JPS63131840A - Control method for fuel injection amount of internal combustion engine - Google Patents
Control method for fuel injection amount of internal combustion engineInfo
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Landscapes
- Electrical Control Of Air Or Fuel Supplied To Internal-Combustion Engine (AREA)
Abstract
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。[Detailed Description of the Invention] [Field of Industrial Application] The present invention relates to a fuel injection amount control method for an internal combustion engine, and in particular calculates a basic fuel injection time based on a measured value of intake pipe pressure, and The present invention relates to a fuel injection amount control method for an internal combustion engine that injects fuel based on fuel injection time.
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。Conventionally, the basic fuel injection time is calculated at predetermined intervals based on the intake pipe pressure, that is, the measured value of the intake pipe pressure and the measured value of the engine rotation speed, and this basic fuel injection time is calculated based on the intake air temperature and the engine cooling water temperature. An internal combustion engine is known in which a fuel injection time is determined by correcting the fuel injection time, etc., and the fuel injection valve is opened for a time corresponding to the fuel injection time to inject fuel. In addition, in such an internal combustion engine, in order to improve responsiveness during acceleration, the rate of change in the measured value of intake pipe pressure is detected, and the amount of fuel is increased by correcting the basic fuel injection time by a time proportional to this rate of change. I am trying to increase the amount at an accelerated pace.
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。In an internal combustion engine that calculates the basic fuel injection time based on the intake pipe pressure as described above, a pressure sensor that measures the intake pipe pressure (absolute pressure) is attached to the intake pipe, and the basic fuel injection time is calculated based on the measured intake pipe pressure. Although the injection time is calculated, the measured value fluctuates due to engine pulsation, and this fluctuation causes the basic fuel injection time to change and there is a risk that accurate fuel injection amount control cannot be performed. Since the pressure rapidly increases and the amount of fuel evaporated decreases, there is a risk that the injected fuel will adhere to the inner wall of the intake manifold, resulting in insufficient fuel supply.
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つのフィルタを用い、
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ィ
ルタ出力から時定数の大きいフィルタ出力を減算するこ
とによりオーバシュート特性を持たせ、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−LII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つのフィルタを
用いる方法では、脈動成分を除去するために比較的時定
数の大きいフィ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
対するフィルタ出力の変化の応答性、追従性が悪(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
バシュート特性によってリッ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。For this reason, conventionally, as shown in Japanese Unexamined Patent Publication No. 59-201938, two filters with different time constants are used,
The pulsating component is completely removed from the pressure sensor output by relaxing the pressure sensor output, and overshoot characteristics are created by subtracting the filter output with a large time constant from the filter output with a small time constant, and this difference is integrated. The value was attenuated to compensate for fuel adhering to the inner wall of the intake manifold. That is, as shown in Fig. 2, when the integrated value is larger than the level Lc (when the engine is cold) or LH (when the engine is warm) determined by the engine cooling water temperature, the damping speed is fast, and when it is smaller than the level Lc-LII, the damping speed is low. It was corrected by multiplying the basic fuel injection time by the slow increase coefficient. However, in this method of using two filters, in order to remove pulsation components, a filter with a relatively large time constant is used to increase the degree of relaxation of the pressure sensor output, so the actual intake pipe pressure The responsiveness and followability of changes in filter output to changes is poor (this results in a delay in increasing the amount of acceleration, resulting in insufficient fuel injection at the beginning of acceleration and a lean spike, and at the end of acceleration due to overshoot characteristics, a rich spike occurs). In addition, the attenuation speed of the integrated value can be switched between two stages, but since the attenuation speed is the same when the engine is warm and when the engine is cold, the It was not possible to obtain an optimal damping curve, and the air-fuel ratio fluctuated, especially during cold transient operation.
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
フィルタを用いて圧力センサ出力を処理し、CRフィル
タ出力を所定時間毎にデジタル値に変換し、2つのフィ
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フィルタに
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
速増量値を県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。For this reason, in recent years, CRs with relatively small time constants that can remove pulsating components and are made up of resistors and capacitors have been developed.
It has been proposed to process the pressure sensor output using a filter, convert the CR filter output into a digital value at predetermined intervals, and use a measured value with better responsiveness and followability than when two filters are used. . In this case, since the pulsating component cannot be completely removed by the CR filter, two weighted average values with different degrees of relaxation are calculated using the digital values, and the first weighted average value with a smaller degree of relaxation is calculated. The acceleration increase value is determined based on the difference obtained by subtracting the second weighted average value, which has a greater degree of relaxation, and this acceleration increase value is corrected by the prefectural cooling water temperature to determine the increase coefficient as shown in Figure 3. The basic fuel injection time is corrected.
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
エミッション及びドライバビリティが悪化する、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つて所定時
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。However, in both of the above methods, a value with a large degree of relaxation is used to find the increase coefficient, resulting in poor responsiveness and followability, and in a driving pattern that repeats acceleration and deceleration, the phase delay of acceleration increase This causes a problem in that the fuel injection amount does not match the engine's increase request, and exhaust emissions and drivability deteriorate. In order to solve this problem, only a relaxation value with a small degree of relaxation, which relaxes the pressure sensor output to the extent that the engine pulsation component can be removed, is found, and the fuel injection amount including the acceleration increase is calculated based on this relaxation value. However, a certain amount of time is required from when calculating the fuel injection time until the injected fuel reaches the combustion chamber, depending on the calculation time and the flight time of the fuel, and the intake pipe pressure changes during acceleration. Since there is a difference between the used intake pipe pressure (relaxation value) and the intake pipe pressure corresponding to the actual intake air amount, it becomes impossible to control the air-fuel ratio to the level required by the engine.
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。The above will be explained in more detail with reference to FIG. Figure 4 shows the amount of fuel required for one intake stroke per engine revolution.
FIG. 2 is a diagram showing changes in calculated basic fuel injection time TP and intake pipe pressure PM during acceleration of a 4-cylinder, 4-cycle internal combustion engine that injects 2/2 fuel.
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TP C+TP b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。In this example, fuel is injected once per engine revolution, that is, twice per cycle (c, b in the figure).
point), the amount of fuel contributing to one combustion is an amount corresponding to TP C + TP b, as can be understood from the figure. However, the intake pipe pressure representing the actual intake air amount is the intake pipe pressure at the end of the intake stroke (intake bottom dead center), which is indicated by a in the figure.
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t、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t、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、TP c +TP bに対応する燃料し
か供給されないので、加速時にはTPb−TP’c(−
ΔTP)分定料量が不足する。In this way, since there is a delay of time t between the intake pipe pressure when calculating the fuel injection time and the intake pipe pressure representing the actual intake air amount, it is not possible to inject fuel according to the actual intake air amount. It becomes impossible to control the air-fuel ratio to the engine's required air-fuel ratio. On the other hand, even if the calculation time etc. is shortened and the delay time t is made negligible, in an internal combustion engine that injects fuel once per engine revolution, a fuel amount corresponding to 2TPb is required at point b. However, since only the fuel corresponding to TP c + TP b is supplied, TPb - TP'c (-
ΔTP) amount is insufficient.
また、CRフィ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
ミッションおよびドライバビリティの悪化を招いていた
。In addition, in the method using a CR filter, the difference obtained by subtracting the second weighted average value, which has a large degree of relaxation, from the first weighted average value, which has a small degree of relaxation, is only corrected by the engine cooling water temperature. Therefore, as shown in Fig. 3, the rate at which the acceleration increase is attenuated is uniquely determined by the second weighted average value, which has poor responsiveness to fluctuations in intake pipe pressure. There is a problem in that it is not possible to obtain an optimal attenuation curve depending on the situation. In other words, in any of the above methods, it is not possible to obtain an optimal damping curve according to each transient operating state, and it is necessary to perform an optimal acceleration increase when the engine is cold, especially when the fluctuation in the amount of fuel adhering to the inner wall of the intake manifold is large. This resulted in deterioration of exhaust emissions and drivability.
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、
排気エミッション及びドライバビリティを向上させた内
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。The present invention was made to solve the above-mentioned problems, and corrects the delay between the intake pipe pressure corresponding to the actual intake air amount and the relaxation value for basic fuel injection time calculation, and the amount of fuel adhering to the inner wall of the intake manifold. This prevents the air-fuel ratio from changing during transient operation, whether cold or warm.
An object of the present invention is to provide a fuel injection amount control method for an internal combustion engine that improves exhaust emissions and drivability.
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。In order to achieve the above object, the present invention detects a relaxation value of the intake pipe pressure by relaxing changes in a signal output from a pressure sensor that measures the intake pipe pressure, and then detects a relaxation value of the intake pipe pressure at a predetermined period based on the relaxation value. In a fuel injection amount control method for an internal combustion engine that calculates a fuel injection time and controls the fuel injection amount based on the calculated current basic fuel injection time, the current basic fuel injection time and the basic calculated one cycle before are used. The product of the amount of change expressed by the difference between the fuel injection time or the difference between the current relaxation value and the relaxation value detected one cycle ago and the first coefficient that changes depending on the engine rotation speed, and the change The present invention is characterized in that the current basic fuel injection time is corrected based on the product of the integrated value of the attenuation value of the amount and the second coefficient.
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。Next, the principle of the present invention will be explained. Note that the following description will be made by taking as an example a 4-cylinder 4-cycle internal combustion engine in which fuel is injected once per engine revolution.
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t、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。As explained in FIG. 4, if the delay time t from the calculation of the fuel injection time is ignored, the basic fuel injection time TP corresponding to the actual intake air amount is expressed by the following equation.
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0点との基本燃料噴射時間の差ΔTP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...(1) On the other hand, if the acceleration is uniform as shown in FIG.
Difference ΔTP in basic fuel injection time between point b and point 0 and point b and b
Since the difference ΔTP' in the basic fuel injection time from point ' is equal, the basic fuel injection time TPb' at point b is equal to the basic fuel injection time TPb at point b and the above ΔTP (=ΔTP')
It can be expressed as follows using
TP’ −TPb+ΔT P ・+21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。TP' - TPb + ΔT P ・+21 Here, if the calculation of the basic fuel injection time is performed every 360" CA, as understood from the above equation (2), 360 @ CA ahead from point b This means that the basic fuel injection time has been predicted.
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tゎををクランク角CA、に換算し
、このクランク角CAつ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CA、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0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TP、を用いて次のように表わされる。Therefore, in general, the calculation of the basic fuel injection time is
If it was performed for each CA, points a and b in Figure 4
If we convert the delay time tゎ from point b to crank angle CA and find the correction amount corresponding to this crank angle CA, we get Can be predicted. Therefore, if we consider the correction when changing from point 0 to point b in Figure 4, CY ”
When calculating the basic fuel injection time for each CA, the basic fuel injection time TP corresponding to the actual intake air amount is expressed as follows using the immediately preceding basic fuel injection time TP.
TP=TPe+KI・ΔTP ・・・(4)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。TP=TPe+KI・ΔTP...(4) is the difference obtained by subtracting the basic fuel injection time calculated before CY"CA from the current basic fuel injection time, and this difference is positive for acceleration and negative for deceleration. becomes.
ここで、遅れ時間t、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口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C
Al1は機関回転速度が高くなる程大きくなる。Here, the delay time t is often kept at a constant crank angle for control purposes, but considering the flight time of the injected fuel, this flight time is approximately constant regardless of the engine rotation speed. When the engine speeds up to high speeds, the fuel injected just before the intake stroke cannot reach the combustion chamber due to the delay due to the flight time, and the fuel is drawn in for the first time during the intake stroke, which is two ports ahead. Therefore, the crank angle C at which the fuel injection time should be predicted
Al1 increases as the engine rotation speed increases.
一方、CRフィルタを用いた場合、CRフィルタ出力は
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t6°)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フィルタ出力を緩
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t、゛(クランク角でCAo’)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1Dを考慮した予測をする必要がある。On the other hand, when a CR filter is used, the CR filter output has good responsiveness to changes in the actual intake pipe pressure, so it is considered to approximately indicate the actual intake pipe pressure. As shown in FIG. 6, the weighted average value (relaxation value) lags behind the actual intake pipe pressure. This delay (control delay t6°) is caused by pressure sensor detection delay, input circuit signal transmission delay, calculation timing delay due to these delays, calculation time delay, delay due to relaxing CR filter output, etc. This occurs. Therefore, PMb' for calculating the fuel injection amount at point b in FIG.
The actual intake pipe pressure PMb is predicted by considering the control delay t, ゛ (CAo' in crank angle), the basic fuel injection time is calculated based on this predicted value, and the delay time 1D explained above is calculated. It is necessary to make predictions that take this into account.
従って、上記(4)式に制御遅れt n’(−CAD’
)の補正も加えれば、次のように表わされる。Therefore, the control delay t n'(-CAD'
) can be expressed as follows.
T P = T P e + K +・ΔTP・・・(
5)る。T P = T P e + K +・ΔTP...(
5).
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、TPO+: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。In addition, when calculating the basic fuel injection time TP using the intake pipe pressure PM and the engine speed NE, TPO+:PM is obtained, so the above equation (5) can be used to calculate the difference in the relaxation value of the intake pipe pressure (current basic fuel injection The value obtained by subtracting the basic fuel injection time calculation relaxation value before cY''CA from the calculation relaxation value) can be expressed using ΔPM as shown in the following equation (6).
T P ”” T P o + K + ’ΔP M
−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。T P ”” T P o + K + 'ΔP M
-C-.-(6) However, C is a proportionality constant for converting the intake pipe pressure into the basic fuel injection time.
ここで、上記制御遅れ時間tDl は時間周期の現象で
略一定とみなせるからクランク角CA D’でみれば機
関回転速度が高くなる程大きくなる。Here, since the control delay time tDl is a time period phenomenon and can be considered to be substantially constant, in terms of the crank angle CA D', it increases as the engine rotational speed increases.
なお、クランク角CAs 、CAt’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
るに1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、CA、’
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。Note that the values of the crank angles CAs and CAt' at each rotational speed can be calculated by calculation, and the value of 1 at each rotational speed can be obtained without considering manufacturing errors of the test engine. In addition, in the above, the predetermined crank angle (CY
Although we have described an example in which the basic fuel injection time is calculated for each predetermined period of time (CA), it can also be applied to the case where the basic fuel injection time is calculated for each predetermined time period.In this case, CA,'
Although it is not necessary to correct for engine speed,
Since the delay due to the flight time of the injected fuel is affected by the engine speed, K1 as a whole needs to be corrected based on the engine speed. Further, although an example in which fuel is injected once per engine revolution has been described above, even in independent injection, as the engine rotational speed increases, the basic fuel injection time becomes longer and a region where fuel remains unsucked occurs. For this reason, it is desirable to predict the intake pipe pressure (value near intake bottom dead center) that represents the actual intake air amount when calculating the basic fuel injection time one time before the current basic fuel injection time calculation.
The invention can also be applied to independent injection.
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。Further, the present invention corrects the basic fuel injection time using the following equation.
K、・D L P M r I−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。K, ・D L P M r I-C... (7) However, K2 is the second coefficient, which can change depending on the engine rotation speed, engine cooling water temperature, intake pipe pressure, etc. DLPMIi is an integrated value of the attenuation value of the difference between the current relaxation value and the relaxation value detected one cycle ago, which is expressed by the following equation.
DLPMl、諺ΔP M + K s−D L P M
I直−5・・・(8)ここで、K、は1未満の正の減
衰係数、DLPM r +−+ は前回演夏された積算
値である。DLPMl, proverb ΔP M + K s−D L P M
I Direct-5 (8) Here, K is a positive attenuation coefficient less than 1, and DLPM r +-+ is an integrated value calculated last time.
上記(8)式において積算値の初期値を0とし、1回演
算する間に差ΔPMがΔPMI、ΔPM、、・・・ΔP
M、と変化したものとするとi回目のD L P M
I t は次のように表わされる。In the above equation (8), the initial value of the integrated value is set to 0, and during one calculation, the difference ΔPM becomes ΔPMI, ΔPM,...ΔP
M, then the i-th D L P M
I t is expressed as follows.
D L P M I 1−ΔPMi+に!・ΔP Mt
−+ 十Ks”・Δ PMi−、+ ・ ・ ・
十 K?−: ・Δ P M”+ K、”−1・ Δ
PM、 ・・・(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に、にょっ
て0に近づくまでの間ある値をとる。D L P M I 1-ΔPMi+!・ΔP Mt
−+ 10Ks”・ΔPMi−,+ ・ ・ ・
Ten K? −: ・ΔPM”+K,”−1・Δ
PM, ... (9) Therefore, the integrated value gradually increases from the start of acceleration, and even after acceleration ends, it takes a certain value until it approaches 0 due to the damping coefficient.
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)弐の補正とを同時に行なうと
、基本燃料噴射時間TPは次の0〔式または00式のよ
うになる。If the correction for predicting the basic fuel injection time corresponding to the actual intake air amount and the correction in (7) 2 above are performed at the same time, the basic fuel injection time TP becomes as shown in the following 0 [formula or 00 formula] .
T P ” T P o + K I・ΔPM−C+に
、・D L P M I !−C・・・α・T P ”
T P o + K + ’ΔTP+に、・DLPM
Ii ・・・αυ
ただし、上記00式のD L P M I + 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。T P ” T P o + K I・ΔPM−C+,・D L P M I !−C・・・α・T P ”
T P o + K + 'ΔTP+,・DLPM
Ii...αυ However, D L P M I + in the above formula 00 is the integrated value of the attenuation value of the difference between the current basic fuel injection time and the basic fuel injection time one cycle before, which is expressed by the following formula: .
D L P M I +−ΔTP+に3・DLPMIi
−、・・・0なお、上記a〔,00式で使用するKl、
Kg 、K、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。3・DLPMIi to D L P M I +−ΔTP+
-,...0 In addition, Kl used in the above a[,00 formula,
Kg and K can be determined according to parameters such as engine speed, engine cooling water temperature, or intake pipe absolute pressure to cover a wide range of transient operating conditions, but even if each parameter is changed, transient operating conditions will not be affected. The coefficients for which the required value of the fuel injection amount hardly changes may be defined as constant values.
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T P oを補正しない場合、K、の値とし
て温間時に適合し“た値にイを用いた場合、K、の値と
して冷間時に適合した値KC(>K工)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。If the current basic fuel injection time T P o is not corrected, the change in acceleration increase value and air-fuel ratio when the basic fuel injection time is corrected as above when the engine is cold is used as the value of K, which is suitable for when the engine is warm. The experimental results will be described in comparison with the case where A is used as the value of K, and the case where KC (>K), which is suitable for the cold state, is used as the value of K.
第7図に示すように、機関冷間時の吸気管圧力PMがP
M + からpMtに変化する加速運転状態において
現在の基本燃料噴射−間T P eのみで燃料を噴射す
れば、増量値はO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
ッションおよびドライバビリティ不良となる。この基本
燃料噴射時間TP0を補正して’rpo +KM ・
ΔPM−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、K、の値を
更に大きくして冷間時に適合した値に、を用いて’rp
o +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2&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。As shown in Fig. 7, the intake pipe pressure PM when the engine is cold is P
If fuel is injected only at the current basic fuel injection interval TP e in an accelerated driving state changing from M + to pMt, the increase value becomes O and the air-fuel ratio changes as shown in Figure 7 (3). A large lean spike occurs, resulting in poor exhaust emissions and drivability. By correcting this basic fuel injection time TP0, 'rpo +KM ・
Although the lean spike is halved when fuel is injected based on ΔPM-C, there is still a large change in the air-fuel ratio.
This is thought to be due to the large change in the amount of fuel adhering to the inner wall of the intake manifold when the engine is cold. In addition, the value of K is further increased to a value suitable for cold conditions, and 'rp
o When fuel is injected based on +KC・ΔPM−C,
As shown in FIG. 7(3), although the lean spike in the early stage of acceleration can be almost eliminated, the lean spike remains in the latter stage of acceleration and at the end of acceleration. This is considered to be because the intake pipe pressure increases during the 2&nd period of acceleration and at the end of acceleration, and the amount of fuel evaporation decreases, so that a large amount of the injected fuel adheres to the inner wall of the intake manifold.
上記の現象を考慮して本発明は、上記α傳、00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、K、をに、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。In consideration of the above phenomenon, the present invention calculates the difference between the current basic fuel injection time and the basic fuel injection time calculated one cycle ago, or the current relaxation value and 1 The product of the amount of change represented by the difference from the relaxation value detected before the cycle and the first coefficient that changes depending on the engine rotation speed, and the product of the cumulative value of the attenuation value of the amount of change and the second coefficient. The current basic fuel injection time is corrected based on the product. Since the integrated value of the above-mentioned damping value takes a certain value even at the end of acceleration and after the end of acceleration, the lean spike at the end of acceleration and at the end of acceleration that occurred when the basic fuel injection time was corrected by setting K to By preventing this, it is possible to keep the air-fuel ratio substantially constant during transients such as during acceleration, as shown by the solid line in FIG. 7(3).
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、冷間を問わす空燃比を略
一定にすることができるため、全過渡運転時において排
気エミッション及びドライバビリティの悪化を防止する
ことができる、という効果が得られる。As explained above, according to the present invention, it is possible to supply fuel corresponding to the actual intake air amount during a transient period, and also to make corrections based on changes in the amount of fuel adhering to the inner wall of the intake manifold, so that the engine can be heated or cooled. Since the air-fuel ratio can be kept substantially constant regardless of the time, it is possible to prevent deterioration of exhaust emissions and drivability during all transient operations.
次に本発明の態様について説明する0本発明は実施する
にあたって以下の態様を採り得る。Next, the embodiments of the present invention will be described. The present invention may take the following embodiments when carried out.
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(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PMN、を緩和値としたものである。In this aspect, the relaxation value in the present invention is calculated by multiplying the weight of the weighted average value calculated in the past by the weighted average value calculated in the past and the current level of the signal output from the pressure sensor. The calculated current weighted average value is used as the relaxation value. That is, the weighted average value PMN calculated according to the following formula is used as the relaxation value.
ただし、PMN(−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フィルタによって
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。However, PMN (-1 is the weighted average value calculated in the past, N is the weight, PMAD is the current level of the signal output from the pressure sensor, and the signal output from the pressure sensor is directly converted into a digital value. It is possible to employ a value obtained by converting a value or a pressure sensor output processed by a CR filter into a digital value.
〔実施例〕 以下図面を参照して本発明の実施例を詳細に説明する。〔Example〕 Embodiments of the present invention will be described in detail below with reference to the drawings.
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9(エンジン)の概略を示すものである。FIG. 8 schematically shows an internal combustion engine 9 (engine) equipped with a fuel injection amount control device to which the present invention is applicable.
このエンジンは、マイクロコンピュ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、スロットル弁8が配置され、この
スロットル弁8にスロットル開度に応じた電圧を出力す
るリニアスロットルセンサ10が取付けられ、スロット
ル弁8の下流側にサージタンク12が設けられている。This engine is controlled by an electronic control circuit such as a microcomputer, and a throttle valve 8 is arranged downstream of an air cleaner (not shown), and a voltage corresponding to the throttle opening is applied to the throttle valve 8. A linear throttle sensor 10 is attached that outputs , and a surge tank 12 is provided downstream of the throttle valve 8 .
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、3〜5 m5ec)かつ応答性の良いCRフィルタ
等で構成されたフィルタ(第9図)が接続されている。A diaphragm type pressure sensor 6 is attached to this surge tank 12. This pressure sensor 6 is connected to a filter (Fig. 9) composed of a CR filter or the like that has a small time constant (for example, 3 to 5 m5ec) and good responsiveness to remove the pulsating component of the intake pipe pressure. ing.
なお、このフィ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、スロットル弁8を迂回しかつスロッ
トル弁上流側とスロットル弁下流側のサージタンク12
とを連通ずるようにバイパス路14が設けられている。Note that this filter may be built into the pressure sensor, or it may bypass the throttle valve 8 and be installed in the surge tank 12 on the upstream side of the throttle valve and the downstream side of the throttle valve.
A bypass path 14 is provided to communicate with the.
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l5O(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
及び吸気ボート22を介してエンジン20の燃焼室に連
通されている。An I5O (idle speed control) valve 16B whose opening degree is adjusted by a pulse motor 16A having a four-pole stator is attached to the bypass path 14. The surge tank 12 is connected to the intake manifold 18
and is communicated with the combustion chamber of the engine 20 via an intake boat 22.
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。A fuel injection valve 24 is attached to each cylinder so as to protrude into the intake manifold 18.
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0□センサ30が取付けられている。エンジ
ンブロック32には、このエンジンブロック32を貫通
してウォータジャケッ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。The combustion chamber of the engine 20 is communicated via an exhaust port 26 and an exhaust manifold 28 to a catalyst device (not shown) filled with a three-way catalyst. A 0□ sensor 30 is attached to the exhaust manifold 28 and outputs a signal that is inverted at the stoichiometric air-fuel ratio. A cooling water temperature sensor 34 is attached to the engine block 32 so as to penetrate through the engine block 32 and protrude into the water jacket. This cooling water temperature sensor 34 detects the engine cooling water temperature and outputs a water temperature signal, and the water temperature signal represents the engine temperature. Note that the engine oil temperature may be detected to represent the engine temperature.
エンジン20のシリンダヘッド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、ディストリビュータ
40及びイグナイタ42を介して、マイクロコンピュー
タ等で構成された電子制御回路44に接続されている。A spark plug 38 is attached to each cylinder so as to penetrate the cylinder head 36 of the engine 20 and protrude into the combustion chamber. The spark plug 38 is connected via a distributor 40 and an igniter 42 to an electronic control circuit 44 composed of a microcomputer or the like.
このディストリビュータ40内には、ディストリビュー
タシャフトに固定されたシグナルロータとディストリビ
ュータハウジングに固定されたピックアップとで各々構
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。Inside the distributor 40, a cylinder discrimination sensor 46 and a rotation angle sensor 48 are installed, each of which is composed of a signal rotor fixed to the distributor shaft and a pickup fixed to the distributor housing. The cylinder discrimination sensor 46 is, for example, 720"
A cylinder discrimination signal is output every CA, and the rotation angle sensor 48 outputs an engine rotation speed signal every 30'CA, for example.
電子制御回路44は第9図に示すようにマイクロプロセ
ッシングユニット(MPU)60、リード・オンリ・メ
モリ (ROM)62、ランダム・アクセス・メモリ(
RAM)64、バックアップラム(BU−RAM)66
、入出カポ−トロ8、入力ポードア0、出力ポードア2
.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
カポ−トロ8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。As shown in FIG. 9, the electronic control circuit 44 includes a microprocessing unit (MPU) 60, a read-only memory (ROM) 62, and a random access memory (
RAM) 64, backup RAM (BU-RAM) 66
, input/output capotro 8, input port door 0, output port door 2
.. 74, 76 and a bus 75 such as a data bus or a control bus that connects them. An analog-to-digital (A/D) converter 78 and a multiplexer 80 are connected in sequence to the input/output capotro 8.
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フィルタ7及びバッファ82を介して圧力
センサ6が接続されると共にバッファ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にはリニアスロットルセンサ10が接続されてい
る。The pressure sensor 6 is connected to the multiplexer 80 via a CR filter 7 and a buffer 82 which are composed of a resistor R and a capacitor C, and the cooling water temperature sensor 34 is also connected via a buffer 84 . Further, a linear throttle sensor 10 is connected to the multiplexer 80.
MPU60は、マルチプレクサ80及びA/D変換器7
8を制御して、CRフィルタ7を介して入力される圧力
センサ6出力、リニアスロットルセンサ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R
AM64に記憶させる。The MPU 60 includes a multiplexer 80 and an A/D converter 7
8 to sequentially convert the pressure sensor 6 output, linear throttle sensor 10 output, and cooling water temperature sensor 34 output input through the CR filter 7 into digital signals.
Store it in AM64.
従って、マルチプレクサ80、A/D変換器78及びM
PU60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。入力ポード
ア0には、コンパレータ88及びバッファ86を介して
0□センサ30が接続されると共に波形整形回路90を
介して気管判別センサ46及び回転角センサ48が接続
されている。出力ポードア2は駆動回路92を介してイ
グナイタ42に接続され、出力ポードア4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、そして出力ポードア6は駆動回路96を介して
ISOバルブのパルスモータ16Aに接続されている。Therefore, multiplexer 80, A/D converter 78 and M
The PU 60 and the like act as sampling means that samples the pressure sensor output at predetermined time intervals. The 0□ sensor 30 is connected to the input port door 0 via a comparator 88 and a buffer 86, and the trachea discrimination sensor 46 and the rotation angle sensor 48 are also connected via a waveform shaping circuit 90. The output port door 2 is connected to the igniter 42 via a drive circuit 92, the output port door 4 is connected to the fuel injection valve 24 via a drive circuit 94 with a down counter, and the output port door 6 is connected to the fuel injection valve 24 via a drive circuit 96. It is connected to the pulse motor 16A of the ISO valve.
なお、98はクロック、99はタイマである。上記RO
M62には、以下で説明する制御Bルーチンのプログラ
ム等が予め記憶されている。Note that 98 is a clock and 99 is a timer. The above RO
The M62 stores in advance a control B routine program, etc., which will be explained below.
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。Next, a control routine according to an embodiment of the present invention will be described when the present invention is applied to the above engine and the relaxation value is detected by a weighted average value calculated. In addition, although the present invention will be described below using numerical values that do not hinder the present invention, the present invention is not limited to these numerical values.
第10図は4 a+sec毎に実行されるA/D変換ル
ーチンを示すもので、ステップ100において圧力セン
サ6から出力された信号をCRフィルタ7、バッファ8
2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0次
のステップ102では、吸気管圧力のデジタル値PMA
Dと4m5ec前に演算された吸気管圧力の重み付き平
均値PM N i −+ とを用いて上記α1式の重み
Nをn(例えば、4)とすることにより01式に従って
現在の吸気管圧力の重み付き平均値PM、を演算する。FIG. 10 shows an A/D conversion routine that is executed every 4 a+sec.
In the next step 102, the intake pipe pressure PM is inputted to the A/D converter 78 via the A/D converter 2 and the multiplexer 80, and is digitally converted by the A/D converter 78 as a digital value PMAD. Digital value PMA
By using D and the weighted average value PM N i −+ of the intake pipe pressure calculated 4 m5ec ago and setting the weight N of the α1 formula to n (for example, 4), the current intake pipe pressure is calculated according to the 01 formula. The weighted average value PM of is calculated.
そしてステップ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PMN、を4 m5ec前の吸気管圧力の重み
付き平均値P M N +−+ としてレジスタに記憶
する。Then, in step 104, in order to calculate the next weighted average value of the intake pipe pressure, the current weighted average value PMN of the intake pipe pressure is converted to the weighted average value PMN of the intake pipe pressure 4 m5ec ago. Store it in the register as +.
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、ステップ106におい
て係数に+ 、Kg 、Ksを演算する。この係数に1
は、第11図に示すようにステップ128において吸
気管圧力の重み付き平均値PMN、エンジン回転速度N
E及び機関冷却水ITHW等のパラメータを取り込み、
ステップ130において第12図に示すマツプがら現在
のエンジン回転速度NEに対応する係数に、を演算する
ことにより求められる。係数KI 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がら増加する増加関数として表わされている。FIG. 1 shows a fuel injection amount calculation routine that is executed at each fuel injection amount calculation timing (every 360" CA in the case of a 4-cylinder 4-cycle engine). In step 106, +, Kg, and Ks are calculated as coefficients. .1 to this coefficient
As shown in FIG. 11, in step 128, the weighted average value PMN of the intake pipe pressure, the engine rotation speed N
Incorporating parameters such as E and engine cooling water ITHW,
In step 130, the coefficient corresponding to the current engine rotational speed NE is calculated from the map shown in FIG. The coefficient KI is calculated in advance and stored in the ROM as a map, and as shown in FIG. 12, it is expressed as an increasing function that increases from 1.0 as the engine speed NE increases.
次のステップ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
対応したに2または現在の機関冷却水温THWに対応し
た係数に2を演算する。この係数に!は機関回転速度N
E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PMNの関数f (PM
N) 、機関回転速度NE、機関冷却水温THWおよび
重み付き平均(!’ P M Nの関数f (NEST
HW、PMN)で定めてもよい。In the next step 132, a coefficient of 2 corresponding to the current engine rotational speed NE or a coefficient of 2 corresponding to the current engine cooling water temperature THW is calculated from the map shown in FIG. 13 or the map shown in FIG. To this coefficient! is the engine rotation speed N
It may be determined by the function f (NE, THW) of E and the engine cooling water temperature, or the function f (PM
N), engine rotational speed NE, engine cooling water temperature THW and weighted average (!' P M N function f (NEST
HW, PMN).
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
、係数に2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(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、係数に、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。Here, as the engine speed NE increases, the intake flow speed increases, the amount of fuel that adheres to the inner wall of the intake manifold decreases, and most of it is thought to be supplied to the combustion chamber, so a coefficient of 2 means that the engine speed increases. It is determined that the size will decrease accordingly. In addition, when the engine cooling water temperature is high (the amount of fuel adhering to the inner wall of the intake manifold evaporates increases, and the amount of fuel adhering to the inner wall of the intake manifold decreases, the coefficient becomes smaller as the engine cooling water temperature increases). stipulated in
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、係数に!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。And, as the intake pipe pressure increases, the amount of fuel evaporation decreases, and the amount of fuel that adheres to the inner wall of the intake manifold increases, so it becomes a coefficient! is determined to increase as the weighted average value of the intake pipe pressure increases.
次のステップ134では減衰係数に、を演算する。この
減衰係数に3は1未満の正の値であり、一定値を用いて
もよいが、上記係数に2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TH
W等に応じて定めてもよい、係数Ks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Ks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
では係数に、を小さくして減衰速度を速くする。In the next step 134, the damping coefficient is calculated. 3 is a positive value less than 1 for this damping coefficient, and a constant value may be used, but as with 2 for the above coefficient, the engine rotation speed NE,
Weighted average value PMN of intake pipe pressure, engine cooling water temperature TH
When changing the coefficient Ks, which may be determined according to W, etc., the damping speed can be slowed down by increasing the coefficient Ks in transient operating conditions where the amount of fuel adhering to the inner wall of the intake manifold increases, as described above. In a transient operating state where the amount of fuel adhering to the inner wall of the intake manifold decreases, the coefficient , is made smaller to increase the damping speed.
第1図のステップ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。In step 108 of FIG. 1, the weighted average value of the current intake pipe pressure is taken in as PMN.
第10図のステップ104では現在の吸気管圧力の重み
付き平均値P M N 、をPMNt−+ 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PMNと
して取り込むことができる0次のステップ110ではス
テップ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T P oを演算する
0次のステップ112では、RAMに記憶されている積
算値DLPMIに減衰係数に、を乗算した値をレジスタ
Rに記憶し、ステップ114において、現在の吸気管圧
力の重み付き平均値PMNから360@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PMN。In step 104 of FIG. 10, the weighted average value P M N of the current intake pipe pressure is stored in the register as PMNt-+, so by reading the value of this register, the weighted average value of the current intake pipe pressure is stored. In the zero-order step 110, the current basic fuel injection time T P is calculated using the weighted average value PMN of the current intake pipe pressure and the engine rotation speed NE, which were taken in step 128, in a manner similar to the conventional method. In the zero-order step 112 of calculating o, the value obtained by multiplying the integrated value DLPMI stored in the RAM by the damping coefficient is stored in the register R, and in step 114, the weighted average value of the current intake pipe pressure is stored. Weighted average value PMN of past intake pipe pressures used to calculate basic fuel injection time 360@CA before PMN.
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。ステップ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(−Δ
PM+Ks ・DLPMI+−+)を演算する。ステ
ップ118では、ステップ130で演算された係数に、
とステップ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ップ132で演
算された係数に、とステップ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TPACC(第(11式の右辺の第2項と第
3項に対応する)を演算し、ステップ120において現
在の基本燃料噴射時間T P e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TP、を補
正する。なお、増量値TPACCは、上記011式に基
ついて演算してもよい、そして、ステップ122におい
て現在の吸気管圧力の重み付き平均値PMNを360゜
CA前の吸気管圧力の重み付き平均値PMN、とじてレ
ジスタに記憶し、ステップ124において基本燃料噴射
時間TP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。The difference ΔPM between the weighted average values of intake pipe pressure is calculated by subtracting ΔPM. In step 116, the difference ΔPM between the weighted average values of the intake pipe pressure and the value stored in the register R are added to create the current integrated value DLPMI(-Δ
PM+Ks ・DLPMI+-+) is calculated. In step 118, the coefficient calculated in step 130 is
The coefficient calculated in step 132 is the product of the difference ΔPM between the weighted average value of the intake pipe pressure calculated in step 114 and the constant C for converting the intake pipe pressure into the basic fuel injection time. By adding the product of the integrated value DLPMI calculated in step 116 and the constant C, the increase value TPACC (corresponding to the second and third terms on the right side of equation 11) is calculated, and step At step 120, the current basic fuel injection time TPACC is corrected by adding the increase value TPACC to the current basic fuel injection time TPe.The increase value TPACC may be calculated based on the above formula 011. Then, in step 122, the current weighted average value PMN of the intake pipe pressure is stored in a register as the weighted average value PMN of the intake pipe pressure 360°CA before, and in step 124, the basic fuel injection time TP is stored in the register. The fuel injection time TAU is calculated by correcting it based on the air temperature, engine cooling water temperature, etc. Then, in a fuel injection amount control routine (not shown), fuel is injected once per engine revolution.
上記ステップ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、ステップ1
20において上記で説明した01式または00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。The basic fuel injection time TP used to calculate the fuel injection time TAU in step 124 is
20 is corrected according to formula 01 or formula 00 explained above, thereby preventing control delays and delays due to fuel flight time, as well as preventing the influence of the amount of fuel adhering to the inner wall of the intake manifold, thereby reducing the actual intake air amount. Since the air-fuel ratio is corrected to a value corresponding to the air-fuel ratio, fluctuations in the air-fuel ratio during transient periods can be prevented.
なお、上記では係数に1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(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、上記係数に
、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に、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K。In the above, an example was explained in which the coefficient is set to 1 and is changed according to the engine rotation speed, but when the engine cooling water temperature is low, such as when the engine is cold, the amount of fuel adhering to the inner wall of the intake manifold is large (because the engine cooling water temperature It is necessary to increase the amount of fuel when The coefficient K increases as it increases.
を小さくなるようにしても良い。may be made smaller.
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フィルタ出力とCRフィ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
細を示すブロック、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Kl、Kt、K、の演算ルーチンを示す流れ図、
第12図は係数に、のマツプを示す線図、第13図およ
び第14図は係数に2のマツプを示す線図である。
6・・・圧力センサ、
7・・・CRフィルタ、
10・・・パワースイッチ、
24・・・燃料噴射弁、
48・・・回転角センサ。Fig. 1 is a flowchart showing the fuel injection time calculation routine of the first embodiment of the present invention, Figs. 2 and 3 are conventional diagrams showing changes in the increase coefficient during acceleration, and Fig. 4 is a diagram showing the change in the increase coefficient during one revolution of the engine. Figure 5 is a diagram showing the change in intake pipe pressure and basic fuel injection time in a constant acceleration state, Figure 6 is a diagram to explain the delay in fuel injection amount when fuel is injected once in A diagram showing the changes in the CR filter output and the weighted average value of the CR filter output under high load, and Figures 7 (1) to (3) explain the increase value and changes in the air-fuel ratio, etc. of the present invention. FIG. 8 is a schematic diagram showing an engine equipped with a fuel injection amount control device to which the present invention can be applied, FIG. 9 is a block diagram showing details of the control circuit in FIG. 8, and FIG. A of the first embodiment of the invention
/D conversion routine; FIG. 11 is a flowchart showing the calculation routine for the coefficients Kl, Kt, K of the above embodiment;
FIG. 12 is a diagram showing a map of 2 to a coefficient, and FIGS. 13 and 14 are diagrams showing a map of 2 to a coefficient. 6... Pressure sensor, 7... CR filter, 10... Power switch, 24... Fuel injection valve, 48... Rotation angle sensor.
Claims (2)
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。(1) Detect the relaxation value of the intake pipe pressure by relaxing the change in the signal output from the pressure sensor that measures the intake pipe pressure, and calculate the basic fuel injection time at a predetermined period based on the relaxation value. In a fuel injection amount control method for an internal combustion engine in which the fuel injection amount is controlled based on the current basic fuel injection time that has been calculated, the difference between the current basic fuel injection time and the basic fuel injection time calculated one cycle ago or the current The product of the amount of change represented by the difference between the relaxation value and the relaxation value detected one cycle ago and the first coefficient that changes depending on the engine rotation speed, the integrated value of the attenuation value of the amount of change, and the first coefficient 1. A fuel injection amount control method for an internal combustion engine, characterized in that the current basic fuel injection time is corrected based on the product of 2 and a coefficient of 2.
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。(2) The relaxation value is calculated by increasing the weight of the weighted average value calculated in the past and using the weighted average value calculated in the past and the current level of the signal output from the pressure sensor. The fuel injection amount control method for an internal combustion engine according to claim 1, wherein the current weighted average value is the current weighted average value.
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP27701986A JPH0718355B2 (en) | 1986-11-20 | 1986-11-20 | Fuel injection amount control method for internal combustion engine |
Applications Claiming Priority (1)
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JP27701986A JPH0718355B2 (en) | 1986-11-20 | 1986-11-20 | Fuel injection amount control method for internal combustion engine |
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Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPS63131840A true JPS63131840A (en) | 1988-06-03 |
JPH0718355B2 JPH0718355B2 (en) | 1995-03-01 |
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JP (1) | JPH0718355B2 (en) |
Cited By (5)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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US4938198A (en) * | 1988-08-30 | 1990-07-03 | Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha | Internal combustion engine |
US5054451A (en) * | 1988-03-25 | 1991-10-08 | Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha | Control apparatus for internal combustion |
CN117780521A (en) * | 2024-02-26 | 2024-03-29 | 烟台哈尔滨工程大学研究院 | Marine dual-fuel engine control method and device based on fuel injection quantity weighting |
-
1986
- 1986-11-20 JP JP27701986A patent/JPH0718355B2/en not_active Expired - Fee Related
Cited By (8)
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CN117780521A (en) * | 2024-02-26 | 2024-03-29 | 烟台哈尔滨工程大学研究院 | Marine dual-fuel engine control method and device based on fuel injection quantity weighting |
CN117780521B (en) * | 2024-02-26 | 2024-05-07 | 烟台哈尔滨工程大学研究院 | Marine dual-fuel engine control method and device based on fuel injection quantity weighting |
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JPH0718355B2 (en) | 1995-03-01 |
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