JPH0718355B2 - 内燃機関の燃料噴射量制御方法 - Google Patents
内燃機関の燃料噴射量制御方法Info
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- JPH0718355B2 JPH0718355B2 JP27701986A JP27701986A JPH0718355B2 JP H0718355 B2 JPH0718355 B2 JP H0718355B2 JP 27701986 A JP27701986 A JP 27701986A JP 27701986 A JP27701986 A JP 27701986A JP H0718355 B2 JPH0718355 B2 JP H0718355B2
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Description
【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は内燃機関の燃料噴射量制御方法に係り、特に吸
気管圧力の測定値に基づいて基本燃料噴射時間を演算
し、演算された基本燃料噴射時間に基づいて燃料を噴射
するようにした内燃機関の燃料噴射量制御方法に関す
る。
気管圧力の測定値に基づいて基本燃料噴射時間を演算
し、演算された基本燃料噴射時間に基づいて燃料を噴射
するようにした内燃機関の燃料噴射量制御方法に関す
る。
従来より、吸気管圧力に基づいて、すなわち吸気管圧力
の測定値と機関回転速度の測定値とで所定時間毎に基本
燃料噴射時間を演算すると共にこの基本燃料噴射時間を
吸気温や機関冷却水温等で補正して燃料噴射時間を求
め、この燃料噴射時間に相当する時間燃料噴射弁を開い
て燃料を噴射する内燃機関が知られている。また、かか
る内燃機関では、加速時の応答性を良好にするため、吸
気管圧力の測定値の変化率を検出し、この変化率に比例
する時間基本燃料噴射時間を補正して燃料を増量する加
速増量を行なうようにしている。
の測定値と機関回転速度の測定値とで所定時間毎に基本
燃料噴射時間を演算すると共にこの基本燃料噴射時間を
吸気温や機関冷却水温等で補正して燃料噴射時間を求
め、この燃料噴射時間に相当する時間燃料噴射弁を開い
て燃料を噴射する内燃機関が知られている。また、かか
る内燃機関では、加速時の応答性を良好にするため、吸
気管圧力の測定値の変化率を検出し、この変化率に比例
する時間基本燃料噴射時間を補正して燃料を増量する加
速増量を行なうようにしている。
上記のように吸気管圧力に基づいて基本燃料噴射時間を
演算する内燃機関では、吸気管圧力（絶対圧力）を測定
する圧力センサを吸気管に取付け、測定された吸気管圧
力に基づいて基本燃料噴射時間を演算するようにしてい
るが、機関脈動によって測定値が変動し、この変動によ
って基本燃料噴射時間が変化して正確な燃料噴射量制御
が行なわれなくなる虞れが生ずると共に加速時には吸気
管圧力が急激に上昇して燃料の蒸発量が少なくなるため
噴射された燃料がインテークマニホールド内壁に付着し
て燃料供給量が不足する虞れが生ずる。このため、従来
では、特開昭59-201938号公報に示すように、時定数の
異なる２つのフイルタを用い、圧力センサ出力を緩和す
ることによって圧力センサ出力から脈動成分を完全に除
去し、また時定数の小さいフイルタ出力から時定数の大
きいフイルタ出力を減算することによりオーバシユート
特性を持たせ、この差の積算値を減衰させてインテーク
マニホールド内壁への燃料付着分を補正していた。すな
わち、第２図に示すように、積算値が機関冷却水温によ
って定まるレベルLC（機関冷間時）、LH（機関温間時）
より大きいときには減衰速度が速く、レベルLC、LHより
小さいときには減衰速度が遅い増量係数を基本燃料噴射
時間に乗算して補正していた。しかしながら、このよう
に２つのフイルタを用いる方法では、脈動成分を除去す
るために比較的時定数の大きいフイルタを用いて圧力セ
ンサ出力を緩和する度合を大きくしているため、実際の
吸気管圧力の変化に対するフイルタ出力の変化の応答
性、追従性が悪くなり、加速増量の遅れが生じて加速初
期に燃料噴射量が不足してリーンスパイクが発生し、ま
た加速終了時にはオーバシユート特性によってリツチス
パイクが発生する場合もある。また、積算値の減衰速度
は２段階に切換え可能になっているが、機関温間と機関
冷間とで減衰速度が同じであるため、各過渡運転状態に
応じた最適な減衰カーブを得ることができず、特に冷間
時の過渡運転時に空燃比が変動していた。
演算する内燃機関では、吸気管圧力（絶対圧力）を測定
する圧力センサを吸気管に取付け、測定された吸気管圧
力に基づいて基本燃料噴射時間を演算するようにしてい
るが、機関脈動によって測定値が変動し、この変動によ
って基本燃料噴射時間が変化して正確な燃料噴射量制御
が行なわれなくなる虞れが生ずると共に加速時には吸気
管圧力が急激に上昇して燃料の蒸発量が少なくなるため
噴射された燃料がインテークマニホールド内壁に付着し
て燃料供給量が不足する虞れが生ずる。このため、従来
では、特開昭59-201938号公報に示すように、時定数の
異なる２つのフイルタを用い、圧力センサ出力を緩和す
ることによって圧力センサ出力から脈動成分を完全に除
去し、また時定数の小さいフイルタ出力から時定数の大
きいフイルタ出力を減算することによりオーバシユート
特性を持たせ、この差の積算値を減衰させてインテーク
マニホールド内壁への燃料付着分を補正していた。すな
わち、第２図に示すように、積算値が機関冷却水温によ
って定まるレベルLC（機関冷間時）、LH（機関温間時）
より大きいときには減衰速度が速く、レベルLC、LHより
小さいときには減衰速度が遅い増量係数を基本燃料噴射
時間に乗算して補正していた。しかしながら、このよう
に２つのフイルタを用いる方法では、脈動成分を除去す
るために比較的時定数の大きいフイルタを用いて圧力セ
ンサ出力を緩和する度合を大きくしているため、実際の
吸気管圧力の変化に対するフイルタ出力の変化の応答
性、追従性が悪くなり、加速増量の遅れが生じて加速初
期に燃料噴射量が不足してリーンスパイクが発生し、ま
た加速終了時にはオーバシユート特性によってリツチス
パイクが発生する場合もある。また、積算値の減衰速度
は２段階に切換え可能になっているが、機関温間と機関
冷間とで減衰速度が同じであるため、各過渡運転状態に
応じた最適な減衰カーブを得ることができず、特に冷間
時の過渡運転時に空燃比が変動していた。
このため、近時では、抵抗とコンデンサとで構成された
脈動成分を除去できる程度の比較的時定数の小さなCRフ
イルタを用いて圧力センサ出力を処理し、CRフイルタ出
力を所定時間毎にデジタル値に変換し、２つのフイルタ
を用いた場合より応答性、追従性の良い測定値を用いる
ことが提案されている。この場合、CRフイルタによって
完全に脈動成分が除去できないため、上記デジタル値を
用いて、緩和する度合の異なる２つの重み付き平均値を
演算し、緩和する度合の小さい第１の重み付き平均値か
ら緩和する度合の大きい第２の重み付き平均値を減算し
た差に基づいて加速増量値を定めると共にこの加速増量
値を機関冷却水温で補正して、第３図に示すような増量
係数を定めて基本燃料噴射時間を補正するようにしてい
る。
脈動成分を除去できる程度の比較的時定数の小さなCRフ
イルタを用いて圧力センサ出力を処理し、CRフイルタ出
力を所定時間毎にデジタル値に変換し、２つのフイルタ
を用いた場合より応答性、追従性の良い測定値を用いる
ことが提案されている。この場合、CRフイルタによって
完全に脈動成分が除去できないため、上記デジタル値を
用いて、緩和する度合の異なる２つの重み付き平均値を
演算し、緩和する度合の小さい第１の重み付き平均値か
ら緩和する度合の大きい第２の重み付き平均値を減算し
た差に基づいて加速増量値を定めると共にこの加速増量
値を機関冷却水温で補正して、第３図に示すような増量
係数を定めて基本燃料噴射時間を補正するようにしてい
る。
しかしながら、上記いずれの方法においても、増量係数
を求めるために緩和する度合の大きい値を用いているた
め、応答性及び追従性が悪くなり、加減速を繰り返す走
行パターンでは、加速増量の位相遅れが生じ、燃料噴射
量が機関の増量要求に一致しなくなる場合が生じ、排気
エミツシヨン及びドライバビリテイが悪化する、という
問題があった。この問題を解決するために、圧力センサ
出力を機関脈動成分が除去できる程度に緩和した緩和す
る度合の小さい緩和値のみを求め、この緩和値に基づい
て加速増量を含む燃料噴射量を演算することが考えられ
るが、燃料噴射時間演算時から噴射された燃料が燃焼室
に到達までに演算時間や燃料の飛行時間によって所定時
間必要であり、また加速時に吸気管圧力が変化して演算
時に使用した吸気管圧力（緩和値）と実吸入空気量に対
応する吸気管圧力とに差が生じるため、機関が要求する
空燃比に制御できなくなる。
を求めるために緩和する度合の大きい値を用いているた
め、応答性及び追従性が悪くなり、加減速を繰り返す走
行パターンでは、加速増量の位相遅れが生じ、燃料噴射
量が機関の増量要求に一致しなくなる場合が生じ、排気
エミツシヨン及びドライバビリテイが悪化する、という
問題があった。この問題を解決するために、圧力センサ
出力を機関脈動成分が除去できる程度に緩和した緩和す
る度合の小さい緩和値のみを求め、この緩和値に基づい
て加速増量を含む燃料噴射量を演算することが考えられ
るが、燃料噴射時間演算時から噴射された燃料が燃焼室
に到達までに演算時間や燃料の飛行時間によって所定時
間必要であり、また加速時に吸気管圧力が変化して演算
時に使用した吸気管圧力（緩和値）と実吸入空気量に対
応する吸気管圧力とに差が生じるため、機関が要求する
空燃比に制御できなくなる。
上記のことを第４図を参照して更に詳細に説明する。第
４図は、機関１回転に１回吸入行程で必要な燃料量の1/
2を噴射する４気筒４サイクル内燃機関の加速時の演算
された基本燃料噴射時間TPと吸気管圧力PMとの変化を示
す図である。この例では、機関１回転に１回、すなわち
１サイクルに２回燃料を噴射するようにしているため
（図中、ｃ、ｂ点）、１回の燃焼に寄与する燃料量は図
から理解されるようにTPc＋TPbに対応する量である。し
かし、実吸入空気量を代表する吸気管圧力は、図中ａで
示す吸気行程終了時（吸気下死点）での吸気管圧力であ
る。このように、燃料噴射時間演算時の吸気管圧力と実
吸入空気量を代表する吸気管圧力との間に時間tDの遅れ
があるため、実吸入空気量に応じた燃料を噴射すること
ができなくなり機関が要求する空燃比に制御できなくな
る。一方、演算時間等を短縮して遅れ時間tDを無視でき
る程小さくしても、機関１回転に１回燃料を噴射する内
燃機関では、ｂ点で2TPbに対応する燃料量が必要である
のに対し、TPc＋TPbに対応する燃料しか供給されないの
で、加速時にはTPb−TPc（＝ΔTP）分燃料量が不足す
る。
４図は、機関１回転に１回吸入行程で必要な燃料量の1/
2を噴射する４気筒４サイクル内燃機関の加速時の演算
された基本燃料噴射時間TPと吸気管圧力PMとの変化を示
す図である。この例では、機関１回転に１回、すなわち
１サイクルに２回燃料を噴射するようにしているため
（図中、ｃ、ｂ点）、１回の燃焼に寄与する燃料量は図
から理解されるようにTPc＋TPbに対応する量である。し
かし、実吸入空気量を代表する吸気管圧力は、図中ａで
示す吸気行程終了時（吸気下死点）での吸気管圧力であ
る。このように、燃料噴射時間演算時の吸気管圧力と実
吸入空気量を代表する吸気管圧力との間に時間tDの遅れ
があるため、実吸入空気量に応じた燃料を噴射すること
ができなくなり機関が要求する空燃比に制御できなくな
る。一方、演算時間等を短縮して遅れ時間tDを無視でき
る程小さくしても、機関１回転に１回燃料を噴射する内
燃機関では、ｂ点で2TPbに対応する燃料量が必要である
のに対し、TPc＋TPbに対応する燃料しか供給されないの
で、加速時にはTPb−TPc（＝ΔTP）分燃料量が不足す
る。
また、CRフイルタを用いる方法では、緩和する度合の小
さい第１の重み付き平均値から緩和する度合の大きい第
２の重み付き平均値を減算した差を機関冷却水温で補正
しているのみであるため、加速増量を減衰させる割合
は、第３図に示すように、吸気管圧力の変動に対して応
答性の悪い第２の重み付き平均値によって一義的に決定
され、このため各過渡運転状態に応じて最適な減衰カー
ブを得ることができない、という問題がある。すなわ
ち、上記いずれの方法においても各過渡運転状態に応じ
た最適な減衰カーブを得ることができず、特にインテー
クマニホールド内壁に付着する燃料量の変動が大きい機
関冷間時に最適な加速増量を行なうことができず、排気
エミツシヨンおよびドライバビリテイの悪化を招いてい
た。
さい第１の重み付き平均値から緩和する度合の大きい第
２の重み付き平均値を減算した差を機関冷却水温で補正
しているのみであるため、加速増量を減衰させる割合
は、第３図に示すように、吸気管圧力の変動に対して応
答性の悪い第２の重み付き平均値によって一義的に決定
され、このため各過渡運転状態に応じて最適な減衰カー
ブを得ることができない、という問題がある。すなわ
ち、上記いずれの方法においても各過渡運転状態に応じ
た最適な減衰カーブを得ることができず、特にインテー
クマニホールド内壁に付着する燃料量の変動が大きい機
関冷間時に最適な加速増量を行なうことができず、排気
エミツシヨンおよびドライバビリテイの悪化を招いてい
た。
本発明は上記問題点を解決すべく成されたもので、実吸
入空気量に対応する吸気管圧力と基本燃料噴射時間演算
用緩和値との遅れおよびインテークマニホールド内壁へ
の燃料付着分の補正を行なうことにより、冷間および温
間を問わず過渡運転時の空燃比が変化しないようにし、
排気エミツシヨン及びドライバビリテイを向上させた内
燃機関の燃料噴射量制御方法を提供することを目的とす
る。
入空気量に対応する吸気管圧力と基本燃料噴射時間演算
用緩和値との遅れおよびインテークマニホールド内壁へ
の燃料付着分の補正を行なうことにより、冷間および温
間を問わず過渡運転時の空燃比が変化しないようにし、
排気エミツシヨン及びドライバビリテイを向上させた内
燃機関の燃料噴射量制御方法を提供することを目的とす
る。
上記目的を達成するために本発明は、吸気管圧力を測定
する圧力センサから出力された信号の変化を緩和して吸
気管圧力の緩和値を検出し、前記緩和値に基づいて所定
周期で基本燃料噴射時間を演算し、演算された現在の基
本燃料噴射時間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方法において、現在の基本燃料噴射
時間と１周期前に演算された基本燃料噴射時間との差ま
たは現在の緩和値と１周期前に検出された緩和値との差
で表わされる変化量と機関回転速度に応じて変化される
第１の係数との積および前記変化量の減衰値の積算値と
第２の係数との積に基づいて現在の基本燃料噴射時間を
補正することを特徴とする。
する圧力センサから出力された信号の変化を緩和して吸
気管圧力の緩和値を検出し、前記緩和値に基づいて所定
周期で基本燃料噴射時間を演算し、演算された現在の基
本燃料噴射時間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方法において、現在の基本燃料噴射
時間と１周期前に演算された基本燃料噴射時間との差ま
たは現在の緩和値と１周期前に検出された緩和値との差
で表わされる変化量と機関回転速度に応じて変化される
第１の係数との積および前記変化量の減衰値の積算値と
第２の係数との積に基づいて現在の基本燃料噴射時間を
補正することを特徴とする。
次に本発明の原理について説明する。なお、以下では機
関１回転に１回燃料を噴射する４気筒４サイクル内燃機
関を例にとって説明する。
関１回転に１回燃料を噴射する４気筒４サイクル内燃機
関を例にとって説明する。
第４図で説明したように、燃料噴射時間演算時からの遅
れ時間tDを無視すれば、実吸入空気量に対応する基本燃
料噴射時間TPは次式で表わされる。
れ時間tDを無視すれば、実吸入空気量に対応する基本燃
料噴射時間TPは次式で表わされる。
TP＝TPb＋ΔTP …（１） 一方、第５図に示すように、加速が等加速で行なわれた
ものとすれば、ｂ点とｃ点との基本燃料噴射時間の差Δ
TPとｂ点とｂ′点との基本燃料噴射時間の差ΔTP′とは
等しいから、ｂ′点の基本燃料噴射時間TPb′は、ｂ点
での基本燃料噴射時間TPbと上記ΔTP（＝ΔTP′）を用
いて次のように表わすることができる。
ものとすれば、ｂ点とｃ点との基本燃料噴射時間の差Δ
TPとｂ点とｂ′点との基本燃料噴射時間の差ΔTP′とは
等しいから、ｂ′点の基本燃料噴射時間TPb′は、ｂ点
での基本燃料噴射時間TPbと上記ΔTP（＝ΔTP′）を用
いて次のように表わすることができる。
TP′＝TPb＋ΔTP …（２） ここで、基本燃料噴射時間の演算が360°CA毎に行なわ
れているものとすれば、上記（２）式から理解されるよ
うにｂ点より360°CA先の基本燃料噴射時間を予測した
ことになる。
れているものとすれば、上記（２）式から理解されるよ
うにｂ点より360°CA先の基本燃料噴射時間を予測した
ことになる。
従って、一般的に、基本燃料噴射時間の演算がCY°CA毎
に行なわれたものとすれば、第４図のａ点とｂ点との間
の遅れ時間tDををクランク角CADに換算し、このクラン
ク角CADに対応する補正量を求めれば、 となり、ｂ点から所定クランク角CAD先の基本燃料噴射
時間を予測することができる。従って、第４図のｃ点か
らｂ点へ変化したときの補正を考慮すれば、CY°CA毎に
基本燃料噴射時間を演算する場合の実吸入空気量に対応
する基本燃料噴射時間TPは直前の基本燃料噴射時間TP0
を用いて次のように表わされる。
に行なわれたものとすれば、第４図のａ点とｂ点との間
の遅れ時間tDををクランク角CADに換算し、このクラン
ク角CADに対応する補正量を求めれば、 となり、ｂ点から所定クランク角CAD先の基本燃料噴射
時間を予測することができる。従って、第４図のｃ点か
らｂ点へ変化したときの補正を考慮すれば、CY°CA毎に
基本燃料噴射時間を演算する場合の実吸入空気量に対応
する基本燃料噴射時間TPは直前の基本燃料噴射時間TP0
を用いて次のように表わされる。
TP＝TP0+K1・ΔTP …（４） ただし、K1は であり、ΔTPは現在の基本燃料噴射時間からCY°CA前に
演算された基本燃料噴射時間を減算した差であり、この
差は加速の場合正、減速の場合負となる。
演算された基本燃料噴射時間を減算した差であり、この
差は加速の場合正、減速の場合負となる。
ここで、遅れ時間tDは、制御上一定クランク角に保たれ
ることが多いが、噴射された燃料の飛行時間を考慮する
と、この飛行時間は機関回転速度に拘わらず略一定であ
るから、機関高回転になると飛行時間による遅れによっ
て吸気行程直前に噴射された燃料が燃焼室に到達できな
くなり、２回先の吸気行程で初めて吸入されることにな
る。従って、燃料噴射時間を予測すべきクランク角CAD
は機関回転速度が高くなる程大きくなる。
ることが多いが、噴射された燃料の飛行時間を考慮する
と、この飛行時間は機関回転速度に拘わらず略一定であ
るから、機関高回転になると飛行時間による遅れによっ
て吸気行程直前に噴射された燃料が燃焼室に到達できな
くなり、２回先の吸気行程で初めて吸入されることにな
る。従って、燃料噴射時間を予測すべきクランク角CAD
は機関回転速度が高くなる程大きくなる。
一方、CRフイルタを用いた場合、CRフイルタ出力は実際
の吸気管圧力の変化に対して応答性が良いため略実際の
吸気管圧力を示していると考えられるが、基本燃料噴射
時間演算用の重み付き平均値（緩和値）は第６図に示す
ように実際の吸気管圧力より遅れている。この遅れ（制
御遅れtD′）は、圧力センサの検出遅れ、入力回路の信
号伝達の遅れ、これらの遅れによる演算タイミングの遅
れ、演算時間による遅れ、CRフイルタ出力を緩和するこ
とによる遅れ等が原因となって発生する。従って、第６
図のｂ点における燃料噴射量演算用のPMb′から制御遅
れtD′（クランク角でCAD′）を考慮して実際の吸気管
圧力PMbを予測し、この予測値に基づいて基本燃料噴射
時間を演算し、更に上記で説明した遅れ時間tDを考慮し
た予測をする必要がある。
の吸気管圧力の変化に対して応答性が良いため略実際の
吸気管圧力を示していると考えられるが、基本燃料噴射
時間演算用の重み付き平均値（緩和値）は第６図に示す
ように実際の吸気管圧力より遅れている。この遅れ（制
御遅れtD′）は、圧力センサの検出遅れ、入力回路の信
号伝達の遅れ、これらの遅れによる演算タイミングの遅
れ、演算時間による遅れ、CRフイルタ出力を緩和するこ
とによる遅れ等が原因となって発生する。従って、第６
図のｂ点における燃料噴射量演算用のPMb′から制御遅
れtD′（クランク角でCAD′）を考慮して実際の吸気管
圧力PMbを予測し、この予測値に基づいて基本燃料噴射
時間を演算し、更に上記で説明した遅れ時間tDを考慮し
た予測をする必要がある。
従って、上記（４）式に制御遅れtD′（＝CAD′）の補
正も加えれば、次のように表わされる。
正も加えれば、次のように表わされる。
TP＝TP0+K1・ΔTP …（５） ただし、 である。
また、吸気管圧力PMと機関回転速度NEとで基本燃料噴射
時間TPを演算する場合、TP∝PMとなるから、上記（５）
式を吸気管圧力の緩和値の差（現在の基本燃料噴射演算
用緩和値からCY°CA前の基本燃料噴射時間演算用緩和値
を減算した値）ΔPMを用いて表わせば次の（６）式のよ
うになる。
時間TPを演算する場合、TP∝PMとなるから、上記（５）
式を吸気管圧力の緩和値の差（現在の基本燃料噴射演算
用緩和値からCY°CA前の基本燃料噴射時間演算用緩和値
を減算した値）ΔPMを用いて表わせば次の（６）式のよ
うになる。
TP＝TP0+K1・ΔPM・Ｃ …（６） ただし、Ｃは吸気管圧力を基本燃料噴射時間に換算する
ための比例定数である。
ための比例定数である。
ここで、上記制御遅れ時間tD′は時間周期の現象で略一
定とみなせるからクランク角CAD′でみれば機関回転速
度が高くなる程大きくなる。
定とみなせるからクランク角CAD′でみれば機関回転速
度が高くなる程大きくなる。
なお、クランク角CAD、CAD′の各回転速度における値は
計算により算出可能であり、各回転速度におけるK1値を
供試エンジンの製造誤差等を考慮せずに求めることがで
きる。また、上記では所定クランク角（CY°CA）毎に基
本燃料噴射時間を演算する例について説明したが、所定
時間毎に基本燃料噴射時間を演算する場合にも適用する
ことができる。この場合、CAD′については機関回転速
度による補正は不要であるが、噴射された燃料の飛行時
間による遅れは機関回転速度の影響を受けるため、K1全
体としては機関回転速度による補正は必要となる。更
に、上記では機関１回転に１回燃料を噴射する例につい
て説明したが、独立噴射においても機関回転速度が大き
くなると基本燃料噴射時間が長くなって燃料の吸い残し
が生ずる領域が発生する。このため、現在の基本燃料噴
射時間演算時より１回前の基本燃料噴射時間演算時に実
吸入空気量を代表する吸気管圧力（吸気下死点付近の
値）を予測することが望ましく、本発明は独立噴射にも
適用することができる。
計算により算出可能であり、各回転速度におけるK1値を
供試エンジンの製造誤差等を考慮せずに求めることがで
きる。また、上記では所定クランク角（CY°CA）毎に基
本燃料噴射時間を演算する例について説明したが、所定
時間毎に基本燃料噴射時間を演算する場合にも適用する
ことができる。この場合、CAD′については機関回転速
度による補正は不要であるが、噴射された燃料の飛行時
間による遅れは機関回転速度の影響を受けるため、K1全
体としては機関回転速度による補正は必要となる。更
に、上記では機関１回転に１回燃料を噴射する例につい
て説明したが、独立噴射においても機関回転速度が大き
くなると基本燃料噴射時間が長くなって燃料の吸い残し
が生ずる領域が発生する。このため、現在の基本燃料噴
射時間演算時より１回前の基本燃料噴射時間演算時に実
吸入空気量を代表する吸気管圧力（吸気下死点付近の
値）を予測することが望ましく、本発明は独立噴射にも
適用することができる。
また、本発明は次の式で基本燃料噴射時間を補正するよ
うにしている。
うにしている。
K2・DLPMIi・C …（７） ただし、K2は第２の係数であり、機関回転速度、機関冷
却水温または吸気管圧力等に応じて変化することがで
き、またDLPMIiは以下の式で表わされる現在の緩和値と
１周期前に検出された緩和値との差の減衰値の積算値で
ある。
却水温または吸気管圧力等に応じて変化することがで
き、またDLPMIiは以下の式で表わされる現在の緩和値と
１周期前に検出された緩和値との差の減衰値の積算値で
ある。
DLPMIi＝ΔPM＋K3・DLPMIi-1 …（８） ここで、K3は１未満の正の減衰係数、DLPMIi-1は前回演
算された積算値である。
算された積算値である。
上記（８）式において積算値の初期値を０とし、ｉ回演
算する間に差ΔPMがΔPM1、ΔPM2、・・・ΔPMiと変化
したものとするとｉ回目のDLPMIiは次のように表わされ
る。
算する間に差ΔPMがΔPM1、ΔPM2、・・・ΔPMiと変化
したものとするとｉ回目のDLPMIiは次のように表わされ
る。
DLPMIi＝ΔPMi+K3・ΔPMi-1+K3 2・ΔPMi-2+ ・・・ +K3 i-2
・ΔPM2+K3 i-1・ΔPM1 …（９） 従って、積算値は加速開始時から徐々に大きくなり、加
速終了後も減衰係数K3によって０に近づくまでの間ある
値をとる。
・ΔPM2+K3 i-1・ΔPM1 …（９） 従って、積算値は加速開始時から徐々に大きくなり、加
速終了後も減衰係数K3によって０に近づくまでの間ある
値をとる。
上記実吸入空気量に対応する基本燃料噴射時間を予測す
るための補正と上記（７）式の補正とを同時に行なう
と、基本燃料噴射時間TPは次の（10）式または（11）式
のようになる。
るための補正と上記（７）式の補正とを同時に行なう
と、基本燃料噴射時間TPは次の（10）式または（11）式
のようになる。
TP＝TP0+K1・ΔPM・Ｃ＋K2・DLPMIi・C …（10） TP＝TP0+K1・ΔTP＋K2・DLPMIi …（11） ただし、上記（11）式のDLPMIiは以下の式で表わされる
現在の基本燃料噴射時間と１周期前の基本燃料噴射時間
との差の減衰値の積算値である。
現在の基本燃料噴射時間と１周期前の基本燃料噴射時間
との差の減衰値の積算値である。
DLPMIi＝ΔTP＋K3・DLPMIi-1 …（12） なお、上記（10）、（11）式で使用するK1、K2、K3は広範
囲の過渡運転状態をカバーできるように、機関回転速
度、機関冷却水温または吸気管絶対圧力等のパラメータ
に応じて定めればよいが、各パラメータを変化させても
過渡運転状態において燃料噴射量の要求値が殆ど変化し
ない係数については一定値として定義すればよい。
囲の過渡運転状態をカバーできるように、機関回転速
度、機関冷却水温または吸気管絶対圧力等のパラメータ
に応じて定めればよいが、各パラメータを変化させても
過渡運転状態において燃料噴射量の要求値が殆ど変化し
ない係数については一定値として定義すればよい。
機関冷間時に上記のように基本燃料噴射時間を補正した
ときの加速増量値および空燃比の変化を、現在の基本燃
料噴射時間TP0を補正しない場合、K1の値として温間時
に適合した値KHを用いた場合、K1の値として冷間時に適
合した値KC(＞KH)を用いた場合の各々と比較して実験し
た場合の実験結果について説明する。第７図に示すよう
に、機関冷間時の吸気管圧力PMがPM1からPM2に変化する
加速運転状態において現在の基本燃料噴射時間TP0のみ
で燃料を噴射すれば、増量値は０になり空燃比は第７図
（３）に示すように変化して多大なリーンスパイクが発
生して排気エミツシヨンおよびドライバビリテイ不良と
なる。この基本燃料噴射時間TP0を補正してTP0+KH・ΔP
M・Ｃに基づいて燃料を噴射するとリーンスパイクは半
減するもののまだ空燃比の変化が大きい。これは、冷間
時にはインテークマニホールド内壁に付着する燃料量の
変化が大きいためと考えられる。また、K1の値を更に大
きくして冷間時に適合した値KCを用いてTP0+KC・ΔPM・
Ｃに基づいて燃料を噴射すると、第７図（３）に示すよ
うに加速初期のリーンスパイクは略解消できるものの加
速後期、加速終了時にリーンスパイクが残る。これは、
加速後期や加速終了時には吸気管圧力が大きくなり燃料
の蒸発量が少なくなるため、噴射された燃料のインテー
クマニホールド内壁に付着する量が多くなるためと考え
られる。
ときの加速増量値および空燃比の変化を、現在の基本燃
料噴射時間TP0を補正しない場合、K1の値として温間時
に適合した値KHを用いた場合、K1の値として冷間時に適
合した値KC(＞KH)を用いた場合の各々と比較して実験し
た場合の実験結果について説明する。第７図に示すよう
に、機関冷間時の吸気管圧力PMがPM1からPM2に変化する
加速運転状態において現在の基本燃料噴射時間TP0のみ
で燃料を噴射すれば、増量値は０になり空燃比は第７図
（３）に示すように変化して多大なリーンスパイクが発
生して排気エミツシヨンおよびドライバビリテイ不良と
なる。この基本燃料噴射時間TP0を補正してTP0+KH・ΔP
M・Ｃに基づいて燃料を噴射するとリーンスパイクは半
減するもののまだ空燃比の変化が大きい。これは、冷間
時にはインテークマニホールド内壁に付着する燃料量の
変化が大きいためと考えられる。また、K1の値を更に大
きくして冷間時に適合した値KCを用いてTP0+KC・ΔPM・
Ｃに基づいて燃料を噴射すると、第７図（３）に示すよ
うに加速初期のリーンスパイクは略解消できるものの加
速後期、加速終了時にリーンスパイクが残る。これは、
加速後期や加速終了時には吸気管圧力が大きくなり燃料
の蒸発量が少なくなるため、噴射された燃料のインテー
クマニホールド内壁に付着する量が多くなるためと考え
られる。
上記の現象を考慮して本発明は、上記（10）、（11）式
に示すように、現在の基本燃料噴射時間と１周期前に演
算された基本燃料噴射時間との差または現在の緩和値と
１周期前に検出された緩和値との差で表わされる変化量
と機関回転速度に応じて変化される第１の係数との積お
よび前記変化量の減衰値の積算値と第２の係数との積に
基づいて現在の基本燃料噴射時間を補正するものであ
る。上記の減衰値の積算値は加速終期および加速終了後
においてもある値をとるため、K1をKCとして基本燃料噴
射時間を補正した場合に生じていた加速終期および加速
終了時のリーンスパイクを防止して、第７図（３）の実
線で示すように加速時等の過渡時の空燃比を略一定にす
ることができる。
に示すように、現在の基本燃料噴射時間と１周期前に演
算された基本燃料噴射時間との差または現在の緩和値と
１周期前に検出された緩和値との差で表わされる変化量
と機関回転速度に応じて変化される第１の係数との積お
よび前記変化量の減衰値の積算値と第２の係数との積に
基づいて現在の基本燃料噴射時間を補正するものであ
る。上記の減衰値の積算値は加速終期および加速終了後
においてもある値をとるため、K1をKCとして基本燃料噴
射時間を補正した場合に生じていた加速終期および加速
終了時のリーンスパイクを防止して、第７図（３）の実
線で示すように加速時等の過渡時の空燃比を略一定にす
ることができる。
以上説明したように本発明によれば、過渡時に実吸入空
気量に対応する燃料を供給することができると共に、イ
ンテークマニホールド内壁に付着する燃料量の変化によ
る補正を行なって機関の温間、冷間を問わず空燃比を略
一定にすることができるため、全過渡運転時において排
気エミツシヨン及びドライバビリテイの悪化を防止する
ことができる、という効果が得られる。
気量に対応する燃料を供給することができると共に、イ
ンテークマニホールド内壁に付着する燃料量の変化によ
る補正を行なって機関の温間、冷間を問わず空燃比を略
一定にすることができるため、全過渡運転時において排
気エミツシヨン及びドライバビリテイの悪化を防止する
ことができる、という効果が得られる。
次に本発明の態様について説明する。本発明は実施する
にあたって以下の態様を採り得る。
にあたって以下の態様を採り得る。
この態様は、本発明における緩和値を過去に演算された
重み付き平均値の重みを重くして過去に演算された重み
付き平均値と前記圧力センサから出力された信号の現在
のレベルとで演算された現在の重み付き平均値としたも
のである。すなわち、以下の式に従って演算された重み
付き平均値PMNiを緩和値としたものである。
重み付き平均値の重みを重くして過去に演算された重み
付き平均値と前記圧力センサから出力された信号の現在
のレベルとで演算された現在の重み付き平均値としたも
のである。すなわち、以下の式に従って演算された重み
付き平均値PMNiを緩和値としたものである。
ただし、PMNi-1は過去に演算した重み付き平均値、Ｎは
重み、PMADは圧力センサから出力された信号の現在のレ
ベルであり、圧力センサから出力された信号を直接デジ
タル値に変換した値やCRフイルタによって処理された圧
力センサ出力をデジタル値に変換した値を採用すること
ができる。
重み、PMADは圧力センサから出力された信号の現在のレ
ベルであり、圧力センサから出力された信号を直接デジ
タル値に変換した値やCRフイルタによって処理された圧
力センサ出力をデジタル値に変換した値を採用すること
ができる。
以下図面を参照して本発明の実施例を詳細に説明する。
第８図は本発明が適用可能な燃料噴射量制御装置を備え
た内燃機関（エンジン）の概略を示すものである。
第８図は本発明が適用可能な燃料噴射量制御装置を備え
た内燃機関（エンジン）の概略を示すものである。
このエンジンは、マイクロコンピユータ等の電子制御回
路によって制御されるものであり、エアクリーナ（図示
せず）の下流側には、スロツトル弁８が配置され、この
スロツトル弁８にスロツトル開度に応じた電圧を出力す
るリニアスロツトルセンサ10が取付けられ、スロツトル
弁８の下流側にサージタンク12が設けられている。この
サージタンク12には、ダイヤフラム式の圧力センサ６が
取付けられている。この圧力センサ６は、吸気管圧力の
脈動成分を取除くための時定数が小さく（例えば、３〜
5msec）かつ応答性の良いCRフイルタ等で構成されたフ
イルタ（第９図）が接続されている。なお、このフイル
タは圧力センサ内に内蔵させるようにしても良い。ま
た、スロツトル弁８を迂回しかつスロツトル弁上流側と
スロツトル弁下流側のサージタンク12とを連通するよう
にバイパス路14が設けられている。このバイパス路14に
は４極の固定子を備えたパルスモータ16Aによって開度
が調節されるISC（アイドルスピードコントロール）バ
ルブ16Bが取付けられている。サージタンク12は、イン
テークマニホールド18及び吸気ポート22を介してエンジ
ン20の燃焼室に連通されている。そしてこのインテーク
マニホールド18内に突出するよう各気筒毎に燃料噴射弁
24が取付けられている。
路によって制御されるものであり、エアクリーナ（図示
せず）の下流側には、スロツトル弁８が配置され、この
スロツトル弁８にスロツトル開度に応じた電圧を出力す
るリニアスロツトルセンサ10が取付けられ、スロツトル
弁８の下流側にサージタンク12が設けられている。この
サージタンク12には、ダイヤフラム式の圧力センサ６が
取付けられている。この圧力センサ６は、吸気管圧力の
脈動成分を取除くための時定数が小さく（例えば、３〜
5msec）かつ応答性の良いCRフイルタ等で構成されたフ
イルタ（第９図）が接続されている。なお、このフイル
タは圧力センサ内に内蔵させるようにしても良い。ま
た、スロツトル弁８を迂回しかつスロツトル弁上流側と
スロツトル弁下流側のサージタンク12とを連通するよう
にバイパス路14が設けられている。このバイパス路14に
は４極の固定子を備えたパルスモータ16Aによって開度
が調節されるISC（アイドルスピードコントロール）バ
ルブ16Bが取付けられている。サージタンク12は、イン
テークマニホールド18及び吸気ポート22を介してエンジ
ン20の燃焼室に連通されている。そしてこのインテーク
マニホールド18内に突出するよう各気筒毎に燃料噴射弁
24が取付けられている。
エンジン20の燃焼室は、排気ポート26及びエキゾースト
マニホールド28を介して三元触媒を充填した触媒装置
（図示せず）に連通されている。このエキゾーストマニ
ホールド28には、理論空燃比を境に反転した信号を出力
するO2センサ30が取付けられている。エンジンブロツク
32には、このエンジンブロツク32を貫通してウオータジ
ヤケツト内に突出するよう冷却水温センサ34が取付けら
れている。この冷却水温センサ34は、エンジン冷却水温
を検出して水温信号を出力し、水温信号で機関温度を代
表する。なお、機関オイル温を検出して機関温度を代表
させても良い。
マニホールド28を介して三元触媒を充填した触媒装置
（図示せず）に連通されている。このエキゾーストマニ
ホールド28には、理論空燃比を境に反転した信号を出力
するO2センサ30が取付けられている。エンジンブロツク
32には、このエンジンブロツク32を貫通してウオータジ
ヤケツト内に突出するよう冷却水温センサ34が取付けら
れている。この冷却水温センサ34は、エンジン冷却水温
を検出して水温信号を出力し、水温信号で機関温度を代
表する。なお、機関オイル温を検出して機関温度を代表
させても良い。
エンジン20のシリンダヘツド36を貫通して燃焼室内に突
出するように各気筒毎に点火プラグ38が取付けられてい
る。この点火プラグ38は、デイストリビユータ40及びイ
グナイタ42を介して、マイクロコンピユータ等で構成さ
れた電子制御回路44に接続されている。このデイストリ
ビユータ40内には、デイストリビユータシヤフトに固定
されたシグナルロータとデイストリビユータハウジング
に固定されたピツクアツプとで各々構成された気筒判別
センサ46及び回転角センサ48が取付けられている。気筒
判別センサ46は例えば720°CA毎に気筒判別信号を出力
し、回転角センサ48は例えば30°CA毎にエンジン回転数
信号を出力する。
出するように各気筒毎に点火プラグ38が取付けられてい
る。この点火プラグ38は、デイストリビユータ40及びイ
グナイタ42を介して、マイクロコンピユータ等で構成さ
れた電子制御回路44に接続されている。このデイストリ
ビユータ40内には、デイストリビユータシヤフトに固定
されたシグナルロータとデイストリビユータハウジング
に固定されたピツクアツプとで各々構成された気筒判別
センサ46及び回転角センサ48が取付けられている。気筒
判別センサ46は例えば720°CA毎に気筒判別信号を出力
し、回転角センサ48は例えば30°CA毎にエンジン回転数
信号を出力する。
電子制御回路44は第９図に示すようにマイクロプロセツ
シングユニツト（MPU）60、リード・オンリ・メモリ（R
OM）62、ランダム・アクセス・メモリ（RAM）64、バツ
クアツプラム（BU-RAM）66、入出力ポート68、入力ポー
ト70、出力ポート72、74、76及びこれらを接続するデー
タバスやコントロールバス等のバス75を含んで構成され
ている。入出力ポート68には、アナログ−デジタル（A/
D）変換器78とマルチプレクサ80とが順に接続されてい
る。マルチプレクサ80には、抵抗ＲとコンデンサＣとで
構成されたCRフイルタ７及びバツフア82を介して圧力セ
ンサ６が接続されると共にバツフア84を介して冷却水温
センサ34が接続されている。また、マルチプレクサ80に
はリニアスロツトルセンサ10が接続されている。MPU60
は、マルチプレクサ80及びA/D変換器78を制御して、CR
フイルタ７を介して入力される圧力センサ６出力、リニ
アスロツトルセンサ10出力及び冷却水温センサ34出力を
順次デジタル信号に変換してRAM64に記憶させる。従っ
て、マルチプレクサ80、A/D変換器78及びMPU60等は、圧
力センサ出力を所定時間毎にサンプリングするサンプリ
ング手段として作用する。入力ポート70には、コンパレ
ータ88及びバツフア86を介してO2センサ30が接続される
と共に波形整形回路90を介して気筒判別センサ46及び回
転角センサ48が接続されている。出力ポート72は駆動回
路92を介してイグナイタ42に接続され、出力ポート74は
ダウンカウンタを備えた駆動回路94を介して燃料噴射弁
24に接続され、そして出力ポート76は駆動回路96を介し
てISCバルブのパルスモータ16Aに接続されている。な
お、98はクロツク、99はタイマである。上記ROM62に
は、以下で説明する制御ルーチンのプログラム等が予め
記憶されている。
シングユニツト（MPU）60、リード・オンリ・メモリ（R
OM）62、ランダム・アクセス・メモリ（RAM）64、バツ
クアツプラム（BU-RAM）66、入出力ポート68、入力ポー
ト70、出力ポート72、74、76及びこれらを接続するデー
タバスやコントロールバス等のバス75を含んで構成され
ている。入出力ポート68には、アナログ−デジタル（A/
D）変換器78とマルチプレクサ80とが順に接続されてい
る。マルチプレクサ80には、抵抗ＲとコンデンサＣとで
構成されたCRフイルタ７及びバツフア82を介して圧力セ
ンサ６が接続されると共にバツフア84を介して冷却水温
センサ34が接続されている。また、マルチプレクサ80に
はリニアスロツトルセンサ10が接続されている。MPU60
は、マルチプレクサ80及びA/D変換器78を制御して、CR
フイルタ７を介して入力される圧力センサ６出力、リニ
アスロツトルセンサ10出力及び冷却水温センサ34出力を
順次デジタル信号に変換してRAM64に記憶させる。従っ
て、マルチプレクサ80、A/D変換器78及びMPU60等は、圧
力センサ出力を所定時間毎にサンプリングするサンプリ
ング手段として作用する。入力ポート70には、コンパレ
ータ88及びバツフア86を介してO2センサ30が接続される
と共に波形整形回路90を介して気筒判別センサ46及び回
転角センサ48が接続されている。出力ポート72は駆動回
路92を介してイグナイタ42に接続され、出力ポート74は
ダウンカウンタを備えた駆動回路94を介して燃料噴射弁
24に接続され、そして出力ポート76は駆動回路96を介し
てISCバルブのパルスモータ16Aに接続されている。な
お、98はクロツク、99はタイマである。上記ROM62に
は、以下で説明する制御ルーチンのプログラム等が予め
記憶されている。
次に上記エンジンに本発明を適用しかつ演算による重み
付き平均値によって緩和値を検出する場合の本発明の実
施例の制御ルーチンについて説明する。なお、以下では
本発明に支障のない数値を用いて説明するが、本発明は
れこらの数値に限定されるものではない。
付き平均値によって緩和値を検出する場合の本発明の実
施例の制御ルーチンについて説明する。なお、以下では
本発明に支障のない数値を用いて説明するが、本発明は
れこらの数値に限定されるものではない。
第10図は4msec毎に実行されるA/D変換ルーチンを示すも
ので、ステツプ100において圧力センサ６から出力され
た信号をCRフイルタ７、バツフア82及びマルチプレクサ
80を介してA/D変換器78に入力され、A/D変換器78でデジ
タル変換された吸気管圧力PMをデジタル値PMADとして取
り込む。次のステツプ102では、吸気管圧力のデジタル
値PMADと4msec前に演算された吸気管圧力の重み付き平
均値PMNi-1とを用いて上記（13）式の重みＮをｎ（例え
ば、４）とすることにより（13）式に従って現在の吸気
管圧力の重み付き平均値PMiを演算する。
ので、ステツプ100において圧力センサ６から出力され
た信号をCRフイルタ７、バツフア82及びマルチプレクサ
80を介してA/D変換器78に入力され、A/D変換器78でデジ
タル変換された吸気管圧力PMをデジタル値PMADとして取
り込む。次のステツプ102では、吸気管圧力のデジタル
値PMADと4msec前に演算された吸気管圧力の重み付き平
均値PMNi-1とを用いて上記（13）式の重みＮをｎ（例え
ば、４）とすることにより（13）式に従って現在の吸気
管圧力の重み付き平均値PMiを演算する。
そしてステツプ104において次の吸気管圧力の重み付き
平均値を演算するために、現在の吸気管圧力の重み付き
平均値PMNiを4msec前の吸気管圧力の重み付き平均値PMN
i-1としてレジスタに記憶する。
平均値を演算するために、現在の吸気管圧力の重み付き
平均値PMNiを4msec前の吸気管圧力の重み付き平均値PMN
i-1としてレジスタに記憶する。
第１図は燃料噴射量演算タイミング毎（４気筒４サイク
ルエンジンの場合360°CA毎）に実行される燃料噴射量
演算ルーチンを示すもので、ステツプ106において係数K
1、K2、K3を演算する。この係数K1は、第11図に示すよう
にステツプ128において吸気管圧力の重み付き平均値PM
N、エンジン回転速度NE及び機関冷却水温THW等のパラメ
ータを取り込み、ステツプ130において第12図に示すマ
ツプから現在のエンジン回転速度NEに対応する係数K1を
演算することにより求められる。係数K1は、予め計算に
より求められてマツプとしてROMに記憶されるが第12図
に示すようにエンジン回転速度NEが高くなるに従って1.
0から増加する増加関数として表わされている。
ルエンジンの場合360°CA毎）に実行される燃料噴射量
演算ルーチンを示すもので、ステツプ106において係数K
1、K2、K3を演算する。この係数K1は、第11図に示すよう
にステツプ128において吸気管圧力の重み付き平均値PM
N、エンジン回転速度NE及び機関冷却水温THW等のパラメ
ータを取り込み、ステツプ130において第12図に示すマ
ツプから現在のエンジン回転速度NEに対応する係数K1を
演算することにより求められる。係数K1は、予め計算に
より求められてマツプとしてROMに記憶されるが第12図
に示すようにエンジン回転速度NEが高くなるに従って1.
0から増加する増加関数として表わされている。
次のステツプ132では、第13図に示すマツプまたは第14
図に示すマツプから、現在の機関回転速度NEに対応した
K2または現在の機関冷却水温THWに対応した係数K2を演
算する。この係数K2は機関回転速度NEと機関冷却水温と
の関数ｆ（NE、THW）で定めてもよく、重み付き平均値P
MNの関数ｆ（PMN）、機関回転速度NE、機関冷却水温THW
および重み付き平均値PMNの関数ｆ（NE、THW、PMN）で
定めてもよい。
図に示すマツプから、現在の機関回転速度NEに対応した
K2または現在の機関冷却水温THWに対応した係数K2を演
算する。この係数K2は機関回転速度NEと機関冷却水温と
の関数ｆ（NE、THW）で定めてもよく、重み付き平均値P
MNの関数ｆ（PMN）、機関回転速度NE、機関冷却水温THW
および重み付き平均値PMNの関数ｆ（NE、THW、PMN）で
定めてもよい。
ここで、機関回転速度NEが高くなると吸気流速が速くな
りインテークマニホールド内壁に付着する燃料量は少な
くなり大部分が燃焼室に供給されると考えられるから、
係数K2は機関回転速度が高くなるに従って小さくなるよ
うに定められている。また、機関冷却水温が高くなると
インテークマニホールド内壁に付着した燃料の蒸発量が
多くなり、インテークマニホールド内壁への燃料付着量
は少なくなるから、係数K2は機関冷却水温が高くなるに
従って小さくなるように定められる。そして、吸気管圧
力が高くなると燃料の蒸発量が少なくなってインテーク
マニホールド内壁に付着する燃料量が多くなるから、係
数K2は吸気管圧力の重み付き平均値が大きくなるに従っ
て大きくなるように定められる。
りインテークマニホールド内壁に付着する燃料量は少な
くなり大部分が燃焼室に供給されると考えられるから、
係数K2は機関回転速度が高くなるに従って小さくなるよ
うに定められている。また、機関冷却水温が高くなると
インテークマニホールド内壁に付着した燃料の蒸発量が
多くなり、インテークマニホールド内壁への燃料付着量
は少なくなるから、係数K2は機関冷却水温が高くなるに
従って小さくなるように定められる。そして、吸気管圧
力が高くなると燃料の蒸発量が少なくなってインテーク
マニホールド内壁に付着する燃料量が多くなるから、係
数K2は吸気管圧力の重み付き平均値が大きくなるに従っ
て大きくなるように定められる。
次のステツプ134では減衰係数K3を演算する。この減衰
係数K3は１未満の正の値であり、一定値を用いてもよい
が、上記係数K2と同様に、機関回転速度NE、吸気管圧力
の重み付き平均値PMN、機関冷却水温THW等に応じて定め
てもよい。係数K3を変化させる場合には、上記と同様に
インテークマニホールド内壁に付着する燃料量が多くな
る過渡運転状態では係数K3を大きくすることにより減衰
速度を遅くし、インテークマニホールド内壁に付着する
燃料量が少なくなる過渡運転状態では係数K3を小さくし
て減衰速度を速くする。
係数K3は１未満の正の値であり、一定値を用いてもよい
が、上記係数K2と同様に、機関回転速度NE、吸気管圧力
の重み付き平均値PMN、機関冷却水温THW等に応じて定め
てもよい。係数K3を変化させる場合には、上記と同様に
インテークマニホールド内壁に付着する燃料量が多くな
る過渡運転状態では係数K3を大きくすることにより減衰
速度を遅くし、インテークマニホールド内壁に付着する
燃料量が少なくなる過渡運転状態では係数K3を小さくし
て減衰速度を速くする。
第１図のステツプ108では、現在の吸気管圧力の重み付
き平均値をPMNとして取り込む。第10図のステツプ104で
は現在の吸気管圧力の重み付き平均値PMNiをPMNi-1とし
てレジスタに記憶したので、このレジスタの値を読み込
むことによって現在の吸気管圧力の重み付き平均値をPM
Nとして取り込むことができる。次のステツプ110ではス
テツプ128で取り込んだ現在の吸気管圧力の重み付き平
均値PMNとエンジン回転速度NEとより従来と同様の方法
で現在の基本燃料噴射時間TP0を演算する。次のステツ
プ112では、RAMに記憶されている積算値DLPMIに減衰係
数K3を乗算した値をレジスタＲに記憶し、ステツプ114
において、現在の吸気管圧力の重み付き平均値PMNから3
60°CA前に基本燃料噴射時間を演算するために使用した
過去の吸気管圧力の重み付き平均値PMN0を減算すること
により吸気管圧力の重み付き平均値の差ΔPMを演算す
る。ステツプ116では、吸気管圧力の重み付き平均値の
差ΔPMとレジスタＲに記憶された値とを加算することに
より現在の積算値DLPMI（＝ΔPM＋K3・DLPMIi-1）を演算
する。ステツプ118では、ステツプ130で演算された係数
K1とステツプ114で演算された吸気管圧力の重み付き平
均値の差ΔPMと吸気管圧力を基本燃料噴射時間に換算す
るための定数Ｃとを乗算した積にステツプ132で演算さ
れた係数K2とステツプ116で演算された積算値DLPMIと定
数Ｃとを乗算した積を加算することにより、増量値TPAC
C（第（10）式の右辺の第２項と第３項に対応する）を
演算し、ステツプ120において現在の基本燃料噴射時間T
P0に増量値TPACCを加算することにより現在の基本燃料
噴射時間TP0を補正する。なお、増量値TPACCは、上記
（11）式に基づいて演算してもよい。そして、ステツプ
122において現在の吸気管圧力の重み付き平均値PMNを36
0°CA前の吸気管圧力の重み付き平均値PMN0としてレジ
スタに記憶し、ステツプ124において基本燃料噴射時間T
Pを吸気温やエンジン冷却水温等によって補正して燃料
噴射時間TAUを演算する。そして図示しない燃料噴射量
制御ルーチンにおいてエンジン１回転に１回燃料を噴射
する。
き平均値をPMNとして取り込む。第10図のステツプ104で
は現在の吸気管圧力の重み付き平均値PMNiをPMNi-1とし
てレジスタに記憶したので、このレジスタの値を読み込
むことによって現在の吸気管圧力の重み付き平均値をPM
Nとして取り込むことができる。次のステツプ110ではス
テツプ128で取り込んだ現在の吸気管圧力の重み付き平
均値PMNとエンジン回転速度NEとより従来と同様の方法
で現在の基本燃料噴射時間TP0を演算する。次のステツ
プ112では、RAMに記憶されている積算値DLPMIに減衰係
数K3を乗算した値をレジスタＲに記憶し、ステツプ114
において、現在の吸気管圧力の重み付き平均値PMNから3
60°CA前に基本燃料噴射時間を演算するために使用した
過去の吸気管圧力の重み付き平均値PMN0を減算すること
により吸気管圧力の重み付き平均値の差ΔPMを演算す
る。ステツプ116では、吸気管圧力の重み付き平均値の
差ΔPMとレジスタＲに記憶された値とを加算することに
より現在の積算値DLPMI（＝ΔPM＋K3・DLPMIi-1）を演算
する。ステツプ118では、ステツプ130で演算された係数
K1とステツプ114で演算された吸気管圧力の重み付き平
均値の差ΔPMと吸気管圧力を基本燃料噴射時間に換算す
るための定数Ｃとを乗算した積にステツプ132で演算さ
れた係数K2とステツプ116で演算された積算値DLPMIと定
数Ｃとを乗算した積を加算することにより、増量値TPAC
C（第（10）式の右辺の第２項と第３項に対応する）を
演算し、ステツプ120において現在の基本燃料噴射時間T
P0に増量値TPACCを加算することにより現在の基本燃料
噴射時間TP0を補正する。なお、増量値TPACCは、上記
（11）式に基づいて演算してもよい。そして、ステツプ
122において現在の吸気管圧力の重み付き平均値PMNを36
0°CA前の吸気管圧力の重み付き平均値PMN0としてレジ
スタに記憶し、ステツプ124において基本燃料噴射時間T
Pを吸気温やエンジン冷却水温等によって補正して燃料
噴射時間TAUを演算する。そして図示しない燃料噴射量
制御ルーチンにおいてエンジン１回転に１回燃料を噴射
する。
上記ステツプ124において燃料噴射時間TAUを演算するた
めに用いた基本燃料噴射時間TPは、ステツプ120におい
て上記で説明した（10）式または（11）式に従って補正
しているため、制御遅れ及び燃料の飛行時間による遅れ
が防止されると共にインテークマニホールド内壁への燃
料付着量による影響が防止され、実吸入空気量に対応し
た値に補正されるため、過渡時の空燃比の変動を防止す
ることができる。
めに用いた基本燃料噴射時間TPは、ステツプ120におい
て上記で説明した（10）式または（11）式に従って補正
しているため、制御遅れ及び燃料の飛行時間による遅れ
が防止されると共にインテークマニホールド内壁への燃
料付着量による影響が防止され、実吸入空気量に対応し
た値に補正されるため、過渡時の空燃比の変動を防止す
ることができる。
なお、上記では係数K1をエンジン回転速度に応じて変化
させる例について説明したが、機関冷却水温が低い機関
冷間時等においてはインテークマニホールド内壁に付着
する燃料量が多くなるため機関冷却水温が高い場合より
多く燃料を増量する必要がある。従って、上記係数K1を
エンジン回転速度と機関冷却水温との関数で表わし機関
回転速度が高くなるに従って係数K1を大きくすると共に
機関冷却水温が高くなるに従って係数K1を小さくなるよ
うにしても良い。
させる例について説明したが、機関冷却水温が低い機関
冷間時等においてはインテークマニホールド内壁に付着
する燃料量が多くなるため機関冷却水温が高い場合より
多く燃料を増量する必要がある。従って、上記係数K1を
エンジン回転速度と機関冷却水温との関数で表わし機関
回転速度が高くなるに従って係数K1を大きくすると共に
機関冷却水温が高くなるに従って係数K1を小さくなるよ
うにしても良い。
第１図は本発明の第１実施例の燃料噴射時間演算ルーチ
ンを示す流れ図、第２図および第３図は従来の加速時の
増量係数の変化を示す線図、第４図は機関１回転に１回
燃料を噴射する場合の燃料噴射量の遅れを説明するため
の線図、第５図は等加速度状態における吸気管圧力と基
本燃料噴射時間との変化を示す線図、第６図は高負荷時
でのCRフイルタ出力とCRフイルタ出力の重み付き平均値
との変化を示す線図、第７図（１）〜（３）は本発明の
増量値や空燃比の変化等を説明するための線図、第８図
は本発明が適用可能な燃料噴射量制御装置を備えたエン
ジンを示す概略図、第９図は第８図の制御回路の詳細を
示すブロツク、第10図は本発明の第１実施例のA/D変換
ルーチンを示す流れ図、第11図は上記実施例の係数K1、K
2、K3の演算ルーチンを示す流れ図、第12図は係数K1のマ
ツプを示す線図、第13図および第14図は係数K2のマツプ
を示す線図である。 ６……圧力センサ、７……CRフイルタ、10……パワース
イツチ、24……燃料噴射弁、48……回転角センサ。
ンを示す流れ図、第２図および第３図は従来の加速時の
増量係数の変化を示す線図、第４図は機関１回転に１回
燃料を噴射する場合の燃料噴射量の遅れを説明するため
の線図、第５図は等加速度状態における吸気管圧力と基
本燃料噴射時間との変化を示す線図、第６図は高負荷時
でのCRフイルタ出力とCRフイルタ出力の重み付き平均値
との変化を示す線図、第７図（１）〜（３）は本発明の
増量値や空燃比の変化等を説明するための線図、第８図
は本発明が適用可能な燃料噴射量制御装置を備えたエン
ジンを示す概略図、第９図は第８図の制御回路の詳細を
示すブロツク、第10図は本発明の第１実施例のA/D変換
ルーチンを示す流れ図、第11図は上記実施例の係数K1、K
2、K3の演算ルーチンを示す流れ図、第12図は係数K1のマ
ツプを示す線図、第13図および第14図は係数K2のマツプ
を示す線図である。 ６……圧力センサ、７……CRフイルタ、10……パワース
イツチ、24……燃料噴射弁、48……回転角センサ。
Claims (2)
- 【請求項１】吸気管圧力を測定する圧力センサから出力
された信号の変化を緩和して吸気管圧力の緩和値を検出
し、前記緩和値に基づいて所定周期で基本燃料噴射時間
を演算し、演算された現在の基本燃料噴射時間に基づい
て燃料噴射量を制御する内燃機関の燃料噴射量制御方法
において、現在の基本燃料噴射時間と１周期前に演算さ
れた基本燃料噴射時間との差または現在の緩和値と１周
期前に検出された緩和値との差で表わされる変化量と機
関回転速度に応じて変化される第１の係数との積および
前記変化量の減衰値の積算値と第２の係数との積に基づ
いて現在の基本燃料噴射時間を補正することを特徴とす
る内燃機関の燃料噴射量制御方法。 - 【請求項２】前記緩和値は、過去に演算された重み付き
平均値の重みを重くして該過去に演算された重み付き平
均値と前記圧力センサから出力された信号の現在のレベ
ルとで演算された現在の重み付き平均値である特許請求
の範囲第（１）項記載の内燃機関の燃料噴射量制御方
法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP27701986A JPH0718355B2 (ja) | 1986-11-20 | 1986-11-20 | 内燃機関の燃料噴射量制御方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP27701986A JPH0718355B2 (ja) | 1986-11-20 | 1986-11-20 | 内燃機関の燃料噴射量制御方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS63131840A JPS63131840A (ja) | 1988-06-03 |
| JPH0718355B2 true JPH0718355B2 (ja) | 1995-03-01 |
Family
ID=17577640
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP27701986A Expired - Fee Related JPH0718355B2 (ja) | 1986-11-20 | 1986-11-20 | 内燃機関の燃料噴射量制御方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0718355B2 (ja) |
Families Citing this family (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS63138135A (ja) * | 1986-11-27 | 1988-06-10 | Nissan Motor Co Ltd | 内燃機関の燃料噴射制御装置 |
| US5054451A (en) * | 1988-03-25 | 1991-10-08 | Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha | Control apparatus for internal combustion |
| JP2832944B2 (ja) * | 1988-06-10 | 1998-12-09 | 株式会社日立製作所 | 計測データの遅れ補償方法 |
| JPH0264244A (ja) * | 1988-08-30 | 1990-03-05 | Toyota Motor Corp | 内燃機関の燃料噴射量制御装置 |
| CN117780521B (zh) * | 2024-02-26 | 2024-05-07 | 烟台哈尔滨工程大学研究院 | 基于燃料喷射量加权的船用双燃料发动机控制方法和装置 |
-
1986
- 1986-11-20 JP JP27701986A patent/JPH0718355B2/ja not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS63131840A (ja) | 1988-06-03 |
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Legal Events
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|---|---|---|---|
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