JPH09268936A - 空冷式多気筒内燃機関 - Google Patents
空冷式多気筒内燃機関Info
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- JPH09268936A JPH09268936A JP8078907A JP7890796A JPH09268936A JP H09268936 A JPH09268936 A JP H09268936A JP 8078907 A JP8078907 A JP 8078907A JP 7890796 A JP7890796 A JP 7890796A JP H09268936 A JPH09268936 A JP H09268936A
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- cylinder
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- F02D—CONTROLLING COMBUSTION ENGINES
- F02D41/00—Electrical control of supply of combustible mixture or its constituents
- F02D41/008—Controlling each cylinder individually
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- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
- F02B—INTERNAL-COMBUSTION PISTON ENGINES; COMBUSTION ENGINES IN GENERAL
- F02B61/00—Adaptations of engines for driving vehicles or for driving propellers; Combinations of engines with gearing
- F02B61/04—Adaptations of engines for driving vehicles or for driving propellers; Combinations of engines with gearing for driving propellers
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- F02B—INTERNAL-COMBUSTION PISTON ENGINES; COMBUSTION ENGINES IN GENERAL
- F02B75/00—Other engines
- F02B75/16—Engines characterised by number of cylinders, e.g. single-cylinder engines
- F02B75/18—Multi-cylinder engines
- F02B75/24—Multi-cylinder engines with cylinders arranged oppositely relative to main shaft and of "flat" type
- F02B75/243—Multi-cylinder engines with cylinders arranged oppositely relative to main shaft and of "flat" type with only one crankshaft of the "boxer" type, e.g. all connecting rods attached to separate crankshaft bearings
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- F02D35/00—Controlling engines, dependent on conditions exterior or interior to engines, not otherwise provided for
- F02D35/02—Controlling engines, dependent on conditions exterior or interior to engines, not otherwise provided for on interior conditions
- F02D35/025—Controlling engines, dependent on conditions exterior or interior to engines, not otherwise provided for on interior conditions by determining temperatures inside the cylinder, e.g. combustion temperatures
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- Combined Controls Of Internal Combustion Engines (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【課題】 空冷式内燃機関において気筒間で温度差を生
じても各気筒の空燃比を目標空燃比に維持する。 【解決手段】 多数の気筒4a,4b,4c,5a,5
b,5cを具備した空冷式内燃機関において一対の気筒
4a,4cに夫々温度センサ12,13を取付けて気筒
間の温度差を検出する。温度の高い気筒4c,5cへの
供給燃料を減量し、温度の低い気筒4a,5aへの供給
燃料を増量して各気筒の空燃比を目標空燃比に一致させ
る。
じても各気筒の空燃比を目標空燃比に維持する。 【解決手段】 多数の気筒4a,4b,4c,5a,5
b,5cを具備した空冷式内燃機関において一対の気筒
4a,4cに夫々温度センサ12,13を取付けて気筒
間の温度差を検出する。温度の高い気筒4c,5cへの
供給燃料を減量し、温度の低い気筒4a,5aへの供給
燃料を増量して各気筒の空燃比を目標空燃比に一致させ
る。
Description
【0001】
【発明の属する技術分野】本発明は空冷式多気筒内燃機
関に関する。
関に関する。
【0002】
【従来の技術】水冷式多気筒内燃機関では各気筒の温度
が必ずしも同一温度にはならない。そこで機関本体内に
形成されたウォータージャケットの冷却水出口部におけ
る冷却水温を温度センサにより検出してこの冷却水温か
ら各気筒の温度を推定し、各気筒の空燃比がノッキング
の発生しない最適な空燃比となるように制御するように
した水冷式多気筒内燃機関が公知である(特開昭60−
206255号公報)。
が必ずしも同一温度にはならない。そこで機関本体内に
形成されたウォータージャケットの冷却水出口部におけ
る冷却水温を温度センサにより検出してこの冷却水温か
ら各気筒の温度を推定し、各気筒の空燃比がノッキング
の発生しない最適な空燃比となるように制御するように
した水冷式多気筒内燃機関が公知である(特開昭60−
206255号公報)。
【0003】
【発明が解決しようとする課題】ところで水冷式多気筒
内燃機関では機関運転中各気筒の温度はほとんど変化せ
ず安定しており、従って上述の内燃機関におけるように
ウォータージャケットの冷却水出口部における冷却水温
を検出すればこの冷却水温から各気筒の温度を推定しう
るものと考えられる。しかしながら空冷式多気筒内燃機
関では冷却風の風量によって各気筒の温度が大きく変化
し、しかも気筒間の温度差が大きく変動するので上述の
水冷式多気筒内燃機関におけるように特定の一ケ所の温
度を検出してこの温度のみから各気筒の温度を推定する
ことが不可能であるという問題がある。
内燃機関では機関運転中各気筒の温度はほとんど変化せ
ず安定しており、従って上述の内燃機関におけるように
ウォータージャケットの冷却水出口部における冷却水温
を検出すればこの冷却水温から各気筒の温度を推定しう
るものと考えられる。しかしながら空冷式多気筒内燃機
関では冷却風の風量によって各気筒の温度が大きく変化
し、しかも気筒間の温度差が大きく変動するので上述の
水冷式多気筒内燃機関におけるように特定の一ケ所の温
度を検出してこの温度のみから各気筒の温度を推定する
ことが不可能であるという問題がある。
【0004】
【課題を解決するための手段】上記問題点を解決するた
めに1番目の発明によれば、冷却風の流れ方向において
互いに間隔を隔てて配置された複数個の気筒を具備した
空冷式多気筒内燃機関において、少くとも一対の気筒に
温度センサを取付けてこれら温度センサにより一対の気
筒間の温度差を検出し、この温度差に基づいて各気筒の
空燃比が目標空燃比となるように空燃比を制御する空燃
比制御手段を具備している。即ち、気筒間において温度
差を生じると気筒間において吸入空気量に差を生じる。
このように吸入空気量に差が生じても各気筒の空燃比が
目標空燃比となるように温度センサにより検出された気
筒間の温度差に基づいて空燃比が制御される。
めに1番目の発明によれば、冷却風の流れ方向において
互いに間隔を隔てて配置された複数個の気筒を具備した
空冷式多気筒内燃機関において、少くとも一対の気筒に
温度センサを取付けてこれら温度センサにより一対の気
筒間の温度差を検出し、この温度差に基づいて各気筒の
空燃比が目標空燃比となるように空燃比を制御する空燃
比制御手段を具備している。即ち、気筒間において温度
差を生じると気筒間において吸入空気量に差を生じる。
このように吸入空気量に差が生じても各気筒の空燃比が
目標空燃比となるように温度センサにより検出された気
筒間の温度差に基づいて空燃比が制御される。
【0005】2番目の発明では1番目の発明において、
空燃比制御手段は燃料噴射量を制御することによって空
燃比を目標空燃比に制御するようにしている。3番目の
発明では1番目の発明において、各気筒周りを流れる冷
却風の風量に基づいて気筒間の温度差を推定する温度差
推定手段を具備し、温度センサの少くとも一方に異常が
生じたときに空燃比制御手段は温度差推定手段により推
定された気筒間の温度差に基づいて各気筒の空燃比を目
標空燃比に制御するようにしている。即ち、温度センサ
の少くとも一方に異常を生じたときには冷却風の風量に
基づき推定される気筒間の温度差に基づいて空燃比が目
標空燃比に制御される。
空燃比制御手段は燃料噴射量を制御することによって空
燃比を目標空燃比に制御するようにしている。3番目の
発明では1番目の発明において、各気筒周りを流れる冷
却風の風量に基づいて気筒間の温度差を推定する温度差
推定手段を具備し、温度センサの少くとも一方に異常が
生じたときに空燃比制御手段は温度差推定手段により推
定された気筒間の温度差に基づいて各気筒の空燃比を目
標空燃比に制御するようにしている。即ち、温度センサ
の少くとも一方に異常を生じたときには冷却風の風量に
基づき推定される気筒間の温度差に基づいて空燃比が目
標空燃比に制御される。
【0006】4番目の発明では、冷却風の流れ方向にお
いて互いに間隔を隔てて配置された複数個の気筒を具備
した空冷式多気筒内燃機関において、各気筒周りを流れ
る冷却風の風量に基づいて気筒間の温度差を推定する温
度差推定手段と、温度差推定手段により推定された気筒
間の温度差に基づいて各気筒の空燃比が目標空燃比とな
るように空燃比を制御する空燃比制御手段を具備してい
る。即ち、この発明では冷却風の風量に基づき推定され
る気筒間の温度差に基づいて空燃比が目標空燃比に制御
される。
いて互いに間隔を隔てて配置された複数個の気筒を具備
した空冷式多気筒内燃機関において、各気筒周りを流れ
る冷却風の風量に基づいて気筒間の温度差を推定する温
度差推定手段と、温度差推定手段により推定された気筒
間の温度差に基づいて各気筒の空燃比が目標空燃比とな
るように空燃比を制御する空燃比制御手段を具備してい
る。即ち、この発明では冷却風の風量に基づき推定され
る気筒間の温度差に基づいて空燃比が目標空燃比に制御
される。
【0007】
【発明の実施の形態】以下本発明を航空機用レシプロエ
ンジンに適用した場合について説明する。図1において
1はプロペラ2を駆動するための水平対向6気筒エンジ
ン、3はシリンダブロック、4a,4b,4c,5a,
5b,5cは周囲に冷却用フィンを形成した気筒、6は
吸気マニホルド集合部、7は吸気マニホルド集合部6か
ら各気筒4a,4b,4c,5a,5b,5cに向けて
延びる吸気マニホルド枝管、8は各吸気マニホルド枝管
7に夫々取付けられた燃料噴射弁を示す。
ンジンに適用した場合について説明する。図1において
1はプロペラ2を駆動するための水平対向6気筒エンジ
ン、3はシリンダブロック、4a,4b,4c,5a,
5b,5cは周囲に冷却用フィンを形成した気筒、6は
吸気マニホルド集合部、7は吸気マニホルド集合部6か
ら各気筒4a,4b,4c,5a,5b,5cに向けて
延びる吸気マニホルド枝管、8は各吸気マニホルド枝管
7に夫々取付けられた燃料噴射弁を示す。
【0008】気筒4a,4b,4cは冷却風の流れ方向
に沿って互いに間隔を隔てて整列配置され、これらの気
筒のうちで気筒4aは冷却風の流れ方向において上流側
に位置し、気筒4cは冷却風の流れ方向において下流側
に位置する。従って以下、気筒4aを上流側気筒と称
し、気筒4cを下流側気筒と称し、これら気筒4aと気
筒4cの間に位置する気筒4bを中間気筒と称する。
に沿って互いに間隔を隔てて整列配置され、これらの気
筒のうちで気筒4aは冷却風の流れ方向において上流側
に位置し、気筒4cは冷却風の流れ方向において下流側
に位置する。従って以下、気筒4aを上流側気筒と称
し、気筒4cを下流側気筒と称し、これら気筒4aと気
筒4cの間に位置する気筒4bを中間気筒と称する。
【0009】同様に気筒5a,5b,5cも冷却風の流
れ方向に沿って互いに間隔を隔てて整列配置され、これ
ら気筒のうちで気筒5aは冷却風の流れ方向において上
流側に位置し、気筒5cは冷却風の流れ方向において下
流側に位置する。従って以下、気筒5aを上流側気筒と
称し、気筒5cを下流側気筒と称し、これら気筒5aと
気筒5cの間に位置する気筒5bを中間気筒と称する。
れ方向に沿って互いに間隔を隔てて整列配置され、これ
ら気筒のうちで気筒5aは冷却風の流れ方向において上
流側に位置し、気筒5cは冷却風の流れ方向において下
流側に位置する。従って以下、気筒5aを上流側気筒と
称し、気筒5cを下流側気筒と称し、これら気筒5aと
気筒5cの間に位置する気筒5bを中間気筒と称する。
【0010】電子制御ユニット20はディジタルコンピ
ュータからなり、双方向性バス21によって相互に接続
されたROM(リードオンリメモリ)22、RAM(ラ
ンダムアクセスメモリ)23、CPU(マイクロプロセ
ッサ)24、入力ポート25および出力ポート26を具
備する。吸気マニホルド集合部6には吸気マニホルド集
合部6内の絶対圧に比例した出力電圧を発生する圧力セ
ンサ9が取付けられ、この圧力センサ9の出力電圧が対
応するAD変換器27を介して入力ポート25に入力さ
れる。また、シリンダブロック3には機関回転数を表わ
す出力パルスを発生するクランク角センサ10が取付け
られ、このクランク角センサ10の出力パルスが入力ポ
ート25に入力される。
ュータからなり、双方向性バス21によって相互に接続
されたROM(リードオンリメモリ)22、RAM(ラ
ンダムアクセスメモリ)23、CPU(マイクロプロセ
ッサ)24、入力ポート25および出力ポート26を具
備する。吸気マニホルド集合部6には吸気マニホルド集
合部6内の絶対圧に比例した出力電圧を発生する圧力セ
ンサ9が取付けられ、この圧力センサ9の出力電圧が対
応するAD変換器27を介して入力ポート25に入力さ
れる。また、シリンダブロック3には機関回転数を表わ
す出力パルスを発生するクランク角センサ10が取付け
られ、このクランク角センサ10の出力パルスが入力ポ
ート25に入力される。
【0011】また、航空機は飛行速度を検出するための
ピトー管11を具備しており、このピトー管11による
検出信号が対応するAD変換器27を介して入力ポート
25に入力される。また、上流側気筒4aのシリンダヘ
ッドには上流側気筒4aの温度に比例した出力電圧を発
生する温度センサ12が取付けられ、この温度センサ1
2の出力電圧は対応するAD変換器27を介して入力ポ
ート25に入力される。一方、下流側気筒4cのシリン
ダヘッドには下流側気筒4cの温度に比例した出力電圧
を発生する温度センサ13が取付けられ、この温度セン
サ13の出力電圧は対応するAD変換器27を介して入
力ポート25に入力される。更に、入力ポート25には
大気圧を示す大気圧センサ14の出力信号が対応するA
D変換器27を介して入力される。一方、出力ポート2
6は対応する駆動回路28を介して各燃料噴射弁8に接
続される。
ピトー管11を具備しており、このピトー管11による
検出信号が対応するAD変換器27を介して入力ポート
25に入力される。また、上流側気筒4aのシリンダヘ
ッドには上流側気筒4aの温度に比例した出力電圧を発
生する温度センサ12が取付けられ、この温度センサ1
2の出力電圧は対応するAD変換器27を介して入力ポ
ート25に入力される。一方、下流側気筒4cのシリン
ダヘッドには下流側気筒4cの温度に比例した出力電圧
を発生する温度センサ13が取付けられ、この温度セン
サ13の出力電圧は対応するAD変換器27を介して入
力ポート25に入力される。更に、入力ポート25には
大気圧を示す大気圧センサ14の出力信号が対応するA
D変換器27を介して入力される。一方、出力ポート2
6は対応する駆動回路28を介して各燃料噴射弁8に接
続される。
【0012】本発明による実施例では次式に基づいて各
燃料噴射弁8からの燃料噴射時間TAUが算出される。 TAU=K・TP ここでKは補正係数を示し、TPは基本燃料噴射時間を
示している。基本燃料噴射時間TPは空燃比を目標空燃
比とするのに必要な噴射時間である。この基本燃料噴射
時間TPは予め実験により求められ、吸気マニホルド集
合部6内の絶対圧PMおよび機関回転数Nの関数として
図2に示すマップの形で予めROM22内に記憶されて
いる。
燃料噴射弁8からの燃料噴射時間TAUが算出される。 TAU=K・TP ここでKは補正係数を示し、TPは基本燃料噴射時間を
示している。基本燃料噴射時間TPは空燃比を目標空燃
比とするのに必要な噴射時間である。この基本燃料噴射
時間TPは予め実験により求められ、吸気マニホルド集
合部6内の絶対圧PMおよび機関回転数Nの関数として
図2に示すマップの形で予めROM22内に記憶されて
いる。
【0013】一方、補正係数Kは気筒間において温度差
が生じた場合でも各気筒における空燃比を目標空燃比に
維持するために設けられている。即ち、気筒の温度が高
くなるとその気筒の吸気通路および燃焼室の温度が高く
なるためにその気筒に吸入される空気の温度が上昇し、
斯くしてその気筒に吸入される空気の質量(以下、単に
吸入空気量と称する)が減少する。云い換えると気筒間
において温度差が生じると温度が高い気筒への吸入空気
量が減少し、これに対して温度が低い気筒への吸入空気
量が増大することになる。図1に示される実施例では上
流側気筒4a,5aの温度が最も低くなり、下流側気筒
4c,5cの温度が最も高くなり、中間気筒4b,5b
の温度は上流側気筒4a,5aの温度と下流側気筒4
c,5cの温度のほぼ平均温度となる。従って上流側気
筒4a,5aに吸入される吸入空気量は中間気筒4b,
5bに吸入される吸入空気量に比べて多くなり、下流側
気筒4c,5cに吸入される吸入空気量は中間気筒4
b,5bに吸入される吸入空気量に比べて少くなること
になる。
が生じた場合でも各気筒における空燃比を目標空燃比に
維持するために設けられている。即ち、気筒の温度が高
くなるとその気筒の吸気通路および燃焼室の温度が高く
なるためにその気筒に吸入される空気の温度が上昇し、
斯くしてその気筒に吸入される空気の質量(以下、単に
吸入空気量と称する)が減少する。云い換えると気筒間
において温度差が生じると温度が高い気筒への吸入空気
量が減少し、これに対して温度が低い気筒への吸入空気
量が増大することになる。図1に示される実施例では上
流側気筒4a,5aの温度が最も低くなり、下流側気筒
4c,5cの温度が最も高くなり、中間気筒4b,5b
の温度は上流側気筒4a,5aの温度と下流側気筒4
c,5cの温度のほぼ平均温度となる。従って上流側気
筒4a,5aに吸入される吸入空気量は中間気筒4b,
5bに吸入される吸入空気量に比べて多くなり、下流側
気筒4c,5cに吸入される吸入空気量は中間気筒4
b,5bに吸入される吸入空気量に比べて少くなること
になる。
【0014】ところで各気筒に均等に吸入空気が供給さ
れている場合には基本燃料噴射時間TPに従って各燃料
噴射弁8から燃料噴射が行われると各気筒における空燃
比は目標空燃比となる。ところが各気筒における吸入空
気量に差が生じているときには吸入空気量が全気筒への
全吸入空気量の平均値に一致している気筒では空燃比が
目標空燃比となるが吸入空気量が全吸入空気量の平均値
よりも多い気筒では空燃比が目標空燃比に対してリーン
側となり、吸入空気量が全吸入空気量の平均値よりも少
ない気筒では空燃比が目標空燃比に対してリッチ側とな
る。
れている場合には基本燃料噴射時間TPに従って各燃料
噴射弁8から燃料噴射が行われると各気筒における空燃
比は目標空燃比となる。ところが各気筒における吸入空
気量に差が生じているときには吸入空気量が全気筒への
全吸入空気量の平均値に一致している気筒では空燃比が
目標空燃比となるが吸入空気量が全吸入空気量の平均値
よりも多い気筒では空燃比が目標空燃比に対してリーン
側となり、吸入空気量が全吸入空気量の平均値よりも少
ない気筒では空燃比が目標空燃比に対してリッチ側とな
る。
【0015】ところで気筒内に吸入される吸入空気量は
気筒の温度にほぼ比例する。一方、前述したように中間
気筒4b,5bの温度は上流側気筒4a,5aの温度と
下流側気筒4c,5cの温度のほぼ平均温度である。従
って中間気筒4b,5bに吸入される吸入空気量は全気
筒への全吸入空気量の平均値にほぼ一致しており,従っ
て中間気筒4b,5bの空燃比はほぼ目標空燃比とな
る。
気筒の温度にほぼ比例する。一方、前述したように中間
気筒4b,5bの温度は上流側気筒4a,5aの温度と
下流側気筒4c,5cの温度のほぼ平均温度である。従
って中間気筒4b,5bに吸入される吸入空気量は全気
筒への全吸入空気量の平均値にほぼ一致しており,従っ
て中間気筒4b,5bの空燃比はほぼ目標空燃比とな
る。
【0016】これに対して上流側気筒4a,5aに吸入
される空気量は全吸入空気量の平均値よりも多く、従っ
て上流側気筒4a,5aの空燃比はリーンとなる。一
方,下流側気筒4c,5cに吸入される空気量は全吸入
空気量の平均値よりも少なく、従って下流側気筒4c,
5cの空燃比はリッチとなる。この場合、上流側気筒4
a,5aの温度と中間気筒4b,5bの温度との温度差
ΔTが大きいほど上流側気筒4a,5aに吸入される吸
入空気量は中間気筒4b,5bに吸入される吸入空気量
に比べて多くなり,従って上流側気筒4a,5aの空燃
比を目標空燃比に維持するためには基本燃料噴射時間T
Pに対する補正係数Kの値を温度差ΔTが大きくなるほ
ど大きくする必要がある。
される空気量は全吸入空気量の平均値よりも多く、従っ
て上流側気筒4a,5aの空燃比はリーンとなる。一
方,下流側気筒4c,5cに吸入される空気量は全吸入
空気量の平均値よりも少なく、従って下流側気筒4c,
5cの空燃比はリッチとなる。この場合、上流側気筒4
a,5aの温度と中間気筒4b,5bの温度との温度差
ΔTが大きいほど上流側気筒4a,5aに吸入される吸
入空気量は中間気筒4b,5bに吸入される吸入空気量
に比べて多くなり,従って上流側気筒4a,5aの空燃
比を目標空燃比に維持するためには基本燃料噴射時間T
Pに対する補正係数Kの値を温度差ΔTが大きくなるほ
ど大きくする必要がある。
【0017】これに対して、下流側気筒4c,5cの温
度と中間気筒4b,5bの温度との温度差ΔTが大きい
ほど下流側気筒4c,5cに吸入される吸入空気量は中
間気筒4b,4cに吸入される吸入空気量に比べて少な
くなる。従って下流側気筒4c,5cの空燃比を目標空
燃比に維持するためには基本燃料噴射時間TPに対する
補正係数Kの値を温度差ΔTが大きくなるほど小さくす
る必要がある。
度と中間気筒4b,5bの温度との温度差ΔTが大きい
ほど下流側気筒4c,5cに吸入される吸入空気量は中
間気筒4b,4cに吸入される吸入空気量に比べて少な
くなる。従って下流側気筒4c,5cの空燃比を目標空
燃比に維持するためには基本燃料噴射時間TPに対する
補正係数Kの値を温度差ΔTが大きくなるほど小さくす
る必要がある。
【0018】図3は各気筒の空燃比を目標空燃比とする
のに必要な各補正係数K、即ち上流側気筒4a,5aに
対する補正係数Kf,下流側気筒4c,5cに対する補
正係数Kr、中間気筒4b,5bに対する補正係数Km
と温度差ΔTとの関係を示している。図3に示されるよ
うに上流側気筒4a,5aに対する補正係数Kfは1.
0よりも大きくかつ温度差ΔTが大きくなるほど大きく
なり、下流側気筒4c,5cに対する補正係数Krは
1.0よりも小さくかつ温度差ΔTが大きくなるほど小
さくなる。また、中間気筒4b,5bに対する補正係数
Kmは本発明では温度差ΔTにかかわらずに1.0に固
定されている。なお、上流側気筒4a,5aと中間気筒
4b,5bの温度差ΔTは下流側気筒4c,5cと中間
気筒4b,5bの温度差ΔTにほぼ等しくなるので各補
正係数Kf,Kr,Kmを求めるための温度差ΔTとし
てはいずれの温度差ΔTを用いてもよい。
のに必要な各補正係数K、即ち上流側気筒4a,5aに
対する補正係数Kf,下流側気筒4c,5cに対する補
正係数Kr、中間気筒4b,5bに対する補正係数Km
と温度差ΔTとの関係を示している。図3に示されるよ
うに上流側気筒4a,5aに対する補正係数Kfは1.
0よりも大きくかつ温度差ΔTが大きくなるほど大きく
なり、下流側気筒4c,5cに対する補正係数Krは
1.0よりも小さくかつ温度差ΔTが大きくなるほど小
さくなる。また、中間気筒4b,5bに対する補正係数
Kmは本発明では温度差ΔTにかかわらずに1.0に固
定されている。なお、上流側気筒4a,5aと中間気筒
4b,5bの温度差ΔTは下流側気筒4c,5cと中間
気筒4b,5bの温度差ΔTにほぼ等しくなるので各補
正係数Kf,Kr,Kmを求めるための温度差ΔTとし
てはいずれの温度差ΔTを用いてもよい。
【0019】図4は各燃料噴射弁8からの燃料噴射を制
御するためのルーチンを示しており、このルーチンは一
定時間毎の割込みによって実行される。図4を参照する
とまず初めにステップ100において図2に示すマップ
から基本燃料噴射時間TPが算出される。次いでステッ
プ101では温度センサ12により検出された上流側気
筒4aの温度Tfと温度センサ13により検出された下
流側気筒4cの温度Trとの平均値が中間気筒4bの温
度Tmとされる。次いでステップ102ではTmからT
fを減算することによって中間気筒4bの温度Tmと上
流側気筒4aとの温度差ΔT(=Tm−Tf)が算出さ
れる。
御するためのルーチンを示しており、このルーチンは一
定時間毎の割込みによって実行される。図4を参照する
とまず初めにステップ100において図2に示すマップ
から基本燃料噴射時間TPが算出される。次いでステッ
プ101では温度センサ12により検出された上流側気
筒4aの温度Tfと温度センサ13により検出された下
流側気筒4cの温度Trとの平均値が中間気筒4bの温
度Tmとされる。次いでステップ102ではTmからT
fを減算することによって中間気筒4bの温度Tmと上
流側気筒4aとの温度差ΔT(=Tm−Tf)が算出さ
れる。
【0020】次いでステップ103では図3に示す関係
に基づいて温度差ΔTから上流側気筒4a,5aに対す
る補正係数Kf、中間気筒4b,5bに対する補正係数
Kmおよび下流側気筒4c,5cに対する補正係数Kr
が算出される。次いでステップ104では補正係数Kf
を基本燃料噴射時間TPに乗算することによって上流側
気筒4a,5aに対する燃料噴射時間TAUf(=Kf
・TP)が算出され、次いでステップ105では補正係
数Kmを基本燃料噴射時間TPに乗算することによって
中間気筒4b,5bに対する燃料噴射時間TAUm(=
Km・TP)が算出され、次いでステップ106では補
正係数Krを基本燃料噴射時間TPに乗算することによ
って下流側気筒4c,5cに対する燃料噴射時間TAU
r(=Kr・TP)が算出される。
に基づいて温度差ΔTから上流側気筒4a,5aに対す
る補正係数Kf、中間気筒4b,5bに対する補正係数
Kmおよび下流側気筒4c,5cに対する補正係数Kr
が算出される。次いでステップ104では補正係数Kf
を基本燃料噴射時間TPに乗算することによって上流側
気筒4a,5aに対する燃料噴射時間TAUf(=Kf
・TP)が算出され、次いでステップ105では補正係
数Kmを基本燃料噴射時間TPに乗算することによって
中間気筒4b,5bに対する燃料噴射時間TAUm(=
Km・TP)が算出され、次いでステップ106では補
正係数Krを基本燃料噴射時間TPに乗算することによ
って下流側気筒4c,5cに対する燃料噴射時間TAU
r(=Kr・TP)が算出される。
【0021】図5および図6に別の実施例を示す。図5
に示されるようにこの実施例では下流側気筒4cに対し
て温度センサが設けられておらず、中間気筒5bに対し
て温度センサ15が設けられている。この実施例では上
流側気筒4aの温度Tfと中間気筒5bの温度Tmとの
温度差ΔTが直接検出され、この温度差ΔTに基づいて
各補正係数Kf,Km,Krが算出される。
に示されるようにこの実施例では下流側気筒4cに対し
て温度センサが設けられておらず、中間気筒5bに対し
て温度センサ15が設けられている。この実施例では上
流側気筒4aの温度Tfと中間気筒5bの温度Tmとの
温度差ΔTが直接検出され、この温度差ΔTに基づいて
各補正係数Kf,Km,Krが算出される。
【0022】図6は各燃料噴射弁8からの燃料噴射を制
御するためのルーチンを示しており、このルーチンは一
定時間毎の割込みによって実行される。図6を参照する
とまず初めにステップ200において図2に示すマップ
から基本燃料噴射時間TPが算出される。次いでステッ
プ201では温度センサ15により検出された中間気筒
5bの温度Tmから温度センサ12により検出された上
流側気筒4aの温度Tfを減算することによって中間気
筒5bの温度Tmと上流側気筒4aとの温度差ΔT(=
Tm−Tf)が算出される。
御するためのルーチンを示しており、このルーチンは一
定時間毎の割込みによって実行される。図6を参照する
とまず初めにステップ200において図2に示すマップ
から基本燃料噴射時間TPが算出される。次いでステッ
プ201では温度センサ15により検出された中間気筒
5bの温度Tmから温度センサ12により検出された上
流側気筒4aの温度Tfを減算することによって中間気
筒5bの温度Tmと上流側気筒4aとの温度差ΔT(=
Tm−Tf)が算出される。
【0023】次いでステップ202では図3に示す関係
に基づいて温度差ΔTから上流側気筒4a,5aに対す
る補正係数Kf、中間気筒4b,5bに対する補正係数
Kmおよび下流側気筒4c,5cに対する補正係数Kr
が算出される。次いでステップ203では補正係数Kf
を基本燃料噴射時間TPに乗算することによって上流側
気筒4a,5aに対する燃料噴射時間TAUf(=Kf
・TP)が算出され、次いでステップ204では、補正
係数Kmを基本燃料噴射時間TPに乗算することによっ
て中間気筒4b,5bに対する燃料噴射時間TAUm
(=Km・TP)が算出され、次いでステップ205で
は補正係数Krを基本燃料噴射時間TPに乗算すること
によって下流側気筒4c,5cに対する燃料噴射時間T
AUr(=Kr・TP)が算出される。
に基づいて温度差ΔTから上流側気筒4a,5aに対す
る補正係数Kf、中間気筒4b,5bに対する補正係数
Kmおよび下流側気筒4c,5cに対する補正係数Kr
が算出される。次いでステップ203では補正係数Kf
を基本燃料噴射時間TPに乗算することによって上流側
気筒4a,5aに対する燃料噴射時間TAUf(=Kf
・TP)が算出され、次いでステップ204では、補正
係数Kmを基本燃料噴射時間TPに乗算することによっ
て中間気筒4b,5bに対する燃料噴射時間TAUm
(=Km・TP)が算出され、次いでステップ205で
は補正係数Krを基本燃料噴射時間TPに乗算すること
によって下流側気筒4c,5cに対する燃料噴射時間T
AUr(=Kr・TP)が算出される。
【0024】図7から図9に更に別の実施例を示す。図
7に示されるようにこの実施例では気筒の温度を検出す
るための温度センサが設けられておらず、従ってこの実
施例では気筒間の温度差、例えば上流側気筒4aと中間
気筒4b間の温度差ΔTを推定するようにしている。即
ち、気筒間の温度差は各気筒における燃焼による発熱量
と冷却風による各気筒の冷却量とのバランスによって定
まる。この場合、各気筒の冷却量は各気筒周りを流れる
冷却風の質量流量に比例し、更に冷却風の温度と気筒温
度との温度差に比例する。さて、今、冷却風の質量流量
がほぼ一定であるとすると気筒の発熱量が大きくなるほ
ど気筒間の温度差ΔTが大きくなる。即ち、上流側気筒
4aおよび中間気筒4bの発熱量が大きくなると上流側
気筒4a周りを流れる冷却風の受熱量が増大し、冷却風
の温度上昇量が大きくなる。冷却風の温度上昇量が大き
くなると冷却風と中間気筒4b間の温度差が小さくなる
ために中間気筒4bに対する冷却効果が上流側気筒4a
に対する冷却効果よりも弱まり、斯くして上流側気筒4
aと中間気筒4b間の温度差ΔTが大きくなる。
7に示されるようにこの実施例では気筒の温度を検出す
るための温度センサが設けられておらず、従ってこの実
施例では気筒間の温度差、例えば上流側気筒4aと中間
気筒4b間の温度差ΔTを推定するようにしている。即
ち、気筒間の温度差は各気筒における燃焼による発熱量
と冷却風による各気筒の冷却量とのバランスによって定
まる。この場合、各気筒の冷却量は各気筒周りを流れる
冷却風の質量流量に比例し、更に冷却風の温度と気筒温
度との温度差に比例する。さて、今、冷却風の質量流量
がほぼ一定であるとすると気筒の発熱量が大きくなるほ
ど気筒間の温度差ΔTが大きくなる。即ち、上流側気筒
4aおよび中間気筒4bの発熱量が大きくなると上流側
気筒4a周りを流れる冷却風の受熱量が増大し、冷却風
の温度上昇量が大きくなる。冷却風の温度上昇量が大き
くなると冷却風と中間気筒4b間の温度差が小さくなる
ために中間気筒4bに対する冷却効果が上流側気筒4a
に対する冷却効果よりも弱まり、斯くして上流側気筒4
aと中間気筒4b間の温度差ΔTが大きくなる。
【0025】一方、各気筒の発熱量がほぼ一定であると
すると気筒周りの冷却風の質量流量が増大するほど気筒
間の温度差ΔTは小さくなる。即ち、冷却風の質量流量
が増大するほど単位質量当りの冷却風の受熱量は低下す
るので上流側気筒4a周りを流れる冷却風の温度上昇量
は小さくなる。その結果、冷却風と中間気筒4b間の温
度差が大きくなるために中間気筒4bに対する冷却効果
が高められる。斯くして気筒周りの冷却風の質量流量が
増大するほど気筒間の温度差ΔTが小さくなる。
すると気筒周りの冷却風の質量流量が増大するほど気筒
間の温度差ΔTは小さくなる。即ち、冷却風の質量流量
が増大するほど単位質量当りの冷却風の受熱量は低下す
るので上流側気筒4a周りを流れる冷却風の温度上昇量
は小さくなる。その結果、冷却風と中間気筒4b間の温
度差が大きくなるために中間気筒4bに対する冷却効果
が高められる。斯くして気筒周りの冷却風の質量流量が
増大するほど気筒間の温度差ΔTが小さくなる。
【0026】このように気筒間の温度差ΔTは各気筒の
発熱量と各気筒周りを流れる冷却風の質量流量の関数と
なる。本発明による実施例では上流側気筒4aと中間気
筒4b間の温度差ΔTが各気筒の発熱量Hおよび各気筒
周りを流れる冷却風の質量流量Qの関数として図8
(A)に示すマップの形で予めROM22内に記憶され
ている。
発熱量と各気筒周りを流れる冷却風の質量流量の関数と
なる。本発明による実施例では上流側気筒4aと中間気
筒4b間の温度差ΔTが各気筒の発熱量Hおよび各気筒
周りを流れる冷却風の質量流量Qの関数として図8
(A)に示すマップの形で予めROM22内に記憶され
ている。
【0027】ここで冷却風の質量流量Qはピトー管11
により検出された航空機の飛行速度と大気圧センサ14
により検出された大気密度を乗算することによって算出
される。一方、気筒の発熱量Hは吸気マニホルド集合部
6内の絶対圧PMと機関回転数NEの関数となる。即
ち、気筒の発熱量Hは吸気マニホルド集合部6内の絶対
圧PMが高くなるほど大きくなり、機関回転数NEが高
くなるほど大きくなる。発熱量Hと吸気マニホルド集合
部6内の絶対圧PM、機関回転数NEとの関係は図8
(B)に示すようなマップの形で予めROM22内に記
憶されており、従って気筒の発熱量Hは図8(B)に示
すマップから算出される。
により検出された航空機の飛行速度と大気圧センサ14
により検出された大気密度を乗算することによって算出
される。一方、気筒の発熱量Hは吸気マニホルド集合部
6内の絶対圧PMと機関回転数NEの関数となる。即
ち、気筒の発熱量Hは吸気マニホルド集合部6内の絶対
圧PMが高くなるほど大きくなり、機関回転数NEが高
くなるほど大きくなる。発熱量Hと吸気マニホルド集合
部6内の絶対圧PM、機関回転数NEとの関係は図8
(B)に示すようなマップの形で予めROM22内に記
憶されており、従って気筒の発熱量Hは図8(B)に示
すマップから算出される。
【0028】図9は各燃料噴射弁8からの燃料噴射を制
御するためのルーチンを示しており、このルーチンは一
定時間毎の割込みによって実行される。図9を参照する
とまず初めにステップ300において図2に示すマップ
から基本燃料噴射時間TPが算出される。次いでステッ
プ301において図8(A)および(B)に示すマップ
から温度差ΔTが算出される。即ち、冷却風の質量Qが
ピトー管11および大気圧センサ14の検出信号から算
出され、発熱量Hが図8(B)に示すマップから算出さ
れ、これら冷却風の質量Qおよび発熱量Hに基づいて図
8(A)に示すマップから上流側気筒4aと中間気筒4
b間の温度差ΔTが算出される。
御するためのルーチンを示しており、このルーチンは一
定時間毎の割込みによって実行される。図9を参照する
とまず初めにステップ300において図2に示すマップ
から基本燃料噴射時間TPが算出される。次いでステッ
プ301において図8(A)および(B)に示すマップ
から温度差ΔTが算出される。即ち、冷却風の質量Qが
ピトー管11および大気圧センサ14の検出信号から算
出され、発熱量Hが図8(B)に示すマップから算出さ
れ、これら冷却風の質量Qおよび発熱量Hに基づいて図
8(A)に示すマップから上流側気筒4aと中間気筒4
b間の温度差ΔTが算出される。
【0029】次いでステップ302では図3に示す関係
に基づいて温度差ΔTから上流側気筒4a,5aに対す
る補正係数Kf、中間気筒4b,5bに対する補正係数
Kmおよび下流側気筒4c,5cに対する補正係数Kr
が算出される。次いでステップ303では補正係数Kf
を基本燃料噴射時間TPに乗算することによって上流側
気筒4a,5aに対する燃料噴射時間TAUf(=Kf
・TP)が算出され、次いでステップ304では補正係
数Kmを基本燃料噴射時間TPに乗算することによって
中間気筒4b,5bに対する燃料噴射時間TAUm(=
Km・TP)が算出され、次いでステップ305では補
正係数Krを基本燃料噴射時間TPに乗算することによ
って下流側気筒4c,5cに対する燃料噴射時間TAU
r(=Kr・TP)が算出される。
に基づいて温度差ΔTから上流側気筒4a,5aに対す
る補正係数Kf、中間気筒4b,5bに対する補正係数
Kmおよび下流側気筒4c,5cに対する補正係数Kr
が算出される。次いでステップ303では補正係数Kf
を基本燃料噴射時間TPに乗算することによって上流側
気筒4a,5aに対する燃料噴射時間TAUf(=Kf
・TP)が算出され、次いでステップ304では補正係
数Kmを基本燃料噴射時間TPに乗算することによって
中間気筒4b,5bに対する燃料噴射時間TAUm(=
Km・TP)が算出され、次いでステップ305では補
正係数Krを基本燃料噴射時間TPに乗算することによ
って下流側気筒4c,5cに対する燃料噴射時間TAU
r(=Kr・TP)が算出される。
【0030】図10は更に別の実施例を示す。この実施
例では図1に示されるように温度センサ12,13が夫
々上流側気筒4aおよび下流側気筒4cに対して取付け
られており、通常はこれら温度センサ12,13により
検出された温度から温度差ΔTが算出される。更にこの
実施例では温度センサ12,13のいずれか一方に異常
が生じたときには図8(A)および(B)に基づくマッ
プにより温度差ΔTが算出される。なお、この実施例で
は温度センサ12の出力電圧が通常とり得ない値となっ
たときに温度センサ12に異常が生じたと判断してい
る。これは温度センサ13についても同じである。
例では図1に示されるように温度センサ12,13が夫
々上流側気筒4aおよび下流側気筒4cに対して取付け
られており、通常はこれら温度センサ12,13により
検出された温度から温度差ΔTが算出される。更にこの
実施例では温度センサ12,13のいずれか一方に異常
が生じたときには図8(A)および(B)に基づくマッ
プにより温度差ΔTが算出される。なお、この実施例で
は温度センサ12の出力電圧が通常とり得ない値となっ
たときに温度センサ12に異常が生じたと判断してい
る。これは温度センサ13についても同じである。
【0031】図10は各燃料噴射弁8からの燃料噴射を
制御するためのルーチンを示しており、このルーチンは
一定時間毎の割込みによって実行される。図10を参照
するとまず初めにステップ400において図2に示すマ
ップから基本燃料噴射時間TPが算出される。次いでス
テップ401ではフロント側温度センサ12に異常が生
じたか否かが判別される。異常が生じていないときには
ステップ402に進んでリア側温度センサ13に異常が
生じたか否かが判別される。異常が生じていないときに
はステップ403に進んで温度センサ12により検出さ
れた上流側気筒4aの温度Tfと温度センサ13により
検出された下流側気筒4cの温度Trとの平均値が中間
気筒4bの温度Tmとされる。次いでステップ404で
はTmからTfを減算することによって中間気筒4bの
温度Tmと上流側気筒4aとの温度差ΔT(=Tm−T
f)が算出される。
制御するためのルーチンを示しており、このルーチンは
一定時間毎の割込みによって実行される。図10を参照
するとまず初めにステップ400において図2に示すマ
ップから基本燃料噴射時間TPが算出される。次いでス
テップ401ではフロント側温度センサ12に異常が生
じたか否かが判別される。異常が生じていないときには
ステップ402に進んでリア側温度センサ13に異常が
生じたか否かが判別される。異常が生じていないときに
はステップ403に進んで温度センサ12により検出さ
れた上流側気筒4aの温度Tfと温度センサ13により
検出された下流側気筒4cの温度Trとの平均値が中間
気筒4bの温度Tmとされる。次いでステップ404で
はTmからTfを減算することによって中間気筒4bの
温度Tmと上流側気筒4aとの温度差ΔT(=Tm−T
f)が算出される。
【0032】次いでステップ406では図3に示す関係
に基づいて温度差ΔTから上流側気筒4a,5aに対す
る補正係数Kf、中間気筒4b,5bに対する補正係数
Kmおよび下流側気筒4c,5cに対する補正係数Kr
が算出される。次いでステップ407では補正係数Kf
を基本燃料噴射時間TPに乗算することによって上流側
気筒4a,5aに対する燃料噴射時間TAUf(=Kf
・TP)が算出され、次いでステップ408では、補正
係数Kmを基本燃料噴射時間TPに乗算することによっ
て中間気筒4b,5bに対する燃料噴射時間TAUm
(=Km・TP)が算出され、次いでステップ409で
は補正係数Krを基本燃料噴射時間TPに乗算すること
によって下流側気筒4c,5cに対する燃料噴射時間T
AUr(=Kr・TP)が算出される。
に基づいて温度差ΔTから上流側気筒4a,5aに対す
る補正係数Kf、中間気筒4b,5bに対する補正係数
Kmおよび下流側気筒4c,5cに対する補正係数Kr
が算出される。次いでステップ407では補正係数Kf
を基本燃料噴射時間TPに乗算することによって上流側
気筒4a,5aに対する燃料噴射時間TAUf(=Kf
・TP)が算出され、次いでステップ408では、補正
係数Kmを基本燃料噴射時間TPに乗算することによっ
て中間気筒4b,5bに対する燃料噴射時間TAUm
(=Km・TP)が算出され、次いでステップ409で
は補正係数Krを基本燃料噴射時間TPに乗算すること
によって下流側気筒4c,5cに対する燃料噴射時間T
AUr(=Kr・TP)が算出される。
【0033】これに対してステップ401においてフロ
ント側温度センサ12に異常が生じていると判断された
とき、或いはステップ402においてリア側温度センサ
13に異常が生じていると判断されたときにはステップ
405に進んで図8(A)および(B)に示すマップか
ら温度差ΔTが算出される。即ち、冷却風の質量Qがピ
トー管11および大気圧センサ14の検出信号から算出
され、発熱量Hが図8(B)に示すマップから算出さ
れ、これら冷却風の質量Qおよび発熱量Hに基づいて図
8(A)に示すマップから上流側気筒4aと中間気筒4
b間の温度差ΔTが算出される。次いでステップ406
に進む。
ント側温度センサ12に異常が生じていると判断された
とき、或いはステップ402においてリア側温度センサ
13に異常が生じていると判断されたときにはステップ
405に進んで図8(A)および(B)に示すマップか
ら温度差ΔTが算出される。即ち、冷却風の質量Qがピ
トー管11および大気圧センサ14の検出信号から算出
され、発熱量Hが図8(B)に示すマップから算出さ
れ、これら冷却風の質量Qおよび発熱量Hに基づいて図
8(A)に示すマップから上流側気筒4aと中間気筒4
b間の温度差ΔTが算出される。次いでステップ406
に進む。
【0034】
【発明の効果】空冷式多気筒内燃機関において気筒間に
温度差が生じた場合であっても各気筒の空燃比を目標空
燃比に制御することができる。航空機用内燃機関では飛
行場内における走行時と飛行時で気筒間の温度差が大巾
に変化し、従って本発明は特に航空機用内燃機関に適用
すると著るしい効果が得られる。
温度差が生じた場合であっても各気筒の空燃比を目標空
燃比に制御することができる。航空機用内燃機関では飛
行場内における走行時と飛行時で気筒間の温度差が大巾
に変化し、従って本発明は特に航空機用内燃機関に適用
すると著るしい効果が得られる。
【図1】航空機用空冷式多気筒内燃機関の全体図であ
る。
る。
【図2】基本燃料噴射時間TPを示すマップである。
【図3】補正係数Kf,Km,Krを示す図である。
【図4】燃料噴射を制御するためのフローチャートであ
る。
る。
【図5】航空機用空冷式多気筒内燃機関の別の実施例を
示す全体図である。
示す全体図である。
【図6】燃料噴射を制御するためのフローチャートであ
る。
る。
【図7】航空機用空冷式多気筒内燃機関の更に別の実施
例を示す全体図である。
例を示す全体図である。
【図8】温度差ΔT等のマップを示す図である。
【図9】燃料噴射を制御するためのフローチャートであ
る。
る。
【図10】燃料噴射を制御するための別の実施例を示す
フローチャートである。
フローチャートである。
4a,4b,4c,5a,5b,5c…気筒 7…吸気マニホルド枝管 8…燃料噴射弁 12,13,15…温度センサ
フロントページの続き (51)Int.Cl.6 識別記号 庁内整理番号 FI 技術表示箇所 F02D 45/00 324 F02D 45/00 324
Claims (4)
- 【請求項1】 冷却風の流れ方向において互いに間隔を
隔てて配置された複数個の気筒を具備した空冷式多気筒
内燃機関において、少くとも一対の気筒に温度センサを
取付けてこれら温度センサにより該一対の気筒間の温度
差を検出し、該温度差に基づいて各気筒の空燃比が目標
空燃比となるように空燃比を制御する空燃比制御手段を
具備した空冷式多気筒内燃機関。 - 【請求項2】 上記空燃比制御手段は燃料噴射量を制御
することによって空燃比を目標空燃比に制御する請求項
1に記載の空冷式多気筒内燃機関。 - 【請求項3】 各気筒周りを流れる冷却風の風量に基づ
いて気筒間の温度差を推定する温度差推定手段を具備
し、上記温度センサの少くとも一方に異常が生じたとき
に上記空燃比制御手段は温度差推定手段により推定され
た気筒間の温度差に基づいて各気筒の空燃比を目標空燃
比に制御する請求項1に記載の空冷式多気筒内燃機関。 - 【請求項4】 冷却風の流れ方向において互いに間隔を
隔てて配置された複数個の気筒を具備した空冷式多気筒
内燃機関において、各気筒周りを流れる冷却風の風量に
基づいて気筒間の温度差を推定する温度差推定手段と、
該温度差推定手段により推定された気筒間の温度差に基
づいて各気筒の空燃比が目標空燃比となるように空燃比
を制御する空燃比制御手段を具備した空冷式多気筒内燃
機関。
Priority Applications (2)
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JP8078907A JPH09268936A (ja) | 1996-04-01 | 1996-04-01 | 空冷式多気筒内燃機関 |
US08/825,616 US5806491A (en) | 1996-04-01 | 1997-03-31 | Air-cooled multi-cylinder engine |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP8078907A JPH09268936A (ja) | 1996-04-01 | 1996-04-01 | 空冷式多気筒内燃機関 |
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JPH09268936A true JPH09268936A (ja) | 1997-10-14 |
Family
ID=13674913
Family Applications (1)
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---|---|---|---|
JP8078907A Pending JPH09268936A (ja) | 1996-04-01 | 1996-04-01 | 空冷式多気筒内燃機関 |
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US (1) | US5806491A (ja) |
JP (1) | JPH09268936A (ja) |
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- 1996-04-01 JP JP8078907A patent/JPH09268936A/ja active Pending
-
1997
- 1997-03-31 US US08/825,616 patent/US5806491A/en not_active Expired - Lifetime
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