JPH01294942A - 内燃機関の吸入空気量推定装置 - 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】 ［産業上の利用分野］ 本発明は、エアフロメータを用いて内燃機関のシリンダ
内に流入する吸入空気量を推定する内燃機関の吸入空気
量推定装置に関する。

［従来の技術］ 従来より、内燃機関の制ｆａｉｌ装置の一つとして、内
燃機関に吸入される空気の流量（以下、吸気流量という
）Ｑをエアフロメータを用いて検出し、この検出結果Ｑ
と内燃機関の回転速度ωとに基づき燃料噴射量や点火時
期を制御する装置が知られている。この種の制御装置は
、吸気行程時にシリンダ内に流人する吸入空気量ｍｃが
、エアフロメータで検出された吸気流量Ｑと回転速度の
とにより次式（２）の如く記述できることに着目してな
されたもので、 ｍｃ＝Ｋ　　舎　Ｑ／ω　　　　　　　　　　　　　　
・・・（２）（但し、Ｋ：定数） 吸気流量Ｑと回転速度ωとに基づき内燃機関の制御量を
決定することで、シリンダ内に流人する燃料混合気の空
燃比を所望の値に制御したり、点火時期を最適な出力ト
ルクが得られる値に制御している。

［発明が解決しようとする課題］ ところが上記のように機関制御を行なった場合、内燃機
関が定常運転されている場合には、制御を良好に行なう
ことができるものの、内燃機関の運転条件が変化する過
渡運転時には、空燃比や点火時期を内燃機間の運転状態
に応して良好に制御することができないといった問題が
あった。

これは吸気の脈動を抑えるために吸気通路に設けられた
サージタンクによって、エアフロメータで検出された吸
気流量Ｑと、実際にシリンダ内に流人する吸入空気量ｍ
ｃとが対応しなくなってしまうからである。

つまり内燃機関の加速開始時には、エアフロメータを通
過した空気が一時サージタンク内に蓄えられ、シリンダ
内への吸入空気量がＱ　／　（、Ｊで）１定される値よ
り少なくなるとか、逆に内燃機関の減速開始時には、サ
ージタンク内の空気が内燃機関のシリンダ内に入り、エ
アフロメータで検出された以上の空気がシリンダ内に入
るといったことがあり、この結果内燃機関の過渡運転時
には燃料噴射制御や点火時間制御の精度が低下してしま
うのである。

そこで本発明は、内燃機関の燃料噴射制御や点火時間制
御を行なう場合に、制御Ｂ量を常に内燃機関のシリンダ
内に流人する吸入空気量に対応した値に設定できるよう
にするために、エアフロメータからの出力信号に基づき
吸入空気量を正確に推定することのできる内燃機関の吸
入空気量推定装置を提供することを目的としてなされた
。

［課題を解決するための手段］ 即ち上記目的を達するためになされた本発明は、第１図
に例示する如く、 内燃機関Ｍｌの吸気通路Ｍ２に設けられ、内燃機関Ｍ１
に吸入される空気の流量Ｑを検出する吸気流量検出手段
Ｍ３と、 内燃機関の回転速度のを検出する回転速度検出手段Ｍ４
と、 上記各検出手段Ｍ３及びＭ／１の検出結果Ｑ及びωに基
づき、内燃機関Ｍ１に於ける吸入空気の質量保存則を記
述した物理モデルに基づき設定された次式（１） ％式％（１） （但し、α、β：定数、ｍｃ（ｋ）：前回の推定値）を
用いて、内燃機関のシリンダ内に流人する吸入空気量ｍ
ｃ（ｋ＋１）を推定する推定手段Ｍ５と、を備えたこと
を特徴とする内燃機関の吸入空気量推定装置を要旨とし
ている。

［作用］ 以上のように構成された本発明の内燃機関の吸入空気量
推定装置では、吸気流量検出手段Ｍ３が吸気通路Ｍ２を
通って内燃機関Ｍｌｊこ吸入される空気の流量Ｑを検出
すると共に、回転速度検出手段Ｍ／Ｌが内燃機関Ｍ１の
回転速度のを検出し、推定手段Ｍ５が、その各検出結果
Ｑ及びωに基づき上記（１）式を用いて、内燃機関Ｍ１
のシリンダ内に流人する吸入空気量ｍｃ（ｋ＋１）を推
定する。

［実施例コ 以下に本発明の実施例を図面と共に説明する。

まず第２図は本発明が適用された内燃機関２及びその周
辺装置の構成を表す概略構成図である。

図に示す如く、内燃機関２の吸気通路４には、内燃機関
２に吸入される空気の流量、即ち吸気流量Ｑを検出する
ためのエアフロメータ６、内燃機関２のシリンダ２ａ内
に流人する吸入空気量（以下、単りこ吸気量という。）
を制御するためのスロットルバルブ８、及び吸気の脈動
を抑えるためのサージタンク１０が備えられ、排気通路
１６には、排気中の酸素濃度から内燃機関２のシリンダ
２ａ内に流人した燃料混合気の燃空比入（＝１／空燃比
）を検出するための酸素センサ１８、及び排気を浄化す
るための三元触媒コンバータ２０が備えられている。

また内燃機関２には、その運転状態を検出するためのセ
ンサとして、上述のエアフロメータ８及び酸素センサ１
８の他、ディストリビュータ２２の回転から内燃機関２
の回転速度のを検出するための回転速度センサ２４、同
じくディストリビュータ２２の回転から燃料噴射制御の
開始タイミングｔを検出するためのクランク角センサ２
６、及び冷却水温Ｔｗを検出するための水温センサ２８
が備えられている。尚、ディストリビュータ２２はイグ
ナイタ３０からの高電圧を所定の点火タイミングで点火
プラグ３２に印加するためのものである。

そして上記各センサからの検出信号は論理演算回路とし
て構成された電子制御回路４０に出力され、燃料噴射弁
４２を駆動して燃料哨刺弁４２からの燃料噴射量を制御
するのに用いられる。

即ち電子制御回路４０は、予め設定された制御プログラ
ムに従って燃料噴射制御のための演算処理を実行するＣ
ＰＵ５０、ＣＰＵ５０で演算処理を実行するのに必要な
制御プログラムや初期データが予め記録されたＲＯＭ５
２、同じ＜ＣＰ［Ｊ５０で演算処理を実行するのに用い
られるデータが一時的に読み書きされるＲＡＭ５／Ｌ、
上記各センサからの検出信号を人力するための人力ボー
ト５６、及びＣＰＵ５０での演算結果に応じて燃料噴射
弁４２に駆動信号を出力するための出力ボート・５日、
等から構成され、内燃機関２のシリンダ２ａ内に流入す
る燃料潰合気の燃空比λが内燃機関２の運転状態に応じ
て設定される目標燃空比入ｒになるよう燃料噴射弁４２
からの燃料噴射量ｑをフィードバック制御するようにさ
れている。

次にこのフィードパ・ンク制御を実行するための制御系
を第３図に示すブロックダイヤグラムに基づいて説明す
る。尚、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く、実際には第５図及び第６図の
フローチャートに示したプログラムを実行することによ
り実現される。

第３図に示すように、本実施例の燃料噴射制御系では、
まず第１演算部Ｐ１で、エアフロメータ６により検出さ
れた吸気流量Ｑと回転速度センサ２４により検出された
回転速度（、、ｌとに基づき、前述の（１）式を用いて
シリンダ２ａ内に流人する吸気量ｍｃが算出される。

この第１演算部Ｐ１で算出された吸気量ｍｃは第１乗算
ｇＢＰ２に出゛力され、内燃機関２の運転状態に応じて
設定される目標燃空比入「に乗算される。即ち、第１乗
算部Ｐ２では、吸気ｍｍｃと目標燃空比λｒとを乗算す
ることで、内燃機関２の吸気行程時にシリンダ２ａ内に
供給すべき燃料量（以下、目標燃料供給量という。）ｍ
ｃ入「を算出するのである。

また第１演算部Ｐ１で算出された吸気量ｍｅは、第２乗
算部Ｐ３にも出力される。第２乗算部Ｐ３は、吸気量ｍ
ｃに、酸素センサ２０により検出された燃空比入を乗算
して、前回の吸気行程時にシリンダ２ａ内に実際に流人
した燃料量（以下、実燃料供給量という。）ｍｃ＾　を
算出する。

そして第１乗算部Ｐ２で算出された目標燃料供給量ｍｃ
入ｒ及び第２乗算部Ｐ３で算出された実燃料供給量ｍｃ
入　は共に偏差算出部［〕４に出力され、その偏差ｍｃ
（入−人「）が算出される。そしてその算出結果は逐次
加算部Ｐ５で逐次加算され、その逐次加算算出結果には
係数ｆ３乗算部Ｐ６で予め設定された係数ｆ３が乗算さ
れる。また第１乗算部Ｐ１で算出された目標燃料供給量
ｍｃ入ｒは係数ｆ４乗算ｇｆＨ”７にも出力され、予め
設定された係数ｆ４が乗算される。

また次に第１演算部Ｐ１で算出された吸気量ｍＣは、第
２演算部Ｐ８にも出力される。第２演算部Ｐ８は、吸気
量ｍｃに基づき吸気圧力Ｐを算出するためのもので、そ
の算出結果は、水温センサ３８により検出された冷却水
温Ｔ−と共に第３演算部Ｐ９に人力される。すると第３
演算部Ｐ９では、その人力された冷却水温Ｔｗから吸気
通路４内での飽和蒸気圧ＰＳを求め、その値と吸気圧力
Ｐとから吸気通路４の内壁面に付着した燃料の一定時間
当りの蒸発量（以下、燃料蒸発量という。）Ｖｆを算出
する。そしてその算出された燃料蒸発量Ｖｆは、除算部
Ｐ１０に人力され、回転速度センサ３４により検出され
た内燃機関２の回転速度ωによって除算される。またそ
の除算結果Ｖｆ　／ωは係数ｆ５乗算部ｐＨに人力され
、予め設定された係数ｆ５が乗算される。

次に上記除算部ＰＩＯの除算結果Ｖｆ／ω及び第２乗算
部Ｐ３で算出された実燃料供給量ｍｃ入はオブザーバＰ
１２にも出力される。オブザーバＰ１２は、実燃料供給
量ｍｃλ　と、除算部ＰＩＯの除算結果Ｖｆ／／ωと、
燃料噴射弁５２からの燃料噴射量ｑと、前回推定した吸
気通路４の内壁面への付着燃料量ｐｗ及び吸気通路４内
での蒸発燃料量７ｖとから、付着燃料量ｆ−と蒸発燃料
量ｆＶとを推定するためのもので、その推定結果？Ｗ及
び？νには、夫々、係数ｆ１乗算部Ｐ１３及び係数ｆ２
乗算部Ｐ１４で係数ｆ１及びｆ２が乗算される。

そしてこれら乗算部Ｐ１３及びＰＩ３からの乗算結果は
、他の乗算部Ｐ６、Ｐ７、ｐＨでの乗算結果と共に、加
算部Ｐｉ５〜Ｐ１Ｂで加算され、これによって燃料噴射
弁３２からの燃料噴射量ｑが決定される。

即ち本実施例の制御系は、まず吸気量ｍｃを算出し、そ
の算出された吸気Ｍｍｃとシリンダ内に流人する燃料量
との比が所望の空燃比となるように燃料噴射量ｑを制御
するように構成されている。

ここで第１演算部Ｐ１で吸気量ｍｃを算出するのに用い
られる前述の（１）式は次のように設定される。

まず吸気通路４内部での空気量の変化は、吸入空気の質
量保存則により次式（３）の如く記述できる。

Ｖ／Ｃ２・ｄＰ／ｄｔ＝Ｑ−’ｌ”ｎｃ　　　　・（３
’）（但し、Ｖ：吸気通路の容積、Ｃ：空気中の音速、
Ｐ：吸気通路内圧力（吸気圧力）、Ｑ：吸気通路を流れ
る空気流量（吸気流量）、ｍＣニジリンダ内に流人する
空気流量） 上記（３）式から、吸気圧力Ｐの時間変化は次式（４）
の如く記述できる。

ｄＰ／ｄｔ＝（Ｑ−’ｌ′Ｔ１ｃ）・Ｃ２／Ｖ　　・＝
（４）次に上記（４）式を離散化すると、次式（５）の
如くなり、 Ｐ（ｋ＋１）−Ｐ（ｋ）＝　　（Ｑ−’ｌ”ｎｃ）　　
・Δｔ　−Ｃ２／Ｖ・・・（５） 更に内燃機関の１吸気行程時間は内燃機関の回転速度を
ωとすると３０／ωとなるので、上記（５）式は、 Ｐ（ｋ＋１）−Ｐ（ｋ） ＝　（Ｑ・３０／ω−’ｒｎｃ・３０／ω）　・Ｃ２／
Ｖ＝　（Ｑ・３０／（Ｊ−ｍｃ（ｋ））　・Ｃ２／Ｖ　
　・＝（６）と記述できる。（但し、ｍｃ：吸気量）一
方内燃機関の体積効率ηを次式（７）の如く仮定すると
、 η＝Ａ◆Ｐ＋Ｒ・・・（７） （但し、Ａ、Ｂ：定数） 吸気量ｍｃは、次式（８）の如く記述できる。

ｍｃ＝η◆υ＝Ａ◆υ◆Ｐ＋Ｂ◆υ　・・・（８）（但
し、υニジリンダ容積） 従って上記（８）式から、上記（６）式に於ける吸気圧
力Ｐ（ｋ）、　　Ｐ（ｋ＋１）は夫々次式（９）、　（
１０）の如く記述できるようになり、 Ｐ（ｋ）＝（ｍｃ（ｋ）−Ｂ・ｕ）／Ａ◆ｕ　　　＝−
（９）Ｐ　（ｋ＋１）＝　（ｍｃ（ｋ＋１）　−Ｂ　・
ｕ　）　／Ａ　・ＪＪ　−・−（１０）これら各式を（
６）式に代入すると次式（１１）が得られる。

ｍｃ（ｋ＋１）＝Ａ◆υ・３０令Ｑ◆Ｃ２／ω・■＋ｍ
ｃ（ｋ）（１−Ａ・ｕ　・Ｃ”／Ｖ）−（１１）この（
１１）式は吸気量ｍｃの挙動を表わしており、Ａ◆υ・
３０・Ｃ２／Ｖを定数αとし、１−Ａ・υ・Ｃ２／Ｖを
定数βとすると、上記（１１）式は前述の（１）式の如
く記述できる。従って各定数α及びβを周知の同定法に
よって決定すれば、吸気量ｍＣを求めるための前述の演
算式（１）が設定できる。

また次に第３図の制御系は、吸気通路４の内壁面への付
着燃料量ｆｗと吸気通路４内での蒸発燃料Ｍｆｖとを状
態変数として内燃機関２における燃料挙動を記述した物
理モデルに則って設計されたものである。そこで以下に
この制御系の基準となる物理モデルの構築、及びこれに
基づく制御系の設計方法について説明する。

尚、この種の制御系の設計方法としては、例えば、古田
勝久著「実システムのデジタル制御」システムと制御、
Ｖｏｌ、２Ｂ、（ＪＯ−１２（１９８４年）計測自動制
御学会等に詳しいので、ここでは簡単に説明する。また
本実施例では、スミスーデエビソン（Ｓｍｉｔｈ−Ｄａ
ｖｉｓｏｎ）　　の設計法を使用するものとする。

まず内燃機関２のシリンダ２ａ内に流人する燃料量ｆｃ
は、燃料噴射弁４２からの燃料噴射量ｑと、吸気通路４
の内壁面への付着燃料量ｆｗと、吸気通路４内部での蒸
発燃料量ｆｖとを用いて次式（１２）のように記述する
ことができる。

ｆｃ　　＝ｒｌφｑ＋　　γ２争　ｆｗ−１ｒ３◆　ｆ
ｖ　　　−（１２）即ち上記燃料量ｆｃは、燃料噴射弁
４２からの噴射燃料の直接流入量γＩ−ｑと、そのｆｆ
ｉ刺燃料が付着した吸気通路からの間接流人量γ２・ｆ
−と、噴射燃料或は壁面同着燃料の蒸発により吸気通路
４内部に存在する蒸発燃料の流人量γ３・ｆｖとの総和
であると考えられることから上式（１２）のようにシリ
ンダ２ａ内に流入する燃料量ｆｃを記述することができ
るのである。

上式（１２）において、燃料噴射量ｑは燃料噴射弁４２
の制御量によって定まるので、吸気通路４の内壁面への
付着燃料量ｆｗ及び吸気通路４内での蒸発燃料量ｆｖを
知ることができれば燃料量ｆｃを予測することができる
。

そこで次に上記付着燃料量ｆ−及び蒸発燃料量ｆνにつ
いて考える。

まず吸気通路４の内壁面への付着燃料量ｆｗは、吸気行
程時のシリンダ２ａ内への流人によって、吸気サイクル
毎にその一部γ２が減少する他、吸気通路４内部への蒸
発によって減少し、吸気サイクルと同門して燃料噴射弁
４２から噴射される燃料噴射量ｑの一部γ４が付着する
ことによって増加する。また吸気行程毎の燃料蒸発量は
γ５・Ｖｆ／ωとして表すことができる。このため吸気
通路４の内壁面への付着燃料量ｆｗは次式（１３）に示
す如く記述できる。

ｆ　ｗ（ｋ＋１）　＝　（１−γ２）・ｆ　ｗ（ｋ）＋
γ４・ｑ　（ｋ）−ｒ５◆Ｖｆ（ｋ）／ω（ｋ）　　・
＝（１３）一方吸気通路４内部での蒸発燃料量ｆｖは、
吸気行程時のシリンダ２ａ内への流人によって、吸気サ
イクル毎にその一部γ３が減少する他、燃料噴射量ｑの
一部γ６が蒸発することによって増加し、更に上記付着
燃料の燃料蒸発によって増加する。このため吸気通路４
内の蒸発燃料量ｆｖは次式（１４）に示す如く記述でき
る。

ｆ　ｖ（ｋ＋１）”（ｉ　ｙ３）−ｆ　ｖ（ｋ）＋　７
ｅ”ｑ　（ｋ）＋　ｒ　５・Ｖ　ｆ（ｋ）／　ω（ｋ）
　　−（１，４）次に内燃機関２のシリンダ２ａ内に吸
入された燃料量ｆｃ（ｋ）は、内燃機関２に供給された
燃料温合気の燃空比入（ｋ）とシリンダ２ａ内に流人し
た新気ｍ　ｍ　ｃ　（ｋ　）とから、次式（１５）のよ
うに記述できる。

ｆ　ｃ（ｋ）＝　ｍｃ（ｋ）・入（ｋ）　　　　−（１
５）したがって上記各式の係数γ１〜γ６をシステム同
定の手法により決定すれは、次式（Ｉ６）及び（Ｉ７）
に示す如く、内燃機関２の１サイクルをサンプリング周
期として離散系で表現された、吸気通路４の内壁面への
付着燃料量と蒸発燃料量とを状態変数とする状態方程式
（１６）及び出力方程式（１７）を得ることができ、こ
れによって内燃機間での燃料挙動を表す物理モデルが定
まる。

＋　（１−γ４−γ６）ｑ（ｋ）・・・（１７）次に上
記（１６）及び（１７）式で記述された物理モデルは非
線形であるので、上記物理モデルを線形近似する。

まず上式（１６）　、　（１７）式において、ｙ　（ｋ
）　＝　ｍｃ（ｋ）λ（ｋ）　−（１−ｒ４−ｒ６　）
　ｑ（ｋ）・・・（１８） ｘ（ｋ）＝　　［ｆ　ｗ（ｋ）　　　ｆ　ｖ（ｋ）コ　
’　　　　　　　　　　−（１９）■＝［γ２　γ３］
　　・・・（２３）とすると、（１６）、（１７）式は ｘ（ｋ＋１）＝　（■）・ｘ　（ｋ）　＋　Ｆ　・ｑ　
（ｋ）＋■・Ｖ　ｆ（ｋ）／ω（ｋ）・・・（２４）ｙ
（ｋ）＝■・ｘ（ｋ）　　　　　　　　　　　・・・（
２５）で表すことができる。

上式（２４）において右辺に外乱Ｗ（ｋ）が加わるもの
とし、このときの変数を添え字ａで表すと、上式（２４
）及び（２５）は次式（２４）’、（２５）’に示す如
くなる。

ｘａ（ｋ＋１）＝＠　◆ｘａ（ｋ）＋ｆ　争ｑ　ａ（ｋ
）＋ＩＩＬＶｆ（ｋ）／　ｃ、＋（ｋ）＋Ｅ　◆Ｗ（ｋ
）　　−（２４）’ｙａ（ｋ）＝■・ｘ　ａ（ｋ）　　
　　　　　　　　　−（２５）’またｙ（ｋ）　＝ｙ　
ｒ　（目標１直）であるとすると、上式（２４）及び（
２５）は次式（２４）”、（２５）”に示す如くなる。

ｘ　　ｒ　　＝＠令ｘ　　ｒ　　＋Ｆ　◆ｑ　　ｒ十■
・Ｖ　ｆ（ｋ）／ω（ｋ）・・・（２４）”ｙｒ＝■舎
Ｘ「　　　　　　　　　　　・・・（２５）″上式（２
４）’　、（２５）”及び（２４）’　、（２５）″よ
り、ｘａ（ｋ＋１）−ｘｒ＝＠　（ｘａ（ｋ）−ｘｒ）
＋　Ｕ　（ｑ　ａ（ｋ）　−ｑ　ｒ　）　＋Ｅ　−Ｗ（
ｋ）　−（２６）ｙ　ａ（ｋ）−ｙ　ｒ　＝ｅ　（ｘａ
（ｋ）−ｘ　ｒ　）　−（２７）となり、（２６）式に
おいて外乱Ｗはステップ状に変化するモノとし、△Ｗ（
ｋ）＝Ｗ（ｋ）−Ｗ（ｋ−１）＝　０　テあるとすると
、（２６）及び（２７）式より、Δ　（ｘ　ａ　（ｋ＋
１）−ｘ　ｒ　）　　＝Φ△　（ｘａ（ｋ）−ｘｒ）＋
「Δ（ｑａ（ｋ）−ｑｒ）　　・・・（２６）’△（ｙ
　ａ（ｋ）　−ｙ　ｒ　） ＝０△（ｘａ（ｋ）−ｘｒ）−（２７）’となる。

したがって上式（２６）’及び（２７）　’より、線形
近似され、サーボ系に拡大された次式（２日）に示す如
き状態方程式が得られる。

吹に上式（２８）を次式（２９）のようにみなす。

δＸ　（Ｋ＋１） ＝Ｐａ・δＸ　（ｋ）　＋Ｇａ　・δｒｕ　ＣＫ）・（
２９”）すると、離散形２次形式評価関数は次式（３ｏ
）のように表現できる。

Ｊ＝Σ［δＸｆ（ｋ）　　・Ｑ・δＸ　（ｋ）＋δｕ　
Ｔ　（Ｋ）　　−１Ｒ−δｕ　　（Ｋ）　　コ　・　（
３０）ここで、重みパラメータメータ行列Ｑ、　　Ｒを
選択して、上記離散形２次形式評価関数、１を最小にす
る人力δｕ　（ｋ）は次式（３１）で与えられる。

δｕ（Ｋ）＝Ｆ−δＸ　（ｋ）　　−（３１）従って、
上式（２日）における最適フィードバックゲインＦは次
式（３２）のように定まる。

Ｆ＝−（Ｒ＋ＧａＴ＊ＩＭ　・Ｇａ）−’・Ｇａ丁＋Ｉ
Ｍ＊Ｐａ　　　−（３２）但し、■は次式（３３）に示
す離散形りカッチ方程式を満たす止定対称行列である。

ＩＭ＝Ｐａｒ−ＩＭ　・Ｐａ　十Ｑ−（ＰａＴ−ＩＭ　
・Ｇａ）・　（ＪＲ＋Ｇａ’−ＴＭ−Ｇａ）−’・　（
Ｇａ”＋ＩＭ・Ｐａ）　　　−（３３）これにより△（
ｑａ（ｋ）−ｑｒ）は、次式（３４）のように求まる。

△（ｑａ（ｋ）　−ｑ　ｒ）＝ （但し、Ｆ＝　　［ＰＩ　　Ｆ２］　’）次に上式（３
４）を積分すると、ｑａ（１＜）　　ｑｒは次式（３５
）の如くなる。

ｑａ（ｋ）−ｑｒ＝Ｆ１（ｘａ（ｋ）−ｘｒ）＋χＦ２
　（ｙ　ａ（ｊ）−ｙ　ｒ　）−Ｆ　１　（ｘ　ａ（０
）−ｘ　ｒ　）＋　（ｑ（０）−ｑ　ｒ）・・・（３５
）上記（２４）”、（２５）”式の状態（即ちｙ（ｋ）
＝ｙ　ｒ）で上式（３５）の制御を行なうと、 ｑ　ｒ＝Ｆ１ｘｒ−Ｆｌｘａ（０）＋ｙａ（０）−（３
６）となる。そこで（２４）“に上式（３６）を代入す
ると、ｘｒ＝　　［＠＋ＦＦ１コ　ｘｒ ＋Ｆ　（−Ｆｌｘａ（０）＋ｑａ（０））＋■・Ｖ　ｆ
（ｋ）／ω（ｋ）・・・（３７）となり、ｘ　ａ　（ｋ
＋１）二ｘ（ｋ）　（ｋ−＋ｃ−Ｏ）とすると、ｘｒ（
ｋ）＝［］］Ｉ−■−ｆＦ１コートＵ　（−Ｆｌｘａ（
０）＋ｑａ（０））＋　［Ｉ［−＠−ＦＦＩＩ　−’ ・■・Ｖ　ｆ（ｋ）／ω（ｋ）・・・（３８）ｙ　ｒ　
（ｋ）＝■［Ｍ−■−ｆＦ１］−’・Ｕ　（−Ｆｌｘａ
（０）＋ｑａ（０））＋■　［■　−◇−ＦＦＩコ　−
ト ■・Ｖｆ（ｋ）／ω（ｋ）・・・（３９）となる。従っ
て −Ｆ　ｌｘ　ａ　（０）＋　ｑ　ａ　（０）＝［■　［
■　−Φ−ＦＦＩコ　弓　＋Ｉ［＝］−’ｙｒ−［（Ｂ
）［Ｉ［−＠−ＦＦＩコ　−ＩＩＩコ　−１■・　［■
−［Ｆ］−］ｒ’Ｆ１コ　−ト■・Ｖ　ｆ（ｋ）／ω（
ｋ）　　・・・（４０）となり、上式（４０）において Ｆ３＝　　［（Ｂ）　　［］］Ｉ−＠−ＦＦＩコ暑・「
コ　−’−（４１）Ｆ４＝−［０［ＩＩ−（Ｉｆ）−Ｆ
ＦＩ］　−’　−１１＝］　−’■・［ＩＩ　−＠−ｆ
　Ｆｌ］　−’　　　　　　・・・（４２）とし、（３
５）式に代入すると、 ｑａ（ｋ）＝Ｆ１ｘａ（ｋ）＋ＥＦ２　（ｙａ（、＋）
−ｙ　ｒ）＋　Ｆ　３ｙｒ　＋　Ｆ　４Ｖ　ｆ（ｋ）／
　（、Ｊ　（ｋ）−（４３）となる。

従ってこの式（４３）に前述の（１９）及び（２ｏ）式
を代入すると、 ｑ（ｋ）＝（Ｆ　ａ−ｆ　ｗ（ｋ）＋Ｆ　ｂ−ｆｖ（ｋ
）＋ＥＦ　ｃ・ｍｃ（Ｊ）・（入（ｊ）−入ｒ）　＋　
Ｆ　ｄ−ｍｃ（ｋ）λｒ＋Ｆｅ・Ｖ　ｆ（ｋ）／ω（ｋ
））　／（１＋Ｆ’ｄ　　（１−γ４−γ６））＝　ｆ
　１・ｆ　ｗ（ｋ）＋　ｆ　２・ｆ　ｖ（ｋ）＋、：ｉ
：　ｆ　３・ｍｃ（ｊ）・（入（ｊ）−人ｒ）＋ｆ４・
ｍｃ（ｋ）λ「＋ｆ５◆Ｖ　ｆ（ｋ）／ω（ｋ）　　・
・・（４４）となり、第３図の制御系が設計できる。

尚上式（４４）において、吸気通路４の内壁面からの燃
料の蒸発量Ｖｆは、吸気通路４内での燃料の飽和蒸気圧
Ｐｓと吸気通路４内部の圧力（吸気圧力）Ｐとの関数と
して求めることができ、また飽和状気圧Ｐｓはセンサに
より直接検出することは難しいが、飽和蒸気圧Ｐｓは吸
気通路４の内壁面への付着燃料温度′ｒの関数であり、
付着燃料温度Ｔは内燃機関２の冷却水温Ｔｗ或は吸気ボ
ート付近のシリンダヘッド温度によって代表させること
ができるので、本実施例では、水温センサ２８により検
出された冷却水温Ｔｗ　　（’Ｋ）をパラメータとする
次式 ％式％（４５） ：） しこより飽和蒸気圧ＰＳを求め、更にその値と吸気圧力
Ｐとをパラメータとするマツプから蒸発量Ｖｆを求める
ようにされている（第３演算部Ｐ９）。

またこのように蒸発量Ｖｆを算出する場合、吸気圧力Ｐ
を知る必要があるが、本実施例では吸気圧力Ｐを検出す
るための吸気圧センサが備えられていないので、吸気圧
力Ｐを直接検出することができない。しかし吸気圧力Ｐ
は、前述の（９）式又は（１０）に示す如く、吸気量ｍ
ｃの関数として記述できる。そこで本実施例では、前述
の（９）式　（又は（１０）式）におけるＡ・υ及びＢ
◆υの値を夫々定＠Ａｌ及びＢ１として周知の同定法に
より決定し、第２演算部Ｐ８に於いて、第１演算部Ｐ１
で求めた吸気量ｍｃに基づき次式（４６）を用いて吸気
圧力Ｐを算出するように構成されている。

Ｐ　＝　（ｍｃ　−Ｂ　１）　／　Ａｌ　　　　　　・
−（４Ｇ）また次に上式（４４）における吸気通路４の
内壁面への付着燃料量ｆ−及び吸気通路４内での蒸発燃
料量ｆνはセンサ等によって直接測定できないため、本
実施例では、上記（１６）及び（１７）式の物理モデル
に基づき設計されたオブザーバＰ１２を用いて推定する
よう構成されている。

即ち（２４）式において、 Δｕ（ｋ）”　Ｔ’　・ｑ　（ｋ）＋　Ｉｆ”ＩＩ　争
Ｖ　ｆ（ｋ）／　ｕ　（ｋ）とおくと、（１６）式は次
式（４７）の如く記述でき、ｘ（ｋ＋１）＝Φ・ｘ　（
ｋ）＋Δｕ１（ｋ）　　　　　・・−（４８）この（４
８）式と上述の（２５）式で表現される物理モデルのオ
ブザーバの一般系は、次式（４９）のように定まるので
、 ｘ（ｋ＋１）＝人・ｘ（ｋ）＋　ＩＤ−ｙ　（ｋ）＋　
ｆｆ・ｕ（ｋ）＝（／１９）本実施例では、これに基づ
き次式（５０）に示す如くオブザーバＰ１２を設計し、
これにより付着燃料量ｆｖ及び蒸発燃料量ｆνを推定す
るよう構成されている。

次に電子制御回路４０で実行される燃料ｒｉｆＡ躬制御
を第４図及び第５図に示すフローチャートに沿って説明
する。

まず第４図は内燃機関２の運転開始と共に起動され、内
燃機関２の運転中常時繰り返し実行される燃料噴射制御
処理を表わすフローチャートである。

図に示す如くこの処理が開始されると、ますステップ１
００を実行し、付着燃料量ｆｗｏ、蒸発燃料量ｆｖｏ、
実燃料供給量λｍと目標燃料供給型入「ｍとの偏差の積
分値Ｓ出入、及びカウンタＣの値としてＯを初期設定す
ると共に、燃料噴引量ｑ。

吸気量ｍｃとして予め設定された適当な初期値ｑｓ。

ｍｃｓを設定する初期化の処理を実行し、ステップ１１
０に移行する。

ステップ１１０では、クランク角センサ２６からの検出
信号に基づき現在燃料噴射制御の開始タイミングである
か否かを判断し、燃料噴射制御の開始タイミングになる
と、次ステツプ１２０に移行して、上記各センサからの
出力信号に基づき、燃空比λ、吸気流量Ｑ９回転速度ω
、及び冷却水温Ｔｗを検出する。

次にステ・ンプ１３０では、上記ステップ１２０で求め
た吸気流量Ｑと回転速度のとに基づき前述の（１）式を
用いて次の吸気行程時の吸気量ｍｃを算出する第１演算
部Ｐ１としての処理を実行する。

ここで前述の（１）式は、吸気流量Ｑと回転速度のと前
回推定した吸気量ｍｃとから次の吸気行程時の吸気量ｍ
ｃを推定するための演算式であるが、この演算式（１）
を用いて算出される吸気量ｍｃは、ステップ１２０で検
出された吸気流１ｉ−Ｑ及び回転速度ωに対応した１ス
トローク後の値となるので、後述の処理で実際に燃料噴
射が実行される時点での吸気量とは対応しなくなること
が考えられる。

つまり燃料噴射量ｑを算出して実際に燃料噴射を実行す
るには、燃料噴射量の演算時間と燃料噴射弁の開弁時間
を考慮すると、２〜３ストローク。

即ち内燃機関２が３６０℃八〜５へ０℃八回転するのに
要する時間が必要となるので、その間に内燃機関の運転
条件が変化すると、燃料噴射量ｑが上記（１）式を用い
て算出した吸気量ｍｃと対応しなくなることがある。そ
こで本実施例では、ステップ１３０での吸気量算出処理
を、第５図に示す如く実行するように構成されている。

即ち吸気量算出処理では、まずステップ１３１で上記（
１）式を用いて吸気量ｍｅを算出し、続くステップ１３
２でカウンタＣの値をインクリメントした後、ステップ
１３３でカウンタＣの１直が３以上となったか否かを判
断し、カウンタＣの値が３以上でなければ再゛度ステッ
プ１３１に移行する、といった手順で吸気量ｍｃの算出
動作を３回行ない、これによって内燃機関２が５４０℃
八回転した後の吸気量ｍｃを推定するように構成されて
いるのである。尚ステップ１３３でカウンタＣの（直が
３以上であると判断されると、ステップ１３４で次回の
処理のためにカウンタＣの値をクリアして吸気量算出処
理を終了する。

このようにステップ１３０で吸気量ｍｃが算出されると
、続くステップ１４０に移行して、今度は前述の（４６
）式を用いて吸気ｔｍｃから吸気圧力Ｐを推定する第２
演算部Ｐ８としての処理を実行する。そしてこのステ・
ツブ１４０で吸気圧力Ｐが算出されると、続くステップ
１５０に移行し、その算出された吸気圧力Ｐと内燃機関
２の回転速度ωとに基づき、内燃機関２の負荷に応じた
目標燃空比入「を算出する。尚このステップ１５０では
、通常、燃料混合気の空気過剰率が１（即ち理論空燃比
）となるように目標燃空比入「が設定され、内燃機間２
の高貨物運転時等には燃料を通常より増量して内燃機関
の出力を上げるために目標燃空比入ｒがリッチ側に設定
され、内燃機関２の軽貨物運転時等には、燃料を通常よ
り減量して燃費を向上するために目標燃空比入「がリー
ン側に設定される。

ステップ１５０で目標燃空比λ「が設定されると、今度
はステップ１６０に移行し、ステップ１４０で求めた吸
気圧力Ｐとステ・ンプ１２０で求めた冷却水温Ｔｗとに
基づき、吸気通路２ａ壁面への付着燃料の蒸発量Ｖｆを
求め、その値を内燃機関２の回転速度ωで除算し、前回
の吸気行程から次の吸気行程塩の間に吸気通路４壁面か
ら蒸発する燃料量、即ち燃料蒸発量Ｖｆｗ（＝Ｖｆ／ω
）を算出する、第３演算部Ｐ９及び除算部ＰＩＯとして
の処理を実行する。

そして続くステップ１７０では、ステップ１２０で検出
した燃空比λとステップ１３０で求めた吸気量ｍｃとを
乗算して、前回の吸気行程時にシリンダ２ａ内に流人し
た実燃料供給量ｍｃλを算出する第２乗算部Ｐ３として
の処理を実行し、ステップ１８０に移行する。

ステップ１８０は、ステップ１７０で求めた実燃料供給
量ｍｃλと、前回の燃料噴射量ｑと、上記ステップ１６
０で求めた吸気通路壁面からの燃料蒸発量Ｖｆｗと、前
回求めた付着燃料量ｆｗｏ及び蒸発燃料量ｆｖｏとに基
づき前述の演算式（４９）を用いて付着燃料量？讐及び
蒸発燃料量７シを推定する、オブザーバＰ１２としての
処理を実行する。

そして続くステップ１９０では、ステップ１５０で設定
した目標燃空比入「とステップ１３０で求めた吸気量ｍ
ｃとを乗算して、シリンダ２ａ内に流人する目標燃料供
給量ｍｃλｒを算出する第１乗算部Ｐ２としての処理を
実行し、ステップ２゜Ｏに移行する。

ステップ２００では、前回求めた実燃料供給量ｍｃ入　
と目標燃料供給量ｍｃλｒとの偏差の積分値Ｓｍ入と、
ステ・ツブ１８０で求めた付着燃料量？−及び蒸発燃料
量？Ｖと、ステップ１９０で求めた目標燃料供給量ｍｃ
λ「と、ステ・ツブ１６０で求めた燃料蒸発量Ｖｆｗと
から、前述の（４４）式を用いて燃料量Ｉｒｆｉｑを算
出し、続くステップ２１０に移行して、その算出した燃
料噴射量ｑに応じた時間燃料噴射弁４２を開弁して実際
に燃料噴射を行なう。

上記ステップ２１０で燃料噴射が実行され、内燃機関２
への燃料供給が一旦終了すると、次にステップ２２０に
移行し、ステップ１７０で求めた実燃料供給量ｍｃ入　
とステップ１８０で求めた目標燃料供給量ｍｃλｒとの
偏差を、前回求めた積分ｔｉ　Ｓ　ｍ入に加算して積分
値Ｓｍ入を更新する逐次加算部Ｐ５としての処理を実行
し、ステップ２３０に移行する。そしてステップ２３０
では、次回の処理で付着燃料量？−及び蒸発燃料量？Ｖ
を推定するために用いる付着燃料量及び蒸発燃料量の基
準値ｆｗｏ、ｆｖｏとして、今回ステップ１８０て求め
た付着燃料量”ｆｗ及び蒸発燃料量？Ｖを設定し、再度
ステップ１１０に移行する。

以上説明したように本実施例では、エアフロメータ６で
検出された吸気流量Ｑと内燃機関の回転速度のとから、
吸入空気の質量保存則を記述した物理モデルに基づき設
定された吸気量の挙動を表わす前述の（１）式を用いて
シリンダ２ａ内に流入する吸気量ｍｃを推定するように
構成されている。

このため吸気量ｍｃを内燃機関２の運転状態に応じて當
に精度よく推定することができ、内燃機関２の過渡運転
時にも燃料噴射制御を精度よく実行することが可能とな
る。

また本実施例では、吸気量ｍｃを推定する際、制御量（
即ち燃料噴射量ｑ）の演算時間及び噴射弁４２の開弁時
間による制御の応答遅れを考慮して、３ストローク後の
１面を推定するように構成されているため、より制御精
度を向上できる。

また更に本実施例では、制御則が内燃機関における燃料
の挙動を記述した物理モデルに基づき設定され、燃料噴
射弁からの噴射燃料が吸気通路壁面への付着燃料及び吸
気通路内部での蒸発燃料として吸気通路内に残留し、し
かもその残留した燃料の一部が吸気行程時にシリンダ内
に流入することを考慮して燃料噴射量が決定されること
から、これによっても燃料噴射制御の制’ｒＷ）精度を
向上できる。

ここで上記実施例では、内燃機関における燃料の挙動を
記述した物理モデルに基づき設定された制御則により燃
料噴射制御を行なう、所謂現代制御理論が適用された燃
料噴射制御装置に本発明を適用した実施例について説明
したが、内燃機関の回転速度のと吸気流量Ｑとから基本
燃料噴射量を求め、基本燃料噴射量を他の運転状態に応
じて補正することにより燃料噴射量を決定するように構
成された従来より周知の所謂ＰＩＤ制ｉ制御よる燃料噴
射制御装置に本発明を適用することもできる。

つまり内燃機関の回転速度ωと吸気流量Ｑとに基づき前
述の（１）式を用いて吸気量ｍｃを推定し、その推定推
定された吸気量ｍｃに基づき基本燃料噴射量を求め、そ
の値を冷却水温等に応じて補正するように構成すれば、
従来のＰＩＤ制ｉ制御よる燃料噴射制御装置に本発明を
適用することができるのである。尚この場合、吸気量ｍ
ｃを内燃機関の運転状態に応じて精度よく推定できるの
で、従来の装置に比べ燃料噴射制御の制御精度を向上で
きる。

また次に上記実施例では、燃料噴射制御装置に本発明を
適用した場合について説明したが、本発明は内燃機関の
点火時期を制御する点火時間制御装置に適用することも
できる。そこで以下に本発明を点火時期制御装置に適用
した場合について説明する。

尚点火時期制御を行なう場合、制御対象が第２図に於け
るイグナイタ３０の高電圧発生タイミングとなるだけで
、制御装置には上記実施例の電子制御装置４０と同様の
構成のものが使用できるので、制御装置全体の詳しい説
明は省略し、点火時期制御を行なうための制御量算出処
理（即ち点火時期算出処理）について説明する。

第６図は点火時間算出処理の一例を表わすフローチャー
トである。

この処理は内燃機関の始動後繰り返し実行されるもので
、処理が開始されると、まずステップ３００を実行して
、吸気ｍｍｃとして予め設定された適当な初期値ｍｃｓ
を設定する初期化の処理を実行し、ステップ３１０に移
行する。

ステップ３１０では、エアフロメータ、回転速度センサ
、及び水温センサを用いて、内燃機関の各種運転状態、
即ち吸気流量Ｑ１回転速度の、及び冷却水温Ｔｗを検出
し、次ステツプ３２０に移行して、前述のステップ１３
１と同様に、吸気流量Ｑと回転速度ωとに基づき（１）
式を用いて吸気量ｍｃを算出する。

そして続くステップ３３０では、その算出された吸気量
ｍｃと回転速度のとをパラメータとするマツプから内燃
機関の基本点火時期θＯを算出し、続くステ・ンプ３４
０に移行して、その算出された基本点火時期θ０を冷却
水温Ｔｗに基づき補正し、内燃機関の点火時期θを決定
する。

このように点火時期が算出される内燃機関の点火時間制
御装置によれは、基本点火時期を内燃機関のシリンダ内
に流人する吸気量ｍｃに対応した値に制御することがで
き、内燃機関の運転状態に応じて最適な出力トルクが得
られるように点火時間制御を行なうことができる。

尚上記点火時期算出処理では、上記（１）式を用いた吸
気量ｍｃの算出動作を１回だけ行なうようにされている
が、これは点火時期制御はイグナイタの高電圧発生タイ
ミングを制御するためのもので燃料噴射制御のように制
御に時間を要しないためである。

［発明の効果］ 以上説明したように本発明の内燃機関の吸入空気量推定
装置によれは、内燃機関のシリンダ内に流人する吸入空
気量ｍｃが、内燃機関の回転速度ωと吸気流量Ｑとから
、内燃機関の吸入空気の質層保存則を記述した物理モデ
ルに基づき設定された前述の（１）式を用いて算出され
ることから、内燃機関の運転状帖に応じて吸入空気量ｍ
ｃを常に精度よく推定することができ、内燃機関過渡運
転時に実行される燃料噴射制御や点火時間制御の制御精
度を向上できる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の構成を表すプロ・ンク図、第２図は実
施例の内燃機関及びその周辺装置を表す概略構成図、第
３図は燃料噴射制御のための制御系を表わすブロックダ
イヤグラム、第４図は燃料噴射制御処理を表わすフロー
チャート、第６図は本発明を点火時期制御に適用した場
合の点火時間算出処理を表わすフローチャート、である
。 Ｍｌ、２・・・内燃機関　　Ｍ２，４・・・吸気通路Ｍ
３・・・吸気流量検出手段（６・・・エアフロメータ）
Ｍ４・・・回転速度検出手段（２４・・・回転速度セン
サ）Ｍ５・・・吸気量推定手段　（４０・・・電子制御
回路）代理人　　弁理士　　定立　勉（ほか２名）第５
図 第６図 手続補正書 昭和６３年９月ξ日 昭和６３年特許願第１２５２９２号 ２　発明の名称 内燃機間の吸入空気量推定Ｈ置 ３　補正をする者 事件との関係　　　特許出願人 住　所　　愛知県豊田布トヨタ町１番地名　称　（３２
０））ヨタ自動車株式会社代表者　松本　清 ４代理人 住　所〒４６０名古屋市中区錦二丁目９番２７号５　補
正命令の日付 昭和６３年８月３０日（発送臼） ７　補正の内容 明細書の第３９頁第１８行に、「・・・を衷すフローチ
ャート、第６図は・・・」とあるを、「・・・を衷すフ
ローチャート、第５図は第４図のステップ１３０て実行
される吸気量算出処理を表すフローチャート、第６図は
・・・」と補正する。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 内燃機関の吸気通路に設けられ、内燃機関に吸入される
   空気の流量Ｑを検出する吸気流量検出手段と、 内燃機関の回転速度ωを検出する回転速度検出手段と、 上記各検出手段の検出結果Ｑ及びωに基づき、内燃機関
   に於ける吸入空気の質量保存則を記述した物理モデルに
   基づき設定された次式（１）ｍｃ（ｋ＋１）＝α・Ｑ／
   ω＋β・ｍｃ（ｋ）…（１）（但し、α、β：定数、ｍ
   ｃ（ｋ）：前回の推定値）を用いて、内燃機関のシリン
   ダ内に流入する吸入空気量ｍｃ（ｋ＋１）を推定する推
   定手段と、を備えたことを特徴とする内燃機関の吸入空
   気量推定装置。