＰＵ３ａ、　　ＲＯＭ３ｂ、　　ＲＡＭ３ｃ、バッ
クアップＲＡＭ３ｄを中心に論理演算回路として構成さ
れ、コモンバス３ｅを介して人出力部３ｆに接続されて
外部との人出力を行なう。ＣＰＵ３ａは、上述した各セ
ンサおよびスイッチの検出信号を人出力部３ｆを介して
人力する。

一方、ＣＰＵ３ａは、人出力部３ｆを介して燃料噴射弁
１１およびイグナイタ１９を駆動制御する。

次に、本第１実施例の制御系を第３図に示す制御系統図
に基づいて説明する。なお、第３図は制御系を示す図で
あって、ハード的な構成を示すものではない。第３図に
示す制御系は、実際には第５図にフローチャートで示し
た燃料噴射量算出処理および第７図に示した燃料噴射制
御処理の実行により、離散系として実現される。

同図に示すように、吸気管圧力変化量算出部Ｐ１は、制
御対象であるエンジン２の検出時点ｋにおける吸気管圧
力ＰＭ（ｋ）に時間遅れ演算子ｚ　−１を作用させた量
から吸気管圧力変化量△ＰＭ（ｋ）を算出するものであ
る。

検出時点に相当する時点にのシリンダ吸入空気量算出部
Ｐ２は、検出時点ｋにおける吸気管圧力ＰＭ（ｋ）、回
転速度Ｎｅ（ｋ）から検出時点にのシリンダ吸入空気量
Ｇａ（ｋ）を算出するものである。

第１暫定推定吸気管圧力算出部Ｐ３は、検出時点ｋにお
ける吸気管圧力Ｐ　Ｍ（ｋ）に係数に１を掛けた蛍、吸
気管圧力変化量へＰＭ（ｋ）に係数に２を掛けた量から
、吸入時点に相当する時点に＋ｉの第１暫定推定吸気管
圧カアＭａｌｌ（ｋ＋ｉ）を算出するものである。

吸入時点に相当する時点に＋ｉのシリンダ吸入空気量算
出部Ｐ４は、吸入時点に相当する時点に＋１の第１暫定
推定吸気管圧力ｐＭ（１’（ｋ＋ｉ）、検出時点にの回
転速度Ｎｅ（ｋ）から、時点に＋ｉのシリンダ吸入空気
量″Ｑａ（ｋ＋ｉ）を算出するものである。

第２暫定推定吸気管圧力算出部Ｐ５は、吸入時点に＋ｉ
の第１暫定推定吸気管圧力ｐＭ”（ｋ＋ｉ）に係数に３
を掛けた量、検出時点にのシリンダ吸入空気量Ｇａ（ｋ
）に係数に４を掛けた量、吸入時点に＋ｉのシリンダ吸
入空気量Ｑａ（ｋ＋ｉ）に係数に５を掛けた量から第２
暫定推定吸気管圧力ｐ　Ｍ　＋　２１　（ｋ＋りを算出
するものである。

推定吸気管圧力算出部Ｐ６は、第２暫定推定吸気管圧力
ｐＭ”（ｋ＋ｉ）に係数に６を掛けた量、吸入時点に＋
ｉの推定吸気管圧力ＰＭ（ｋ＋ｉ）に時間遅れ演算子２
−・を作用させた量と検出時点にの吸気管圧力ＰＭ（ｋ
）との偏差Ｅ　ｒ　ｒ　（ｋ）に係数に７を掛けた量か
ら推定吸気管圧力ＰＭ（ｋ＋ｉ）を算出するものである
。

燃料噴射量算出部Ｐ７は、推定吸気管圧力ＰＭ（ｋ＋ｉ
）と回転速度Ｎ　ｅ　（ｋ）とから燃料噴射時間ＴＡＵ
（ｋ＋ｉ）を算出するものである。

そして、上記燃料噴射時間ＴＡＵ（ｋ＋ｉ）に亘ってエ
ンジン２に燃料が供給されるのである。

以上、エンジンの燃料噴射量制御装置１のハード的な構
成および後述する各処理の実行により実現される制御系
の構成について説明した。そこで、次に、エンジン２の
吸気系の動的物理モデルの構築および各係数Ｋｌ、　　
Ｋ２．　　Ｋ３．　Ｋ４．　　Ｋ５゜Ｋ６．に７の算出
について説明する。

まず、エンジン２の吸気系の動的物理モデルを構築する
。エンジン２の吸気系を流れる吸入空気量の質量保存則
は、次式（５）のように記述できる。

ｄＭ／ｄｔ　　＝　　ｍｔ　　−ｇａ　　・・・　　（
５）但し、ｄ／ｄ　ｔ　：時間微分演算子 Ｍ：サージタンク１２内の空気質量、 ｍｔ：単位時間内にスロットルバルブ１３を通過してサ
ージタンク１２に流れ込む流入空気量、ｇａ：単位時間
内にサージタンク１２から吸気行程を迎えたシリンダ内
に吸入される吸入空気量。

一方、理想気体の状態式は次式（６）、音速の定義式は
次式（７）、断熱変化の状態変化の式は次式（８）、の
ように各々記述できる。

ＰＭ◆ρ−１＝Ｒ◆Ｔ　　　　　　・・・　（６）ｃ２
＝＝　に◆Ｒ◆Ｔ　　　　　　　・・・　（７）ＰＭφ
ρ−に＝Ｃｏｎｓｔ　　　　−（８）また、次式（９）
の関係が成立する。

ρ　＝Ｍ／Ｖ　　　　　　　　　　　・・・　（９）但
し、ＰＭ：吸気管圧力、ρ：吸入空気密度、Ｒ：吸入空
気ガス定数、Ｔ：吸入空気温度、Ｃ：音速、に：比熱比
、Ｖ：サージタンク容積。

従って、上記式（５）を、上記式（６）〜（９）を用い
て変形すると、次式（１０）のように記述でき、さらに
、次式（１１）を得る。

ｄＭ／ｄｔ　　＝　　（Ｖ／ｃ２）　・（ｄＰＭ／ｄｔ
）・・・　（１０） ｄＰＭ／ｄ　ｔ　　＝　　（ｃ”／Ｖ）　φ　（ｍｔ−
ｇａ）・・・　（１１） 上記式（１１）を、エンジンサイクルの吸気行程時間に
亘って、次式（１２）のように積分する。

乳（ｄＰＭ／ｄ　ｔ）ｄ　ｔ　　＝ Ｓ”、’＊　（（Ｃ２／Ｖ） ・　（ｍｔ−ｇａ）　）　ｄｔ　　−（１２）ここで、
スロットルバルブ１３を通過してサージタンク１２に流
れ込む流入空気量ｍｔは、積分時間中一定値ｍ　ｔ　（
ｋ）であるため、次式（１３）の関係が成立する。

Ｓ’、’ｍ　ｔ　ｄ　ｔ　　＝　ｍ　ｔ　（ｋ）　◆（
ｔｌ−ｔＯ）＝ｍｔ（ｋ）・（１／２） 舎（Ｎｅ／６０） ＝　ｍｔ（ｋ）◆（３０／Ｎｅ） ・・・　（１３） また、サージタンク１２から吸気行程を迎えたシリンダ
内に吸入される吸入空気量ｇａは、次式（１４）の関係
が成立する。

、Ｖ：ｇａｄｔ　　＝　Ｇａ（ｋ）　　　　　　　−（
１４）従って、上記式（１２）を、上記式（１３）。

（１４）により変形すると次式（１５）が得られる。

ＰＭ（ｋ÷１）＝ ＰＭ（ｋ） ＋　　（ｃ”／Ｖ）　　◆ｍｔ（ｋ）・　（３０／Ｎｅ
）−（Ｃ２／Ｖ）　　φＧａ（ｋ）　　−（１５）但し
、ＰＭ　（ｔｌ）　　＝　　ＰＭ（ｋ＋１）、ＰＭ　（
ｔＯ）　　＝　　ＰＭ（ｋ）である。

ここで、吸気管圧力の増加量は変化しないものとすると
、次式（１６）の関係が成立する。

ＰＭ（ｋ＋１）−ＰＭ（ｋ） ＝　ＰＭ（ｋ＋ｊ）　−ＰＭ（ｋ＋ｊ−１）　　・・・
　（１６）（ｊ　　＝　　１．　２．・・・、ｉ）そこ
で、次式（１７）、　　（１Ｂ）のように表記を改める
と、次式１９が得られる。

Ａ（ｉ）＝　　ｉ　　Ｘ　　（ｃ”／Ｖ）　　　−（１
７）Ｂ（ｉ）＝　−ｉ　　Ｘ　　（ｃ”／Ｖ）　　・・
・　（１Ｂ）ＰＭ（ｋ÷１）＝ ＰＭ（ｋ） ＋　Ａ　（ｊ）　・ｍｔ（ｋ）・（３０／Ｎｅ）＋　　
Ｂ　　（ｉ）　　舎　Ｇａ（ｋ）　　　　・・・　　　
（１９）従って、エンジン２の吸気系の動的物理モデル
は、上記式（１９）から得られる、次式（２０）の離散
系の状態方程式、次式（２１）の出力方程式により記述
できる。

ＰＭ（ｋ＋１）　＝ Φ◆ＰＭ（ｋ）　＋　　［”　・Ｇ　ａ（ｋ）＋　　Ｅ
◆ｍｔ（ｋ）　　・・・　　（２０）ＰＭ（ｋ）＝　　
ＣφＰＭ（ｋ）　　　　　　　・・・　　（２１）但し
、係数φは値１、係数Ｆは値Ｂ　（ｉ）、係数Ｅは値Ａ
（ｉ）◆（３０／Ｎｅ）、係数Ｃは値１である。

なお、上記式（１５）を同定基礎式とし、人力と出力と
を実験により測定し、例えば、最小２乗法等のシステム
同定手法により、各項の係数であるｃ　”　／　Ｖを決
定することもできる。

次に、推定吸気管圧力Ｐ　Ｍ　（ｋ　＋　ｉ　）を算出
するための諸量の算出について説明する。

上記式（１５）より、吸気管圧力変化量△ＰＭ（ｋ）は
、次式（２２）のように記述できる。

ΔＰＭ（ｋ）＝　ＰＭ（ｋ＋１）−ＰＭ（ｋ）＝　Ａ　
（１）　　・ｍｔ（ｋ）・　（３０／Ｎｅ）＋　Ｂ　（
１）　◆Ｇａ（ｋ）　＝−（２２）上記式（１９）、　
　（２２）から、第１暫定推定吸気管圧力［）Ｍ”’（
ｋ＋ｉ）は、次式（２３）のように算出できる。

“１＝５”Ｍ口’（ｋ＋ｉ）　　＝ ＰＭ（ｋ）＋　　ｊ・△ＰＭ（ｋ）　　・・・　（２３
）従って、上述した第１暫定推定吸気管圧力算出部Ｐ３
の係数に１は値１、係数に２は値ｉとなる。

ここで、シリンダ吸入空気量Ｇａ（ｋ）は、吸気管圧力
ＰＭ（ｋ）と回転速度Ｎｅ（ｋ）との関数であるため、
補正を行ない、第２暫定推定吸気管圧力ｐＭ（２）（ｋ
＋ｉ）は、次式（２４）のように表記できる。

ｐＭＣ２’（ｋ＋ｉ）　＝ ＰＭ（ｋ）＋ｉ　　φ△ＰＭ（ｋ） −Ｂ　（ｉ）　・Ｇ　ａ　（ｋ） ＋Ｂ　（ｉ）　・てａ（ｋ＋ｉ） ＝　　ｐＭ”（ｋ＋１） −Ｂ　（ｉ）・Ｇ　ａ　（ｋ） ＋Ｂ　（ｉ）　・Ｇａ（ｋ＋ｉ）　　＋＋＋　　（２４
）従って、上述した第２暫定推定吸気管圧力算出部Ｐ５
の係数に３は値１、係数に４は−Ｂ　（ｉ）、係数に５
は値Ｂ（ｉ）となる。

なお、シリンダ吸入空気量でａ（ｋ＋ｉ）は、第１暫定
推定吸気管圧力ｐＭ（１）（ｋ＋ｉ）および回転速度Ｎ
ｅ　（ｋ）から算出できる。

上記式（２４）で算出された第２暫定推定吸気管圧力ｐ
Ｍ”（ｋ＋ｉ）を、吸気管圧力との偏差にフィードバッ
クゲインを掛けて得られる補正量により補正すると、次
式（２５）に示すように推定吸気管圧力ｐＭ（ｋ＋ｉ）
が得られる。

Ｐ　Ｍ　（ｋ　＋　ｉ　）　＝ ｐＭ””’（ｋ＋ｉ）　＋　Ｃｆ−Ｅ　ｒ　ｒ（ｋ）　
　・・・（２５）但し、偏差Ｅ　ｒ　ｒ　（ｋ）は次式
（２６）のように記述できる。

Ｅ　ｒ　　ｒ（ｋ）　　＝　　ＰＭ（ｋ）　　−ＰＭ（
ｋ）　　　・　　　（２Ｂ）なお、上述した推定吸気管
圧力算出部Ｐ６の係数に６は値１、係数に７はフィード
バックゲインＣｆになる。

次に、上記係数に７の値であるフィードバックゲインＣ
ｆの算出について、第４図に基づいて説明する。同図に
示すように、上記式（２０）、　　（２１）で記述され
る制御対象の状態変数Ｐ　Ｍ（ｋ）の推定値ＰＭ（ｋ）
を算出する状態観測器（Ｏｂｓｅｒｖｅｒ）を、制御対
象と同一のモデルを用いて構成すると、次式（２７）の
ように記述できる。

ＰＭ（ｋ＋１）　＝ φ・ｐＭ（ｋ）　十ｒ’−Ｇ　ａ（ｋ）＋　Ｅ−ｍｔ（
ｋ）−（２７） 同図に示すように、制御対象の出力Ｐ　Ｍ　（ｋ）とオ
ブザーバの推定出力ｐＭ（１＜）との偏差にフィードバ
ックゲインＣｆを掛けた補正量によりフィードバック補
正するよう構成すると、次式（２８）を得る。

ＰＭ（ｋ＋１）　＝ Φ　−ｐＭ（ｋ）　　＋　　ｒ’　　争　Ｇ　ａ（ｋ）
−Ｃｆ中　（Ｐ　Ｍ（ｋ）−Ｃ−ＰＭ（ｋ））＝　（φ
−Ｃｆ◆Ｃ）　◆ｐＭ（ｋ） ＋　　ｒ’　◆Ｇａ（ｋ）＋　　Ｃｆ　−ＰＭ（ｋ）・
・・（２Ｂ） 従って、閉ループ行列［φ−Ｃｆ　−Ｃ］が安定な行列
で固有値が全て左半平面にあるように、フィードバック
ゲインＣｆを定めれば良い。ここでは、係数Φは値１、
係数Ｃも値１である。このため、本第１実施例ではフィ
ードバックゲインＣｆの値を、−１くＣｆ（１の範囲の
値に設定する。

以上、エンジン２の吸気系の動的物理モデルの構築、推
定吸気管圧力の算出手順およびフィードバックゲインＣ
ｆの算出について説明した。これらのパラメータは、予
め算出しておき、ＥＣＵ３内部ではその結果のみを使用
して燃料噴射量を算出する。

次に、上記ＥＣＵ３の実行する燃料噴射量算出処理を第
５図の、燃料噴射制御処理を第７図の、各フローチャー
トに基づいて説明する。

まず、燃料噴射量算出処理を第５図に示すフローチャー
トに基づいて説明する。本燃料噴射量算出処理は、ＥＣ
Ｕ３の起動後、所定クランク角度毎（例えば、４気筒エ
ンジンでは１８０［’ＣＡ］）に実行される。なお、以
下の説明では、現在の処理で扱われている量を添字（ｋ
）で示す。まず、ステップ１００では、既述した各セン
サの検出信号に基づいて、吸気管圧力ＰＭ（ｋ）、回転
速度Ｎｅ（ｋ）を読み込む処理が行われる。続くステッ
プ１１０では、吸気管圧力変化量△Ｐ　Ｍ（ｋ）を次式
（２９）のように算出する処理が行われる。　　　□Δ
ＰＭ（ｋ）＝　ＰＭ（ｋ）−ＰＭ（ｋ−１）　　・・・
　（２９）本ステップ１１０の処理が、第３図に示す吸
気管圧力変化量算出部Ｐ１として機能する。

次に、ステップ１２０に進み、時点ｋにおけるシリンダ
吸入空気量Ｇａ（ｋ）を、予めＲＯＭ３ｂに記憶されて
いる、第６図に示すマツプに従って、吸気管圧力ＰＭ（
ｋ）および回転速度Ｎｅ（ｋ）に応じて算出する処理が
おこなわれる。本ステップ１２０の処理が、第３図に示
す時点にのシリンダ吸入空気量算出部Ｐ２として機能す
る。

続くステップ１３０では、時点に＋ｉにおける第１暫定
推定吸気管圧力ＰＭ”’（ｋ＋ｉ）を、次式（３０）に
示すように算出する処理が行われる。なお、本ステップ
１３０の処理が、第３図の第１暫定推定吸気管圧力算出
部Ｐ３として機能する。

ｐＭ”（ｋ＋ｉ）　＝ ＰＭ（ｋ）＋　　１φ△ＰＭ（ｋ）　　・・・　（３０
）次に、ステップ１４０に進み、時点に＋ｉにおけるシ
リンダ吸入空気量Ｑａ（ｋ＋ｉ）を、予めＲＯＭ３ｂに
記憶されている、第６図に示すマツプに従って、第１暫
定推定吸気管圧力ｐＭ（１）（ｋ＋ｉ）および回転速度
Ｎｅ（ｋ）に応じて算出する処理がおこなわれる。本ス
テップ１４０の処理が、第３図に示す時点に＋ｉのシリ
ンダ吸入空気量算出部Ｐ４として機能する。

続くステップ１５０では、第２暫定推定吸気管圧力ｐＭ
（２）（ｋ＋ｉ）を、次式（３１）のように算出する処
理が行われる。本ステップ１５０の処理が、第３図の第
２暫定推定吸気管圧力算出部Ｐ５として機能する。

ＰＭＣ２）（ｋ＋ｉ）　＝ ｐＭ”’（ｋ＋１） −Ｂ　（ｉ）・Ｇ　ａ　（ｋ） ＋Ｂ　（ｉ）　・Ｇａ（ｋ＋ｉ）　　・・・（３１）次
にステップ１６０に進み、偏差Ｅ　ｒ　ｒ　（ｋ）にフ
ィードバックゲインＣｆを掛けて、補正量を次式（３２
）のように算出する処理が行われる。

ＣｆφＥｒｒ（ｋ）＝ Ｃｆ　・（ＰＭ（ｋ）　−ＰＭ（ｋ＋ｉ）・ｚ−”ｒ・
・・　　（３２） 続くステップ１７０では、時点に＋ｉにおける推定吸気
管圧力ＰＭ（ｋ＋ｉ）を、次式（３３）のように算出す
る処理が行われる。上記ステップ１６０、本ステップ１
７０が、第３図の推定吸気管圧力算出部Ｐ６として機能
する。

ＰＭ（ｋ＋ｉ）　＝ ｐＭ””（ｋ＋ｉ）　＋　Ｃｆ−Ｅ　ｒ　ｒ（ｋ）　　
・・・（３３）次にステップ１８０に進み、上記ステッ
プ１７０で算出した推定吸気管圧力ＰＭ（ｋ＋ｉ）を、
ＲＡＭ３ｃに記憶する処理が行われる。続くステップ１
９０では、サンプリング、演算の回数を示す添字ｋに値
１を加算した後、再び上記ステップ１００に戻る。以後
、本燃料噴射量算出処理は所定クランク角度毎に、上記
ステップ１００〜１９０を繰り返して実行する。

次に、燃料噴射制御処理を第７図に示すフローチャート
に基づいて説明する。本燃料噴射制御処理は、ＥＣＵ３
の起動後、所定クランク角度毎（例えば、３６０　［’
　ＣＡＩ　’）に実行される。まず、ステップ２００で
は、回転速度Ｎｅ（ｋ）、上述のように算出してＲＡＭ
３ｃに記憶されているエンジン２の推定吸気管圧力ＰＭ
（ｋ＋ｉ）、図示しない処理で算出されて記憶されてい
る空燃比フィードバック補正係数ＦＡＦを含む各データ
を読み込む処理が行われる。続くステップ２１０では、
予めＲＯＭ３ｂに記憶されている、第８図に示すような
マツプに従い、推定吸気管圧力ＰＭ（ｋ＋ｉ）および回
転速度Ｎｅ（ｋ）に応じて基本燃料噴射時間ＴＰ（ｋ＋
ｉ）を算出する処理が行われる。次にステ・ンブ２２０
に進み、暖機増量係数、加速増量係数、バッテリ補正係
数等、各種の補正係数ＫＡ、ＫＢを、エンジン２の運転
状態に応じて、予めＲＯＭ３ｂに記憶されている図示し
ないマツプに従った補間計算により算出する処理が行わ
れる。次に、ステップ２３０に進み、実燃料噴射時間Ｔ
ＡＵ（ｋ＋ｉ）を次式（３４）のように算出する処理が
行われる。

ＴＡＵ（ｋ＋１）＝ ＴＰ（ｋ＋ｉ）　◆　ＦＡＦ　　−ＫＡ＋ＫＢ　　　　
　・・・　　　（３４）続くステップ２４０では、上記
ステップ２３０で算出された実燃料噴射時間ＴＡＵ（ｋ
＋ｉ）に亘って燃料噴射弁１１を開弁する制御信号を燃
料噴射弁１１に出力した後、−旦、本燃料噴剖制御処理
を終了する。以後、本燃料噴射制御処理は所定クランク
角度毎に、上記ステップ２００〜２４０を繰り返して実
行する。本燃料噴剖制御処理のステップ２００〜ステツ
プ２３０が、第３図の燃料噴射量算出部Ｐ７として機能
する。

なお本第１実施例において、エンジン２が内燃機関Ｍ１
に、吸気管圧力センサ２４と回転角センサ２８とが運転
状態検出手段Ｍ２に、燃料噴射弁１１が燃料供給手段Ｍ
３に、各々該当する。また、ＥＣＵ３および該ＥＣＵ３
の実行する処理のうちステップ（１００〜１５０）が暫
定推定手段Ｍ４として、ステップ（１７０）が推定手段
Ｍ５として、ステ・ンブ（１６０）が補正手段Ｍ６とし
て、ステップ（２００−２３０）が制御手段Ｍ７として
、各々機能する。

以上説明したように本実施例によれば、推定吸気管圧力
ＰＭ（ｋ＋ｉ）算出の動特性が飛躍的に向上する。

従って、急発進、急加減速等の過渡状態で吸気管圧力Ｐ
Ｍ（ｋ）変動が顕著な非線形特性を示す運転状態に移行
したときでも、空燃比を最適に保持可能な燃料噴射量Ｔ
ＡＵ（ｋ＋ｉ）を算出できるので、燃料噴射量制御の制
御精度を常時高水準に維持できる。

また、過渡運転状態における空燃比制御精度の向上に伴
い、排気中の有害成分排出量の低減、燃料消費効率の向
上およびドライバビリティの改善を実現できる。

さらに、」ｉ地通常走行時等の定常運転状態では、吸気
管圧力変化量△Ｐ　Ｍ（ｋ）がほぼ零近傍の値になると
共に、その変動周期も長くなる。このため、吸気管圧力
Ｐ　Ｍ（ｋ）と推定吸気管圧力ｐ　Ｍ　（ｋ　＋　ｉ　
）から算出した時点１以前の推定吸気管圧力ｐＭ（ｋ）
との偏差Ｅ　ｒ　ｒ　（ｋ）は減少し、フィードバック
ゲインＣｆにより算出される補正量に応じた補正により
、推定吸気管圧力ＰＭ（ｋ＋ｉ）は高い安定性を保つの
で、走行状態に適合した燃料噴射量制御を実現できる。

また、エンジン２の吸入空気量Ｑの質量保存則に則って
動的物理モデルを構築すると共に、フィードバックゲイ
ンＣｆを決定し、吸気管圧力ＰＭ（ｋ）から推定吸気管
圧力ｐＭ（ｋ＋ｉ）を算出する。このため、１つの動的
物理モデルでエンジン２の吸入空気の非線形性の強い挙
動を正確に記述でき、その挙動を記述する状態方程式、
出力方程式の係数φ、「、Ｃおよび補正量を算出するフ
ィードバックゲインＣｆを１種類だけ設定すれば良い。

従って、ＥＣＵ３のメモリ容量削減、演算速度迅速化等
の装置構成の簡略化を実現できると共に、推定吸気管圧
力ＰＭ（ｋ＋ｉ）算出精度も高まる。

さらに、吸気管圧力センサ２４や燃料噴射弁１１は既存
の装置と同様の構成で済み、スロットルポジションセン
サ等、アナログ高精度信号出力性能を要求される専用の
センサを設けなくて良いので、装置の汎用性が拡大する
。

次に、本発明の第２実施例を図面に基づいて詳細に説明
する。本第２実施例と上述した第１実施例との相違点は
、推定吸気管圧力ＰＭ（ｋ＋１）算出に使用する第２暫
定推定吸気管圧力ＰＭ　’２１　（ｋ＋１）の算出手順
が異なることである。その他の構成は同様であるため、
同一部分は同一符号にて衷記し、説明を省略する。

本第２実施例の制御系を第９図に基づいて説明する。同
図に示すように、本第２実施例の特徴をなす第２暫定推
定吸気管圧力算出部ＰＩＯは、吸入時点に相当する時点
に＋ｉの第１暫定推定吸気管圧力Ｐ　Ｍ　”　’　（ｋ
＋　ｉ）、検出時点にの回転速度Ｎｅ（ｋ）、検出時点
にのシリンダ吸入空気量Ｇａ（ｋ）から、第２暫定推定
吸気管圧力ＰＭ”（ｋ＋ｉ）を算出するものである。

ここで、シリンダ吸入空気量Ｇａ（ｋ）は、回転速度Ｎ
ｅ（ｋ）が一定のときは、次式（３５）のように算出で
きる。

Ｇａ（ｋ）　＝　ａ　・ｐＭ（２）（ｋ）＋　β−（３
５）但し、係数α、βは回転速度Ｎｅ（ｋ）に応じて定
まる。

一方、第２暫定推定吸気管圧力ＰＭ”（ｋ＋ｉ）は、既
述した通り次式（３６）のように表記できる。

ｐ　Ｍ　＋　２３（ｋ＋ｉ）　＝ ＰＭ（ｋ）＋ｉ◆ΔＰＭ（ｋ） −Ｂ　（ｉ）・Ｇ　ａ　（ｋ） ＋Ｂ（ｉ）　φてａ（ｋ＋ｉ） ・・・　（３６） 従って、上記式（３５）、　　（３６）により、第２暫
定推定吸気管圧力ＰＭ（２）（ｋ＋ｉ）は、次式（３７
）のように算出できる。

１）Ｍ””（ｋ＋ｉ）　＝ ＰＭ（ｋ）＋ｉ・△ＰＭ（ｋ） −Ｂ　（ｉ）・Ｇ　ａ　（ｋ） ＋Ｂ　（ｉ） ・（α・ＰＭ（２）（ｋ＋ｉ）＋　β）＝　（ｐＭ”（
ｋ＋１） −Ｂ　（ｉ）　・Ｇａ（ｋ）＋Ｂ　（ｉ）　・β）／　
（１＋Ｂ　（ｉ）　　◆α）　　・・・　（３７）次に
、本第２実施例で実行される燃料噴射量算出処理を第１
０図に示すフローチャートに基づいて説明する。本燃料
噴射量算出処理は、ＥＣＵ３の起動後、所定クランク角
度毎（例えは、４気薗エンジンでは１８０　［’　ＣＡ
］　）に実行される。

まず、吸気管圧力ＰＭ（ｋ）、回転速度Ｎｅ（ｋ）を読
み込み（ステップ３００）、吸気管圧力変化量ΔＰＭ（
ｋ）を算出しくステップ３１０）（第９図の吸気管圧力
変化量算出部ＰＩ）、時点ｋにおけるシリンダ吸入空気
量Ｇａ（ｋ）を、予めＲＯＭ３ｂに記憶されている、第
６図に示すマツプに従って、吸気管圧力ＰＭ（ｋ）およ
び回転速度Ｎｅ（ｋ）に応じて算出しくステ・ンブ３２
０）（第９図に示す時点にのシリンダ吸入空気量算出部
Ｐ２）、時点に＋ｉにおける第１暫定推定吸気管圧力Ｐ
Ｍ”’（ｋ＋ｉ）を算出する（ステップ３３０）（第９
図の第１暫定推定吸気管圧力算出部Ｐ３）。次にステッ
プ３４５に進み、上述した定数α、βを、予めＲＯＭ３
ｂに記憶されている、第６図に示すマツプに従って、回
転速度Ｎｅ（ｋ）に応じて算出する処理が行われる。続
くステップ３５５では、第２暫定推定吸気管圧力ＰＭ”
”（ｋ＋ｉ）を、次式（３日）のように算出する処理が
行われる。本ステップ３５５の処理が、第９図の第２暫
定推定吸気管圧力算出部ＰＩＯとして機能する。

ｐＭ””（ｋ＋ｉ）　＝ （ｐＭ”’（ｋ＋１） −Ｂ　（ｉ）　・Ｇａ（ｋ）＋Ｂ　（ｉ）　・β）／（
１＋Ｂ（ｉ）　　・α）　　・・・　（３８）次に、偏
差Ｅｒｒ（ｋ）にフィードバックゲインＣｆを掛けて補
正量を算出しくステップ３６０）、時点に＋ｉにおける
推定吸気管圧力Ｐ　Ｍ　（ｋ　＋　ｉ　）を、算出しく
ステップ３７０）（第９図の推定吸気管圧力算出部Ｐ６
）、推定吸気管圧力’Ｐ　Ｍ　（ｋ　＋　ｉ　）をＲＡ
Ｍ３ｃに記憶しくステップ３８０）、サンプリングミ演
算の回数を示す添字ｋに値１を加算しくステップ３９０
）、再び上記ステップ３００に戻る。以後、本燃料噴射
量算出処理は所定クランク角度毎に、上記ステップ３０
０〜３９０を繰り返して実行する。

なお、本第２実施例において、エンジン２が内燃機関Ｍ
１に、吸気管圧力センサ２４と回転角センサ２８とが運
転状態検出手段Ｍ２に、燃料噴射弁１１が燃料供給手段
Ｍ３に、各々該当する。また、ＥＣＵ３および該ＥＣＵ
３の実行する処理のうちステップ（３００〜３５５）が
暫定推定手段Ｍ４として、ステップ（３７０）が推定手
段Ｍ５として、ステップ（３６０）が補正手段Ｍ６とし
て、ステップ（２００〜２３０）が制御手段Ｍ７として
、各々機能する。

以上説明したように、本第２実施例によれは、エンジン
２の回転速度Ｎ　ｅ　（ｋ）に基づいて定まる定数α、
βを使用して、第１暫定推定吸気管圧力百Ｍ”（ｋ＋ｉ
）およびシリンダ吸入空気量Ｇａ（ｋ）から第２暫定推
定吸気管圧力ＰＭ”（ｋ＋１）を算出するので、推定吸
気管圧力ＰＭ（ｋ＋ｉ）の推定精度をより一層高めるこ
とができる。

以上本発明のいくつか実施例について説明したが、本発
明はこのような実施例に同等限定されるものではなく、
本発明の要旨を逸脱しない範囲内において種々なる態様
で実施し得ることは勿論である。

発明の効果 以上詳記したように本発明の内燃機関の燃料噴射量制御
装置は、内燃機関の回転速度および推定吸気管圧力に基
づいて供給燃料量を決定するに際し、内燃機関の吸入空
気量に関する質量保存則に従って構築した動的物理モデ
ルに基づき、検出時点に検出した吸気管圧力から算出し
た吸入時点の暫定推定吸気管圧力を、吸入時点の推定吸
気管圧力から求めた検出時点の吸気管圧力と検出時点に
検出した吸気管圧力との偏差および上記動的物理モデル
に基づいて定まるフィードバックゲインから算出した補
正量でフィードバック補正して推定吸気管圧力を算出す
るよう構成されてい北。このため、推定吸気管圧力算出
の動特性向上を可能にし、過渡運転状態等、吸気管圧力
変動が顕著な非線形特性を示す運転状態でも最適量の燃
料供給できるので、空燃比制御の制御精度が飛躍的に向
上するという優れた効果を奏する。

上記効果に伴い、過渡運転状態における、排気特性、燃
料消費効率および運転性能も高まる。

また、定常運転状態では、吸気管圧力変動が微小、かつ
、緩慢になる。このため、検出時点の吸気管圧力と推定
吸気管圧力から算出した吸入時点の吸気管圧力との偏差
は減少し、フィードバック補正により算出される推定吸
気管圧力は高い安定性を示すので、高精度な燃料噴射量
制御を実現できる。

さらに、内燃機関の吸入空気量の質量保存則に則って動
的物理モデルを構築すると共に、フィードバックゲイン
を決定し、これらに基づいて、検出時点の吸気管圧力か
ら、吸入時点の推定吸気管圧力を算出する。このため、
１つのモデルで内燃機関の吸入空気の挙動を記述でき、
その挙動を記述する各種パラメータおよび補正量を算出
するフィードバックゲインを１種類だけ設定するだけで
済む。従って、記憶容量、演算能力等の装置構成の簡略
化と、推定吸気管圧力算出精度および速度の向上とを両
立できる。

また、運転状態検出手段や燃料供給手段は既存の装置と
同様の構成で済み、専用の検出手段を設ける必要もない
ので、装置の汎用性が拡大する。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の内容を概念的に例示した基本的構成図
、第２図は本発明一実施例のシステム構成図、第３図は
同じくその制御系の構成を示す制御系統図、第４図は同
じくそのオフザーバの構成を示すブロック線図、第５図
は同じくその制御を示すフローチャート、第６図は同じ
くそのマツプを示すグラフ、第７図は同じくその制御を
示すフローチャート、第８図は同じくそのマツプを示す
グラフ、第９図はその他の実施例の制御系を示す制御系
統図、第１０図は同じくその他の実施例の制ｉ卸を示す
フローチャートである。 Ｍｌ　・・・　内燃機関 Ｍ２　・・・　運転状態検出手段 Ｍ３　・・・　燃料供給手段 Ｍ４　・・・　暫定推定手段 Ｍ５　・・・　推定手段 Ｍ６　・・・　補正手段 Ｍｌ　・・・　制御手段 １　・・・　エンジンの燃料噴射遺制ｉＨ装置２　・・
・　エンジン ３　・・・　電子制御装置（ＥＣＵ） ３ａ　・・・　ＣＰＵ １１　・・・　燃料噴射弁 ２４　・・・　吸気管圧力センサ ２日　・・・　回転角センサ

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １　内燃機関の、少なくとも吸気管圧力および回転速度
   を含む運転状態を検出する運転状態検出手段と、 外部から指令された量の燃料を上記内燃機関に供給する
   燃料供給手段と、 を具備し、上記運転状態検出手段の検出結果に応じて定
   まる量の燃料を上記燃料供給手段から供給する内燃機関
   の燃料噴射量制御装置において、さらに、上記内燃機関
   の吸入空気量に関する質量保存則に従って構築した動的
   物理モデルに基づき、上記運転状態検出手段により検出
   時点に検出された吸気管圧力および回転速度から、該検
   出時点に検出された吸気管圧力に応じて定まる量の燃料
   が上記内燃機関の吸気行程にある気筒に吸入される吸入
   時点における該内燃機関の予測吸気管圧力に相当する暫
   定推定吸気管圧力を算出する暫定推定手段と、 該暫定推定手段の算出した暫定推定吸気管圧力を、外部
   から指示される補正量に基づいてフィードバック補正し
   、上記内燃機関の吸入時点における吸気管圧力に相当す
   る推定吸気管圧力を算出する推定手段と、 該推定手段の算出した推定吸気管圧力から求めた検出時
   点における上記内燃機関の吸気管圧力と、上記運転状態
   検出手段により検出時点に検出された吸気管圧力との偏
   差および前記動的物理モデルに基づいて定まるフィード
   バックゲインから上記補正量を算出して上記推定手段に
   指示する補正手段と、 上記運転状態検出手段の検出した回転速度および上記推
   定手段の算出した推定吸気管圧力に基づいて決定した量
   の燃料供給を上記燃料供給手段に指令する制御手段と、 を備えたことを特徴とする内燃機関の燃料噴射量制御装
   置。