JPH02157452A - 多気筒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】 ［産業上の利用分野コ 本発明は、エアフロメータを用いて検出された吸気流量
に基づき気筒内に流人する吸気量を推定し、該推定結果
に応じて燃料噴射量を制御する多気筒内燃機関の燃料噴
射量制御装置に関する。

［従来の技術］ 従来より、内燃機関の燃料噴！１景制御装置の一つとし
て、エアフロメータを用いて内燃機関吸気系での吸気流
量ＧＮを検出し、この検出結果ＧＮと内燃機関の回転速
度ＮＥとに基づき燃料噴射量を制御する装置が知られて
いる。この種の制御装置は、吸気行程時に気筒内に流人
する吸気量ＧＡが、エアフロメータで検出された吸気流
量ＧＮと回転速度ＮＥとにより、 Ｇ　Ａ　＝　Ｋ◆ＧＮ／ＮＥ　　（但し、Ｋ：定数）と
記述できることに着目してなされたもので、吸気流量Ｇ
Ｎと回転速度ＮＥとに基づき燃料噴射量を決定すること
で、気筒内に流人する燃料混合気の空燃比を所望の値に
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燃料噴射量制御を行なった場合、
内燃機関が定電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、内燃機関の運転条例が変化
する過渡運転時には、空燃比を内燃機関の運転状態に応
じて良好に制御部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ＧＮと、実際に気筒内に流人する吸気量ＧＡ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、気筒内へ
の吸気量がＧＮ／ＮＥで推定される埴より少なくなると
か、逆に内燃機関の減速開始時には、サージタンク内の
空気が内燃機関の気筒内に入り、エアフロメータで検出
された以上の空気が気筒内に入るといったことがあり、
従来の装置では、例えは第６図に点線で示す如く、時点
ｔ１で内燃機関が加速されるとその後しばらくの間空燃
比が目標空燃比よりリッチ側に大きくずれ、逆に時点ｔ
２で内燃機関が減速されると、その後しばらくの間空燃
比が目標空燃比よりリーン側に大きくずれてしまうので
ある。

そこで本願出願人は、特願昭６３−１２５２９２号によ
り、エアフロメータで検出された吸気流量から内燃機関
の気筒内に実際に吸入される吸気量ＧＡを推定する吸気
量推定装置を提案した。この提案の推定装置は、内燃機
関に於ける吸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）を用い、 ＧＡ（ｋ＋１）”α・ＧＮ／ＮＥ＋β・ＧＡ（ｋ）・・
・（１）（但し、α、β：定数、Ｇ　Ａ（ｋ）　：前回
の推定値）所謂現代制御理論に則って吸気量ＧＡを推定
するものであるため、気筒内に実際に流人する吸気量Ｇ
Ａを精度よく推定することができ、この推定結果を用い
て燃料噴射量を決定すれば、空燃比の制御精度を向上で
きる。

ところでこの提案の吸気量推定装置では、吸気量ＧＡを
推定するための上記（１）式が、内燃機関の吸気サイク
ルをサンプリング周期として設定されるため、吸気量Ｇ
Ａの推定は内燃機関の吸気サイクルに同期して行なう必
要があり、例えば４気筒４サイクル内燃機関では内燃機
関の２回転に４回、６気筒４サイクル内燃機関では内燃
機関２回転に６回というように、多気筒内燃機関では内
燃機関の１回転当りに複数回吸気量ＧＡの推定を行なう
必要がある。

このためこの吸気量推定装置を多気筒内燃機関の燃料噴
射量制御装置に適用して、燃料噴射量算出用の吸気量Ｇ
Ａを推定するには、燃料噴射量を算出するための演算時
間及び燃料噴射弁の開弁時間を考慮して、内燃機関の吸
気サイクル毎に上記（１）式を用いた吸気量の推定を複
数回演算を行ない、吸気流量の検出時点から所定の吸気
サイクル先（例えば内燃機関の３ストローク先）の吸気
量ＧＡを推定しなければならい。

従って上記吸気量推定装置を燃料噴射量制御にそのまま
適用しただけでは、吸気量ＧＡの推定後の運転変動に伴
い生ずる吸気量変動に対しては同等対処することはでき
ず、従来の装置よりは空燃比の制御精度を向上できるも
のの、内燃機関の過渡運転時に空燃比が目標空燃比から
ずれてしまうといったことがあった。

そこで本発明は、上記演算式（１）を用いて内燃機関の
吸気量を推定し、その推定結果に基づき内燃機関の燃料
噴射量を制御する装置において、内燃機関の過渡運転時
にも、空燃比を精度よく制御できるようにすることを目
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Ｍ１の吸気通路Ｍ２を流れる吸気の流量を検出
する吸気流量検出手段Ｍ３と、内燃機関Ｍ１の回転速度
を検出する回転速度検出手段Ｍ４と、 上記各検出手段Ｍ３．Ｍ４の検出結果に基づき、内燃機
関Ｍ１の吸気サイクルに同期した周期で、内燃機関Ｍ１
に於ける吸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、ＧＡ（１０：前回の推定値ＧＮ
：吸気流量、ＮＥ：内燃機関の回転速度）を用いて、所
定の吸気サイクル先に吸気行程となる気筒内への吸気量
を推定する吸気量推定手段Ｍ５と、 該推定された吸気量に基づき、該吸気量と対応する気筒
に対する燃料の同期噴射量を算出する同期噴射量算出手
段Ｍ６と、 上記吸気量推定手段Ｍ５が吸気量を推定した後、該吸気
量に対応する気筒が実際に吸気行程に入るまでの間、内
燃機関Ｍ１の吸気サイクルに同期した周期で、上記演算
式（１）を用いて、該気筒内への吸気量を再推定する吸
気全頁推定手段Ｍ７と、該吸気全頁推定手段Ｍ７の推定
結果が上記吸気量推定手段Ｍ５の推定結果より大きいと
きに、該推定結果に対応する気筒に対して、各推定結果
の偏差に応じた燃料の非開開噴射量を算出する非同期噴
射量算出手段Ｍ８と、 内燃機関Ｍ１の各気筒毎に、上記同期噴射量算出手段Ｍ
６の算出結果に応じて燃料の同期噴射を行なうと共に、
上記非同期噴射量算出手段Ｍ８で非開開噴射量が算出さ
れた場合には、該非開開噴射量に応じて燃料の非開開噴
射を行なう燃料噴射制御手段Ｍ９と、 を備えたことを特徴とする多気筒内燃機関の燃料噴射量
制御装置を要旨としている。

［作用コ 以上のように構成された本発明の多気筒内燃機関の燃料
噴射量制御装置では、吸気流量検出手段Ｍ３が、吸気通
路Ｍ２を通って内燃機関Ｍ１に吸入される空気の流量を
検出し、回転速度検出手段Ｍ４が、内燃機関Ｍ１の回転
速度を検出する。すると吸気量推定手段Ｍ５がその検出
結果に基づき上記（１）式を用いて、所定の吸気サイク
ル先に吸気行程となる気筒内に流人する吸気量を推定し
、同期噴射量算出手段Ｍ６が、その推定された吸気量に
基づき対応する気筒に対する同期噴射量を算出する。

また吸気量推定手段Ｍ５が、所定の吸気サイクル先に吸
気行程となる気筒内に流人する吸気量を推定すると、吸
気全頁推定手段Ｍ７が動作し、吸気量推定手段Ｍ５が吸
気量を推定した気筒が実際に吸気行程に入るまでの間、
その気筒に流人する吸気量を再推定する。すると非同期
噴射量算出手段Ｍ８が、この再推定結果と吸気量推定手
段Ｍ５による推定結果とを比較し、再推定結果が吸気量
推定手段Ｍ５による推定結果より大きければ、その偏差
に応じた燃料の非同聞噴射量を算出する。

このため燃料噴射制御手段Ｍ９は、吸気全頁推定手段Ｍ
’？で再推定された吸気量が吸気量推定手段Ｍ５で推定
された吸気亀以下であれば、同期噴射量算出手段Ｍ６の
算出結果に基づく同期噴射のみを実行し、そうでなけれ
は、非同期噴射量算出手段Ｍ８の算出結果に基づく非開
開噴射を併せて実行することとなる。

つまり本発明では、吸気量推定手段Ｍ５が吸気量を推定
した後、内燃機関の運転状態が変動してその推定値が実
際の吸気量より小さくなった場合にも、燃料噴射量を実
際の吸気量に応じて制御できるようにするために、吸気
量推定手段Ｍ５の吸気量推定後、その気筒が実際に吸気
行程に入るまでの開眼気量を推定し直し、この再推定傾
が同期噴射量の算出に用いた吸気量より大きくなると、
その偏差に応じて非開開噴剥量を算出して、燃料の非四
朋噴射を実行するようにされている。

［実施例］ 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４気筒４サイクルの内
燃機関と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ｌＧＮを検出す
るためのエアフロメータ６、内燃機関２の各気筒＃１〜
＃４に流人する吸気量（以下、単に吸気量という。）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１
６には、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６の他２．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ＮＥ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の回転から内燃機関２の吸気サイクルを検
出するためのクランク角センサ２６、及び冷却水温Ｔ）
ＩＷ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各気筒＃１〜＃４の点火プ
ラグ３２−１〜３２−４に順次印加するためのものであ
る。また本実施例では、内燃機関２が４気筒４サイクル
エンジンであり、吸気サイクルは内燃機関２の１８０℃
Ａ旬となるため、クランク角センサ２６からは、内燃機
関２が１８０℃八回転して各気筒が吸気行程に入る度に
検出信号が出力される。またこのクランク角センサ２６
は、内燃機関２が７２０℃八回転して特定の気筒が吸気
行程に入る度に、その旨を表す識別信号を出力するよう
にされている。

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、各気筒＃１
〜＃４の吸気分岐管４１−１〜４１−４に夫々設けられ
た燃料噴射弁４２−１〜４２−４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
制御プログラムや籾量データが予め記録されたＲＯＭ５
２、同じ＜ＣＰＵ５０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Ｒ　ＡＭ　５４、
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５日、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５８、等
から構成され、内燃機関２の各気筒＃１〜＃４に流人す
る燃料混合気の空燃比が予め設定された目標空燃比にな
るように燃料噴射弁４２−１〜４２−４からの燃料噴射
量を制御する。

このように構成された電子制御回路４０では、各気筒＃
１〜＃４毎に、第３図に示す如き制御則に従って燃料噴
射制御が行なわれる。以下この制御則について簡単に説
明し、その後この制御則の設計手順等について説明する
。尚、第３図は各気筒毎の燃料噴射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
４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。またこの図は本発明における周間
噴射量を算出するための制御則を表しており、非開開噴
射量の算出については、第４図のフローチャートに沿っ
て後で詳しく説明する。

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ＧＮと回転速度センサ２４により検出され
た回転速度ＮＥとに基づき、前述の（１）式を用いて気
筒内に流人する吸気ｉ１Ｇ八が算出される。

この第１演算部Ｐ１で算出された吸気量ＧＡは第１乗算
部Ｐ２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ｒに乗算される。即ち、第１乗算部
Ｐ２ては、吸気量ＧＡと目標燃空比λｒとを乗算するこ
とで、内燃機関２の吸気行程時に気筒内に供給すべき燃
料量（以下、目標燃料供給量という。）ＧＡ・λ「を算
出するのである。そして第１乗算部Ｐ２で算出された目
標燃料供給量ＧＡ・λ１・は、係数ｆ３乗算部Ｐ３に出
力され、予め設定された係数ｆ３が乗算される。

次に第１演算部Ｐ１で算出された吸気量ＧＡは、第２演
算部Ｐ４にも出力される。第２演算部Ｐ４は、吸気量Ｇ
Ａに基づき吸気圧力ＰＭを算出するためのもので、その
算出結果は、水温センサ２８により検出された冷却水温
Ｔ）ＩＷと共に第３演算部Ｐ５に人力される。すると第
３演算部Ｐ５では、その人力された冷却水温ＴＨＷから
吸気分岐管４１内での飽和蒸気圧ＰＳを求め、その値と
吸気圧力ＰＭとから吸気分岐管４１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Ｐ６に人力され、回転速度センサ２４に
より検出された内燃機関２０回転速度ＮＥによって除算
されるｂまたその除算結果Ｖｆ　／ＮＥは係数ｆ４乗算
部Ｐ７に人力され、予め設定された係数ｆ４が乗算され
る。

次に上記除算部Ｐ６の除算結果Ｖｆ／ＮＥはオブザーバ
Ｐ８にも出力される。オブザーバＰ８は、除算部Ｐ６の
除算結果ＶｆＮ　（＝Ｖｆ　／ＮＥ）と、燃料噴射弁４
２からの燃料噴射量τと、前回推定した吸気分岐管４１
内壁面への付着燃料量？−及び吸気分岐管４１内での蒸
発燃料量？Ｖとから、付着燃料量ｆ−と蒸発燃料ｍｆｖ
とを推定するためのもので、その推定結果？−及び？Ｖ
には、係ｒＡｆ　１乗算部Ｐ９及び係数ｆ２　乗ｘ部ｐ
１０で、夫々係数ｆ１及びｆ２が乗算される。

そしてこれら乗算部Ｐ９及びＰｌｏによる乗算結果は、
他の係数乗算部Ｐ３及びＰ７での乗算結果と共に、加算
部ｐＨ〜Ｐ１３で加算され、これによって燃料噴射弁４
２からの燃料噴射量τが決定される。

即ち本実施例の制御系は、まず気筒内に流人する吸気量
ＧＡを算出し、その算出された吸気量ＧＡと気筒内に流
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
射弁４２からの燃料噴射量Ｔを決定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ＧＡ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、吸気の質量保
存則により次式（２）の如く記述できる。

Ｖ／Ｃ２−ｄＰＭ／ｄ　　ｔ＝ＧＮ−’］コｎｃ　　　
　　＝（２）（但し、■：吸気通路の容積、Ｃ；空気中
の音速、ＰＭ：吸気通路内圧力（吸気圧力）、ＧＮ：吸
気通路を流れる空気流量（吸気流量）、’ｌ’ｎｃ：気
筒内に流人する吸気の流量） 上記（２）式から、吸気圧力ＰＭの時間変化は次式（３
）の如く記述でき、 ｄＰＭ／ｄｔ＝（ＧＮ−Ｔｎｃ）・Ｃ２／Ｖ　　　−（
３’）この（３）式を離散化すると、次式（４）が得ら
れる。

Ｐ　Ｍ　（ｋ＋１）　−Ｐ　Ｍ（ｋ） ＝（ＧＮ−’ｌ’ｎｃ）Δｔ　◆Ｃ２／　Ｖ　　　　　
　・（４）また本実施例では、吸気管圧力ＰＭは各気筒
の吸気行程毎に変化するため、上記（４）式のサンプリ
ング周期としては内燃機関２の吸気サイクル（１８０°
ＣＡ）と対応させればよく、その時間は回転速度ＮＥを
用いて３０／ＮＥと記述できるので、上記（４）式は、 Ｐ　Ｍ（ｋ＋１）　−ＰＭ（ｋ） ＝（ＧＮ・３０／ＮＥ−’ｒｎｃ・３０／ＮＥ）◆Ｃ”
／Ｖ＝（ＧＮ◆３０／ＮＥ−ＧＡ（ｋ））◆Ｃ２／■・
・・（５）と記述できる。（但し、ＧＡ：吸気量）一方
内燃機関の体積効率ηを次式（６）の如く仮定すると、 η＝Ａ◆ＰＭ＋Ｂ　　　　　　　　　　　・・・（６）
（但し、Ａ、Ｂ：定数） 吸気量ＧＡは、次式（７）の如く記述できる。

ＧＡ＝η◆υ＝Ａ◆υφＰＭ＋Ｂ・υ　・・・（７）（
但し、υ：気筒容積） 従って上記（７）式から、上記（５）式に於ける吸気圧
力Ｐ　Ｍ（ｋ）、　　Ｐ　Ｍ（ｋ＋１）は夫々次式（８
）、　（９）の如く記述できるようになり、 ＰＭ（ｋ）＝（ＧＡ（ｋ）−Ｂ◆υ）／Ａ・υ　　・・
・（８）ＰＭ（ｋ＋１）＝（ＧＡ（ｋ＋１）−Ｂ・υ）
／Ａ・υ・・・（９）これら各式を（５）式に代入する
と次式（１０）が得られる。

ＧＡ（ｋ＋１）＝Ａ・υ壷３０◆ＯＮ◆Ｃ２／ＮＥ◆■
＋　Ｇ　Ａ（ｋ）・（１−八番υ・Ｃ２／Ｖ）・・・（
１０）この（１０）式は吸気量ＧＡ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（１０）
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、吸気サイク
ル（１８０°ＣＡ）をサンプリング周期として吸気量Ｇ
Ａ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、各気筒の吸気分岐管４１内
壁面への付着燃料量ｆｗと吸気分岐管４１内での蒸発燃
料量ｆｖ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。そこで次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」システふと制御、
Ｖｏｌ、２Ｂ、Ｎｏ、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１サイクル（即ち７２０”ＣＡ）当り
に各気筒内に流人する燃料の総量（総燃料量）Ｆｃは、
各燃料噴射弁４２からの噴射燃料の総量（総燃料噴射量
）Ｔａｕと、各吸気分岐管４１壁面への付着燃料の総量
（総付着燃料量）Ｆｗと、各吸気分岐管４１内での蒸発
燃料の総量（総蒸発燃料量）Ｆｖとを用いて次式（１１
）のように記述することができる。

Ｆｃ　　＝ｒ１４Ｔａｕ＋　　γ　２条Ｆｗ＋　　γ　
３・Ｆｖ　　　−＝（１１）即ち総燃料量Ｆｃは、各燃
料噴射弁４２からの噴射燃料の直接流人量γ１・Ｔａｕ
と、その噴射燃料が付着した吸気分岐管４１からの間接
流人量γ２・Ｆｗと、噴射燃料或は壁面付着燃料の蒸発
により吸気分岐管４１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
（１１）のように総燃料量ＦＣを記述することができる
のである。

上式（１１）において、総燃料噴射量Ｔａｕは各燃料噴
射弁４２の制御量の総和によって定まるので、吸気分岐
管４１での総付着燃料量Ｆ−及び総蒸発燃料量Ｆνを知
ることができれば総燃料量Ｆｃを予ｊ則することができ
る。

そこで次乙ここの総付着燃料量Ｆ−及び総蒸発燃料量Ｆ
νについて考える。

まず総付着燃料量Ｆｖは、各気筒の吸気行程毎に気筒内
へ流人することによってその一部γ２が減少する他、吸
気分岐管４１内部への蒸発によって減少し、燃料噴射弁
４２からの噴射燃料の一部γ４が付着することによって
増加する。また吸気分岐管４１壁面からの燃料の蒸発量
は、周囲の温度や圧力によって決定される一定時間当り
の燃料蒸発量（即ち燃料の蒸発速度）Ｖｆと回転速度Ｎ
Ｅとを用いてγ５・Ｖｆ／ＮＥ　として表すことができ
る。このため吸気分岐管４１壁面への総付着燃料量Ｆ−
は、内燃機関２の１サイクルをサンプリング周期として
、次式（１２）に示す如く記述できる。

Ｆｗ（ｎ＋１）＝（１−ｙ２）Ｆｗ（ｎ）＋　γ４・Ｔ
ａｕ（ｎ）−ｙ５−Ｖｆ（ｎ）／ＮＥ（ｎ）　　　　−
（１２）一方吸気分岐管４１内部での総蒸発燃料量Ｆｖ
は、吸気行程時の気筒内への流人によってその一部γ３
が減少する他、燃料噴射弁４２からの噴射燃料の一部γ
６が蒸発することによって増加し、更に上記付着燃料の
蒸発によって増加する。このため吸気分岐ｖ４１内の総
蒸発燃料量Ｆｖは、上記（１２）式と同様に、内燃機関
２の１サイクルをサンプリング周期として、次式（１３
）に示す如く記述できる。

Ｆｖ（ｎ＋１）＝＝（１−γ３）Ｆｖ（ｎ）＋　ｒ６＊
Ｔ　ａｕ（ｎ）＋　ｒ　５◆Ｖ　ｆ（ｎ）／　Ｎ　Ｅ　
（ｒ＋）　　・・（１３）次に気筒内に吸入された総燃
料量Ｆｃは、燃料混合気の燃空比入と各気筒内に流人し
た吸気の総量ＧＡＸとから、次式（１４）のように記述
できる。

Ｆ　ｃ（ｎ）−Ｇ　Ａ　Ｘ　（ｎ）”λ（ｎ）　　　　
　　　　・・（１４）このため上記（１２）〜（１４）
式を整理すれば、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、内燃機関２の全気筒
における燃料の挙動を記述するモデル基礎式が次式（１
５）及び（１６）の如く得られる。

す、また本実施例では内燃機関２が４気筒４サイクル型
であるため、上記演算式を１７４にすることで、内燃機
関２の１８０℃Ａをサンプリング周期として各気筒毎の
燃料挙動を記述する次式（１７）及び（１８）の如きモ
デル基礎式を作成するのである。

＋　（１−ｒ４−　ｒ６）　◆Ｔａｕ（ｎ）　−（１６
）そこで次に上記（１５）及び（１６）式に基づき、内
燃機関２の各気筒毎の燃料挙動を記述したモデル基礎式
を作成する。叩ち上記（１５）及、び（１６）式は内燃
機関２の全気筒における燃料の挙動を記述してお＋　（
１−８４−８６）τ（ｋ）　・・・（１８）そして上記
各式（１７）及び（１８）の係数８２〜δ６を周知のシ
ステム同定の手法により決定すれば、内燃機関２の吸気
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
、各気筒の吸気分岐管４１の内壁面への付着燃料量ｆｗ
と蒸発燃料量ｆｖとを状態変数とする状態方程式（１７
）及び出力方程式（１８）を得ることができ、これによ
って各気筒毎の燃料、挙動を表す物理モデルが定まる。

次に上記（１７）及び（１８）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
。

ます上式（１７）　、　（１８）式において、ｘ（ｋ）
＝　［ｆ　ｗ（ｋ）　　ｆ　ｖ（ｋ）］　”　　　　　
　”（１９）ｕｔ　（ｋ）　＝　　［Ｖ　ｆ（ｋ）／　
Ｎ　Ｅ　（ｋ）　コｙ（ｋ）＝　　［ＧＡ（ｋ）・入（
１（）コｕ（ｋ）＝　［τ（ｋ）］ ・・・（２３） ・・・（２４） ・・・（２５） △＝　［１−δ４−δ６　コ　　　　　　　　　　　　
　　　　　　・・・（２６）■＝〔δ２　δ３］　　　
　　　　　　　　・・・（２７）とおくと、（１７）、
（１Ｂ）式は ｘ（ｋ＋１）＝　＠φｘ（ｋ）＋　Ｆ　”ｕ（ｋ）＋　
Ｅ　−Ｗ（ｋ）・・・（２Ｂ） ｙ（ｋ）＝　■◆Ｘ（ｋ）＋△・Ｕ　（ｋ）　　　　　
　　　　　−（２９）と表すことができる。

ここで、ｙ（ｋ）　＝ｙ　ｒ　（目標値）で定常となる
とき、ｕ（））＝ｕ　ｒ、　ｘ（ｋ）＝ｘ　ｒとすると
、上式（２８）及び（２９）は次式（２８）’　　（２
９）’に示す如くなる。

ｘｒ＝（ｌｌｘｒ＋ｆ”ｕｒ＋Ｅ−Ｗ（ｋ）　　　＝（
２Ｂ）’ｙ　　ｒ　　＝ｅ令ｘ　ｒ　　＋Ａ条ｕ　　ｒ
　　　　　　　　　　　　　　・　（２９）’上式（２
Ｂ）、（２Ｂ）’及び（２９）、（２９）’より、ｘ（
ｋ＋１）　−ｘ　ｒ　：（１１）　（ｘ（１＜）　−ｘ
　ｒ　）＋Ｆ　（ｕ（ｋ）−ｕｒ）　　＝（３０）ｙ（
ｋ）−ｙ　ｒ＝０（ｘ（ｋ）−ｘｒ）＋Ａ（ｕ（ｋ）−
ｕｒ）　　＝（３１）次に、上式（３０）、（３１）に
おいて、Ｘ　（ｋ）＝　ｘ（ｋ）　−ｘ　ｒ　　　　　
　　　　　＝（３２）Ｕ　（ｋ）＝　ｕ（ｋ）　−ｕ　
ｒ　　　　　　　　　　＝（３３）Ｙ（ｋ）＝ｙ（ｋ）
−ｙｒ−Ａ（ｕ（ｋ）−ｕｒ）　　＝（３４）とおくと
（３０）、（３１）式は次式（３５）、（３６）の如く
なる。

Ｘ　（ｋ＋１）＝　ｏＸ　（ｋ）＋　ｆ　Ｕ　（ｋ）　
　　　　　・・・（３５）Ｙ（ｋ）＝■Ｘ　（ｋ）　　
　　　　　　　　　・・・（３６）この（３５）及び（
３６）において、Ｘ（ｋ）→０とすれば、Ｙ（ｋ）＝０
となり、　　ｕ　（ｋ）−＊　ｕ　ｒであれば、ｙ（ｋ
）→ｙｒとなる。従って上式（３５）の最適レギュレー
タを設計すれはよい。即ち、離数型リカ・ンチ方程式を
説くことで、最適制御は次式（３７）の如く求まる。

Ｕ　（ｋ）＝　Ｆ　Ｘ　（ｋ）　　　　　　　　　　　
　−（３７）またこの（３７）式は、上記（３２）及び
（３３）式より次式（３８）の如くなる。

ｕ　（ｋ）＝　Ｆ　ｅｘ（ｋ）　−Ｆ　ｅｘ　ｒ　＋　
ｕ　ｒ　　　　＝（３Ｂ）従って、上記（２８）’及び
（２９）’式において、がｘｒ、ｔｕｒについて解けれ
ば上式（３日）が確定し、ｕ　（ｋ）を求めることがで
きるようになる。

本実施例の場合、上式（３９）は前述の（１９）〜（２
７）式より、次式（４０）の如くなり、 ｘｒ、　ｕｒ　（即ちｆｗｒ、ｆｖｒ、ｒｒ）が夫々次
式（４１）〜（４３）の如く求まる。

ｆｖｒ＝　β１１−Ｖ　ｆ（ｋ）／　Ｎ　Ｅ　（ｋ）＋
β１２−（入ｒ　◆Ｇ　Ａ（ｋ）−（１−δ４−δ６）
ｕ（ｋ））・・・（４１） ｆｖｒ＝β２１−Ｖ　ｆ（ｋ）／　Ｎ　Ｅ　（ｋ）＋β
２２・（ｘｒ　◆Ｇ　Ａ（ｋ）−（１−δ４−δ６）ｕ
（ｋ））・・・（４２） ｒｒ＝β２１◆Ｖ　ｆ（ｋ）／　Ｎ　Ｅ　（ｋ）＋β２
３◆（λ　ｒ　舎Ｇ　Ａ（ｋ）−（１−８４−８６）ｕ
（ｋ））・・・（４３） （但し、β１１〜β２３は定数） 従って上記（３８）式より、ｆ１〜ｆ４を定数として、
ｕ（ｋ）＝ｆ　１◆ｆ　ｗ（ｋ）＋　ｆ　２◆ｆ　ｖ（
ｋ）＋　ｆ３−ＧＡ（ｋ）λｒ＋　ｆ　４◆Ｖ　ｆ（ｋ
）／　Ｎ　Ｅ　（ｋ）・・・（４４） となり、第３図の制御系が設計できる。

向上式（４４）において、燃料の蒸発量Ｖｆは、各吸気
分岐管４１での燃料の飽和蒸気圧Ｐｓと吸気分岐管内部
の圧力（吸気圧力）ＰＭ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、吸気分岐管４１の壁面付着燃料の温度Ｔ
の関数であり、付着燃料温度Ｔは内燃機関２の冷却水温
ＴＨＷ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。このため本実施例では、第
３演算部Ｐ５において、水温センサ２８により検出され
た冷却水温Ｔ）ＩＷ（°Ｋ）をパラメータとする次式 ％式％（４５） ：） により飽和蒸気圧ＰＳを求め、更にその値と吸気圧力Ｐ
Ｍ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。

またこのように蒸発量Ｖｆを算出する場合、吸気圧力Ｐ
Ｍを知る必要があるが、本実施例では吸気圧力ＰＭ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ＰＭを直接検出することができない。しかし吸気
圧力ＰＭは、前述の（８）式又は（９）に示す如く、吸
気量ＧＡの関数として記述できる。そこで本実施例では
前述の（８）式（又は（９）式）におけるＡ◆υ及びＢ
・υの値を夫々定数Ａ１及びＢ１として周知の同定法に
より決定し、第２演算部Ｐ４において、第１演算部Ｐ１
で求めた吸気量ＧＡに基づき次式（４６）を用いて吸気
圧力ＰＭを算出するように構成されている。

ＰＭ＝　（ＧＡ−Ｂｌ）／ＡＩ　　　　　　・・・（４
６）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ｆ
ｖはセンサ等によって直接測定できないため、本実施例
ではこの推定のためのオブザーバＰ８が備えられている
。

この種のオブザーバは、通常、ゴピナスの設計法等によ
って設計されるが、本実施例では各気筒に実際に供給さ
れた燃料混合気の空燃比λを測定できないため、通常の
オブザーバを使用することができない。しかし気筒の燃
料挙動は上記（１７）式によって記述できるので、（１
７）式をそのまま用いて付着燃料量ｆ−及び蒸発燃料量
ｆｖを推定することが可能となる。

即ち、まず（１７）式において、τ（ｋ）は制御量とし
て電子制御回路４０側で知ることができ、またＶ　ｆ（
ｋ）は水温センサ２８により検出される冷却水温ＴＨＷ
から飽和蒸気圧Ｐｓを求め、この値と前記（４６）式に
よって算出された吸気管圧力ＰＭとから検出することが
でき、更にＮＥ（ｋ）は回転速度センサ２４により検出
することができるので、右辺第２項、第３項は計算可能
である。そこで、ε−（ｋ）＝　ｆ　ｗ（ｋ）　−？　
ｗ（ｋ）Ｅ　ｖ（ｋ）＝　ｆ　ｖ（ｋ）　−？　ｖ（ｋ
）とおくと、 ・・・（４７） ・・・（４８） となる。上式（４９）において１−８２＜１．１−δ３
く１であるから（４９）式は安定で、ε−（ｋ）、εｖ
（ｋ）→０、即ち７ｗ（ｋ）→ｆ冒（１＜）、？ｖ（ｋ
）→？ｖ（ｋ）となる。従って上記ｆ　ｗ（ｋ）、ｆｖ
（ｋ）として適当な′ｕＪ朋埴を与えれば、ｆ　ｗ（ｋ
）及びｆｖ（１＜）は上式（１７）によって推定できる
ようζこなるのである。尚外乱によって、ｆ　ｗ（ｋ）
≠？ｗ、　　ｆｖ（ｋ）≠？Ｖとなっても、７ｗ（ｋ）
、？ｖ（ｋ）は、ｆ　ｗ（ｋ）、ｆ　ｖ（ｋ）に追従す
るので、上記（４４）式により１１１（ｋ）　（叩ち燃
料噴射量τ（ｋ））を問題なく算出できる。

次に上記の如く設計された制御則に従って電子制御回路
４０で実行される燃料噴射量算出処理を、第４図に示す
フローチャートに沿って説明する。

尚この処理は、クランク角センサ２６からの出力信号に
基づき、内燃機関２の１８０℃Ａ＠に実行される。また
以下の説明において、現在の処理で検出又は算出される
諸量には添え字（ｋ）を付して表し、前回（１８０℃Ａ
前）及び前々回（３６０’ＣＡ前）の処理で検出又は算
出された諸量には夫々添え字（ｋ−１）及び（ｋ−２）
を付して表す。

図に示す如く燃料噴射量算出処理では、まずステ・ンプ
１００を実行して、カウンタＣをインクリメントし、続
くステップ１１０に移行して、カウンタＣの値が４以上
となったか否かを判断する。

モしてＣ≧４であれば、次ステ・ツブ１２０に移行して
カウンタＣの１直を０にセットした後、ステップ１３０
に移行し、Ｃ＜４であればそのままステップ１３０に移
行する。尚このカウンタＣは、次ステ・ツブ１３０で内
燃機関２が１８０℃八回転する度に変化する吸気行程の
気筒を、識別するために用いられるもので、クランク角
センサ２６から特定気筒が吸気行程に入ったときに出力
される識別信号により期間化される。

次にステップ１３０では、現時点から内燃機関２が１８
０℃八回転する開眼気行程となる気筒をＸ１気筒１次に
吸気行程となる気筒をＸ２気筒。

その次に吸気行程となる気筒をＸ３気筒、更にその次に
吸気行程となる気筒をＸ４気筒として、これら各気筒に
対応する気筒番号＃１〜＃４を、上記カウンタＣの値に
基づき次表に示す如きマツプを用いて設定する。尚、以
下の説明においてこれら各気筒ｘ１〜ｘ４に対して算出
される諸量には、夫々対応する添え字×１〜×４を付し
て表す。

表 そして続くステ・ツブ１４０では、上記各センサからの
出力信号に基づき、吸気流量ＧＮ（ｋ）、回転速度ＮＥ
（ｋ）、及び冷却水温ＴＨＷ（ｋ）を検出し、次ステ・
ンブ１５０に移行する。

ステップ１５０では、ステ・ンブ１４０で検出した吸気
流量ＧＮ（ｋ）と回転速度ＮＥ（ｋ）とに基づき、ステ
ップ１３０で設定したＸ１気筒、Ｘ２気筒。

Ｘ３気筒の吸気行程時に各気筒内に流人する吸気量ＧＡ
ＸＩ（ｋ）、ＧＡＸ２（ｋ）、ＧＡＸ３（ｋ）を夫々推
定する。この吸気量ＧＡＸＩ（ｋ）、ＧＡＸ２（ｋ）、
ＧＡＸ３（ｋ）の算出には、前述の（１）式が用いられ
、まず吸気流量ＧＮ（ｋ）と、回転速度ＮＥ（１０と、
前回（即ち１８０℃Ａ前）この処理を実行したときに算
出した吸気量ＧＡＸＩ（ｋ−１）とに基づきＸ１気筒の
吸気量Ｇ　ＡＸＩ（ｋ）を算出し、次にこの吸気量ＧＡ
ＸＩ（ｋ）と吸気流量ＧＮ（ｋ）と回転速度ＮＥ（ｋ）
とに基づきＸ２気筒の吸気量ＧＡＸ２（ｋ）を算出し、
その次にこの吸気量ＧＡＸ２（ｋ）と吸気流量ＧＮ（ｋ
）と回転速度ＮＥ（ｋ）とに基づきＸ３気筒の吸気量Ｇ
ＡＸ３（ｋ）を算出する、といった手順で各吸気量ＧＡ
ＸＩ（！＜）。

Ｇ　ＡＸ２（ｋ）、　Ｇ　ＡＸ３（ｋ）が推定される。

尚このステ・ンブ１５０の処理は吸気量推定手段Ｍ５及
び吸気量推定手段Ｍ７に相当し、この処理で算出された
Ｘ３気筒の吸気量Ｇ　Ａ　Ｘ３（ｋ）はステップ１６０
以降の処理でＸ３気筒の同期噴射量を算出するのに用い
られ、吸気量ＧＡＸ２（ｋ）及びＧＡＸＩ（ｋ）は、夫
々、ステ・シブ２１０以降、或はステ・シブ３００以降
の処理で、Ｘ２気筒及びＸ１気筒の非同期噴射制御を行
なうのに用いられる。

このようにＸｉ、Ｘ２．Ｘ３気筒の吸気量ＧＡＸｉ（ｋ
）、ＧＡＸ２（ｋ）、ＧＡＸ３（ｋ）が算出されると、
ステ・ンプ１６０に移行し、今度は前述の（４６）式を
用いてＸ３気筒の吸気量ＧＡＸ３（ｋ）からＸ３気筒の
吸気圧力ＰＭＸ３（ｋ）を推定する第２演算部Ｐ４とし
ての処理を実行する。そして続くステップ１７０に移行
し、その算出された吸気圧力ＰＭＸ３（ｋ）とステップ
１４０で検出した冷却水温Ｔ　ＨＷ（ｋ）とに基づき、
Ｘ３気筒の吸気分岐管４１×３からの燃料蒸発速度Ｖ　
ｆＸ３（ｋ）を求め、その値を内燃機関２の回転速度Ｎ
　Ｅ　（ｋ）で除算して、内燃機関２が１８０℃八回転
する間に吸気分岐管４１×３から蒸発する燃料量、即ち
燃料蒸発量Ｖ　ｆＮＸ３（ｋ）　（＝　Ｖ　ｆＸ３（ｋ
）／　Ｎ　Ｅ　（ｋ））を算出する第３演算部Ｐ５及び
除算部Ｐ６としての処理を実行する。

次にステ・ンブ１８０では、ステ・ンブ１５０で推定し
たＸ３気筒の吸気量Ｇ　ＡＸ３（ｋ）と、ステップ１７
０で推定した吸気分岐管４１×３からの燃料蒸発量Ｖ　
ｆＮＸ３（ｋ）と、前回の処理の際に後述のステ・ンプ
３９０で推定した付着燃料量ｆ賀Ｘ４（ｋ−１）及び蒸
発燃料量ｆ　ｖＸ４（ｋ−１）とに基づき、前述の演算
式（４４）を用いてＸ３気筒の燃料噴射量τＸ３（ｋ）
を算出する。そして続くステップ１９０では、この算出
された燃料噴射量τＸ３（ｋ）をＸ３気筒の同期噴射量
として、Ｘ３気筒の燃料噴射弁４２×３を所定の同期噴
射タイミングで駆動する図示しない駆動回路にセ・ン卜
する。

つまり同期噴射制御を実行するには、燃料噴射量の演算
時間及び燃料噴射弁の開弁時間等を考慮すると、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、本実施例で
はステップ１５０で、吸気流量ＧＮの検出時点から３ス
トローク後に吸気行程が終了するＸ３気筒の吸気量Ｇ　
ＡＸ３（ｋ）を推定し、この吸気量Ｇ　ＡＸ３（ｋ）に
基づきＸ３気筒の同期噴射量τＸ３（ｋ）を算出して同
期噴射制御を良好に実行できるようにしているのである
。

尚燃料噴射量τＸ３（ｋ）の算出に、前回の処理の際に
Ｘ４気筒の値として算出された付着燃料量ｆｗＸ４ｃｋ
−１）及び蒸発燃料量ｆ　ｖＸ４（ｋ−１）を使用する
のは、内燃機関２の回転によって、前回の処理の際にＸ
４気筒と設定された気筒が、今回の処理ではＸ３気筒と
なるためである。

そしてこのように同期噴射のための処理が実行されると
、ステ・ンブ２００に移行して、この燃料噴射量τＸ３
（ｋ）と、ステ・ンブ１７０で算出した燃料蒸発量Ｖ　
ｆｗＸ３（ｋ）と、前回この処理を実行した際にステッ
プ４００で算出した。現時点のＸ３気筒に対応する付着
燃料量？　ｗＸ４．（ｋ−１）及び蒸発燃料量？　ｖＸ
４（ｋ−１）とに基づき、内燃機関２の１８０℃八回転
後のＸ３気筒の付着燃料量ｆ　ｗＸ３（ｋ）及び蒸発燃
料量ｆ　ｖＸ３（ｋ）を推定するオブザーバＰ８として
の処理を実行する。

次にステップ２１０では、ステップ１５０で求めたＸ２
気筒の吸気量ＧＡＸ２（ｋ）と、前回この処理を実行し
た際にステ・ンブ１５０で推定した。現時点のＸ２気筒
に対応する吸気量ＧＡＸ３（ｋ−１）とを大小比較する
。そして吸気量Ｇ　ＡＸ２（ｋ）が吸気量Ｇ　ＡＸ３（
ｋ−１）より大きければ、続くステップ２２０に移行し
、上記ステップ１６０と同様に吸気量ＧＡＸ２（ｋ）か
らＸ２気筒の吸気圧力Ｐ　ＭＸ２（ｋ）を推定する。ま
た続くステップ２３０では、上記ステップ１７０と同様
に、吸気圧力ＰＭＸ２（ｋ）と、冷却水温ＴＨＷ（ｋ）
と、回転速度ＮＥ（ｋ）とから、Ｘ２気筒の吸気分岐管
４１Ｘ２からの燃料蒸発量ＶｆＮＸ２（ｋ）を算出し、
ステ・ンブ２４０に移行する。

ステップ２４０では、上記ステ・ンブ１８０と同様に、
この算出した燃料蒸発量Ｖ　ｆＮＸ２（ｋ）と、ステ・
ンプ１５０で推定したＸ２気筒の吸気量ＧＡＸ２（ｋ）
と、前回の処理の際にステップ２００で推定した。現時
点のＸ２気筒に対応する付着燃料量ｆｗＸ３（ｋ−１）
及び蒸発燃料量ｆνＸ３（ｋ−１）とに基づき、Ｘ２気
筒に対する燃料噴射量τＸ２（ｋ）を算出し、続くステ
・ンブ２５０に移行して、この算出された燃料噴射量τ
Ｘ２（ｋ）から、前回の処理の際にステップ１８０で算
出した。現時点でのＸ２気筒に対応する燃料噴射量τＸ
３（ｋ−１）を減算して、偏差ΔτＸ２（ｋ）を算出す
る。そして続くステップ２６０では、この偏差ΔτＸ２
（ｋ）をＸ２気筒の非同期噴射量として、Ｘ２気筒の燃
料噴射弁４２×２を駆動する図示Ｕない駆動回路にセ・
ントし、続くステップ２７０に移行する。

即ち、Ｘ２気筒は、前回の処理の際に、吸気量ＧＡＸ３
（ｋ−１）に基づき算出された燃料噴射量τ×３（ｋ−
１）により同期噴射量が設定された気筒であるが、その
後内燃機関２が１８０℃八回転する間に内燃機関２が加
速されると、吸気量Ｇ　ＡＸ３（ｋ−１）がＸ２気筒に
実際に吸入される吸気量とは対応しなくなってしまうこ
とから、本実施例では、同期噴射量設定後、内燃機関２
が１８０℃八回転したときＸ２気筒の吸気量Ｇ　Ａ　Ｘ
２（ｋ）を推定し直し、その値Ｇ　Ａ　Ｘ２（ｋ）が前
回Ｘ２気筒の吸気量とじて求めたｆｆｆｌ　Ｇ　ＡＸ３
（ｋ−１）より大きければ内燃機関２が加速運転に入っ
たと判断して、ＧＡＸ２（ｋ）に対応する燃料噴射量τ
Ｘ２（ｋ）を求め、この値と同期噴射量τＸ３（ｋ−１
）との偏差分へτＸ２（ｋ）だけ非同期噴射を実行する
ようにされているのである。

次にステップ２１０で吸気ｆｉ　Ｇ　ＡＸ２（ｋ）が吸
気量Ｇ　Ａ”Ｘ３（ｋ−１）以下であると判断されると
、内燃機関２は加速運転されていないので、ステ・ンブ
２８０に移行して、前回の処理の際にステップ１７０で
推定した。現時点のＸ２気筒に対応する燃料蒸発量Ｖ　
ｆｗＸ３（ｋ−１）をそのままＸ２気筒の燃料蒸発量Ｖ
　ｆＸ２（ｋ）としてセットし、ステ・ンブ２９０で非
同期噴射量△τＸ２（ｋ）として０をセットした後、ス
テップ２７０に移行する。

そしてステップ２７０では、上記ステップ２００と同様
に、Ｘ２気筒の非同期噴射量ΔτＸ２（ｋ）と、燃料蒸
発量Ｖ　ｆｗＸ２（ｋ）と、前回この処理を実行した際
にステップ２００で算出した。現時点のＸ２気筒に対応
する付着燃料量？ｕＸ３（ｋ−１）及び蒸発燃料量？　
ｖＸ３（ｋ−１）とに基づき、内燃機関２の１８０℃八
回転後の付着燃料量ｆ　ｗＸ２（ｋ）及び蒸発燃料量ｆ
　ｖＸ２（ｋ）を推定する。

次にステップ３００では、ステップ１５０で求めたＸ１
気筒の吸気量ＧＡＸ１（ｋ）と、前回この処理を実行し
た際にステップ１５０で推定した。現時点のＸ１気筒に
対応する吸気量ＧＡＸ２（ｋ−１）とを大小比較する。

そして吸気量ＧＡＸＩ（ｋ）が吸気ｊｌ　Ｇ　ＡＸ２（
ｋ−１）より大きければ、続くステ・ンブ３１０に移行
し、上記ステ・ンブ１６０或はステップ２２０と同様Ｃ
ｍ、吸気ｔ　Ｇ　ＡＸＩ（ｋ）　カラＸ　１　気ＷＪの
吸気圧力ＰＭＸＩ（ｋ）を推定する。また続くステ・ン
ブ３２０では、上記ステップ１７０又は２３０と同様に
、吸気圧力ＰＭＸＩ（ｋ）と冷却水温ＴＨＷ（ｋ）と回
転速度ＮＥ（ｋ）とから、Ｘ１気筒の吸気分岐管４１×
１からの燃料蒸発量Ｖ　ｆＮＸｌ（ｋ）を算出し、ステ
・ンブ３３０に移行する。

ステップ３３０では、上記ステップ１８０或はステ・ン
ブ２４０と同様に、この算出した燃料蒸発量Ｖ　ｆＮＸ
ｌ（ｋ）と、ステップ１５０で推定したＸ１気筒の吸気
量ＧＡＸＩ（ｋ）と、前回の処理の際にスチップ２７０
で推定した。現時点のＸ１気筒に対応する付着燃料量ｆ
　ｗＸ２（ｋ−１）及び蒸発燃料量ｆｖＸ２（ｋ−１）
とに基づき、Ｘ１気筒に対する燃料噴射量τＸＩ（ｋ）
を算出し、続くステップ３４０に移行する。そしてステ
ップ３４０では、この算出された燃料噴射量τＸ２（ｋ
）から、前回の処理の際にステップ２５０又はステ・ン
ブ２９０で設定された非同期噴射量ΔτＸ２（ｋ−１）
と、前々回、即ち３６０℃Ａ前に当該処理を実行したの
際にステップ１８σで算出した。現時点でのＸ１気筒に
対応する燃料噴射量τＸ３（ｋ−２）とを減算して、偏
差へτＸ１（ｋ）を算出する。また続くステップ３５０
では、この算出した偏差ΔτＸ１（ｋ）をＸ１気筒の非
同期噴射量として、Ｘ１気筒の燃料噴射弁４２×１を駆
動する図示しない駆動回路にセ・ントし、続くステップ
３６０に移行する。

即ち、Ｘ１気筒は、前々回の処理の際に、吸気量Ｇ　Ａ
Ｘ３（ｋ−２）に基づき算出された燃料噴射量τ×３（
ｋ−２）により同期噴射量が設定され、前回の処理の際
に、吸気量Ｇ　ＡＸ２（ｋ−１）が吸気量Ｇ　ＡＸ３（
ｋ−２）より大きいときに非同期噴射が実行された気筒
であるが、前回のこの処理を行った後内燃機関２が加速
された場合には、同期噴射量τＸ３（ｋ−２）或は非同
期噴射量Δｒ　Ｘ２（ｋ−１）が、Ｘ１気筒に実際に吸
入される吸気量とは対応しなくなってしまうことから、
本実施例では、同期噴射量設定後内燃機関２が３６０℃
八回転したときにもＸ１気筒の吸気量Ｇ　ＡＸＩ（ｋ）
を推定し、その値ＧＡＸＩ（ｋ）カ前回ｘ１気筒の吸気
量として求めた傾ＧＡＸ２（ｋ−１）より大きけれは、
吸気量ＧＡＸＩ（ｋ）に対応する燃料噴射量τＸ１（ｋ
）を求め、この値とＸ１気筒への燃料噴射量（ｒ　Ｘ３
（ｋ−２）＋Δｒ：　Ｘ２（ｋ−１））との偏差分へτ
Ｘ１（ｋ）だけ更に非同期噴射を実行するようにされて
いるのである。

一方ステップ３００で吸気量ＧＡＸＩ（１０が吸気量Ｇ
ＡＸ２（ｋ−１）以下であると判断されると、内燃機関
２は加速運転されていないので、ステップ３７０に移行
して、前回の処理の際にステップ２３０又はステップ２
８０で設定した。現時点のＸ１気筒に対応する燃料蒸発
量Ｖ　ｆｗＸ２（ｋ−１）をそのままＸ１気筒の燃料蒸
発量Ｖ　ｆＸｌ（ｋ）としてセットし、ステ・ンブ３８
０で非同期噴射量八τＸ１（ｋ）として０をセットした
後ステップ３６０に移行する。

そしてステ・ンプ３６０では、上記ステップ２００或は
ステップ２７０と同様に、Ｘ１気筒の非同期噴射量Δτ
ＸＩ（ｋ）と、燃料蒸発量Ｖ　ｆｗＸｌ（ｋ）と、前回
この処理を実行した際にステ・ンブ２７０で算出した。

ｖＡ時点のＸ１気筒に対応する付着燃料量？ｗＸ２（ｋ
−１）及び蒸発燃料量？ｖＸ２（ｋ−１）トＣ：基ツキ
、内燃機関２の１８０℃八回転後の付着燃料量ｆｗＸ１
（ｋ）及び蒸発燃料量ｆ　ｖＸｌ（ｋ）を推定する。

また次にステップ３９０では、前回の処理の際にステッ
プ３２０又はステ・ンブ３７０で設定した。

現時点のＸ４気筒に対応する燃料蒸発量Ｖ　ｆｗＸｌ（
ｋ−１）をＸ４気筒の燃料蒸発量Ｖ　ｆＸ４（ｋ）とし
てセットし、ステ・ンブ４００に移行して内燃機関２の
１８０℃八回転後のＸ４気筒の付着燃料量ｆ　ｗＸ４（
ｋ）及び蒸発燃料量ｆ　ｖＸ４（ｋ）を推定する。尚こ
の推定処理は、上記ステ・シブ２００．ステツプ２７０
゜或はステップ３６０と同様に実行されるが、Ｘ４気筒
には燃料噴射を行わないので、燃料噴射量は０として推
定を行なう。

以上説明したように本実施例では、第５図に示す如く、
内燃機関の各気筒毎に、吸気行程終了時点（図に示す５
４０℃Ａの点）より３ストローク前（図に示す０℃八へ
点）に検出した吸気流量ＧＮに基づき、吸気行程時に気
筒内に流人する吸気量ＧＡＸ３を推定し、その推定結果
に基づき燃料の同間噴Ｏｉｔ量７Ｘ３を算出して同期噴
射を行なうと共に、吸気流量ＧＡＸ３推定後内燃機関２
が１８０℃八回転する度に、新たに検出した吸気流量検
出圃ＧＮから吸気行程時に気筒内に流人する吸気量ＧＡ
Ｘ２．ＧＡＸＩを推定し直し、その推定値ＧＡＸ２゜Ｇ
ＡＸＩが１８０’ＣＡ前の推定値より大きいときには、
その推定値ＧＡＸ２．ＧＡＸＩから燃料噴射量τＸ２．
　　τ×１を算出して、過去に求めた燃料噴射量との偏
差責へτ×２．Δ丁×１により非同期噴射を行うように
されている。

この結果、第６図に実線で示す如く、前述の演算式（１
）式により内燃機関２の気筒内に流人する吸気量を推定
することで燃料噴射制御の制御精度を向上できるだけで
なく、時点ｔ１で内燃機関２が加速運転された場合の空
燃比制御精度をより向上することができるようになる。

また本実施例では、制御則が内燃機関における燃料挙動
を記述した物理モデルに基づき設定されており、燃料噴
射弁からの噴射燃料が吸気分岐管壁面への付着燃料及び
吸気分岐管内部での蒸発燃料として吸気分岐管内部に残
留し、しかもその残留した燃料の一部が吸気行程時に気
筒内に流人することを考慮して燃料噴射量を決定するよ
うにされているので、これによっても燃料噴射制御の制
御精度を向上できる。

尚本実施例においては、ステップ１６０〜ステツプ１８
０の処理が同期噴射量算出手段Ｍ６に、ステ・シブ２１
０〜ステツプ２５０及びステップ３００〜ステツプ３４
０の処理が非同期噴射量算出手段Ｍ８に、ステップ１９
０．ステップ２６０及びステップ３５０の処理が燃料噴
射制御手段Ｍ９に、夫々相当する。

ここで上記実施例では、内燃機関における燃料挙動を記
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、所謂現代制御理論に基づく燃料噴射
制御装置に本発明を適用した場合について説明したが、
例えば、内燃機関の回転速度ＮＥと吸気流量ＧＮとに基
づき（１）式を用いて吸気量ＧＡを推定し、その推定推
定された吸気量ＧＡ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しても、
本発明を適用して燃料噴射制御の制御精度を向上するこ
とができる。

また上記実施例では、４気筒４サイクル内燃機関の燃料
噴射量制御装置を例にとり説明したので、吸気量ＧＡの
演算周期をその吸気サイクルに対応して１８０℃Ａとし
たが、例えば６気筒４サイクル内燃機関の場合には、そ
の吸気サイクルが１２０℃Ａとなるので、（１）式によ
る演算周期も１２０℃Ａとなる。またこの場合、上記と
同様の制御則で燃料噴射制御を実行するには、前述の（
１５）式及び（１６）式から制御則の基本となる物理モ
デルを設定する際に、各演算式（１５）及び（１６）を
１７６にして、内燃機関の１２０℃Ａをサンプリング周
期とした（１７）式及び（１８）式の如きモデル基礎式
を作成し、その係数をシステム同定の手法によって決定
して、制御則を設計するようにすれはよい。

［発明の効果］ 以上説明したように本発明の多気筒内燃機関の燃料噴Ｉ
ｆｌＪ蛍制御装置によれば、吸気行程時に内燃機関の各
気筒内に流人する吸気量を、前述の（１）式を用いて、
内燃機関の回転速度と吸気流量とから推定し、その推定
結果に基づき燃料噴射量を決定するようにされているた
め、内燃機関の回転速度と吸気流量とから直接燃料噴射
量を算出する従来の装置のように内燃機関の過渡運転時
に空燃比が大きくずれるといったことはなく、空燃比の
制御精度を向上できる。また本発明では、吸気量を推定
して燃料の同期噴射量を算出した後、その気筒が実際に
吸気行程に入るまでの間に、吸気量を推定し直し、この
再推定値が同期噴射量の算出に用いた吸気量より大きく
なると、その偏差に応じた非同期噴剥量を算出して、燃
料の非同期噴射を実行するようにされているため、内燃
機関が加速運転に入ったときの空燃比の制御精度をより
向上することが可能となる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の構成を表すブロック図、第２図は実施
例の４気筒４サイクル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制御則を説明する
ブロック図、第４図は燃料噴射量算出処理を表すフロー
チャート、第５図は同期噴射及び非同期噴射の動作を説
明する説明図、第６図は従来の燃料噴射制御による空燃
比の変化及び実施例の燃料噴射制御による空燃比の変化
を表す説明図、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 Ｍ６・・・同朋噴躬量算出手段 Ｍ７・・・吸気全頁推定手段 Ｍ８・・・非同期噴射量算出手段 Ｍ９・・・燃料噴射制御手段　　４ ０・・・電子制御回路

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 内燃機関の吸気通路を流れる吸気の流量を検出する吸気
   流量検出手段と、 内燃機関の回転速度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に基づき、内燃機関の吸気サ
   イクルに同期した周期で、内燃機関に於ける吸気の質量
   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） ＧＡ（ｋ＋１）＝α・ＧＮ／ＮＥ＋β・ＧＡ（ｋ）・・
   ・（１）（但し、α，β：定数、ＧＡ（ｋ）：前回の推
   定値ＧＮ：吸気流量、ＮＥ：内燃機関の回転速度）を用
   いて、所定の吸気サイクル先に吸気行程となる気筒内へ
   の吸気量を推定する吸気量推定手段と、該推定された吸
   気量に基づき、該吸気量と対応する気筒に対する燃料の
   同期噴射量を算出する同期噴射量算出手段と、 上記吸気量推定手段が吸気量を推定した後、該吸気量に
   対応する気筒が実際に吸気行程に入るまでの間、内燃機
   関の吸気サイクルに同期した周期で、上記演算式（１）
   を用いて、該気筒内への吸気量を再推定する吸気量再推
   定手段と、 該吸気量再推定手段の推定結果が上記吸気量推定手段の
   推定結果より大きいときに、該推定結果に対応する気筒
   に対して、各推定結果の偏差に応じた燃料の非同期噴射
   量を算出する非同期噴射量算出手段と、 内燃機関の各気筒毎に、上記同期噴射量算出手段の算出
   結果に応じて燃料の同期噴射を行なうと共に、上記非同
   期噴射量算出手段で非同期噴射量が算出された場合には
   、該非同期噴射量に応じて燃料の非同期噴射を行なう燃
   料噴射制御手段と、を備えたことを特徴とする多気筒内
   燃機関の燃料噴射量制御装置。