JPS63280831A - 内燃機関の燃料噴射量制御装置 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 ［産業上の利用分野〕 本発明は内燃機関の燃料噴射量制御装置に係り、特にス
ロットル弁が配置された主吸気通路のスわットル弁上流
側とスロットル弁下流側とを連通ずる副吸気通路に流れ
る空気量を制御する副ｍ’ｌ　？１１弁を備えた内燃機
関の燃料噴射量を制御する制御装置に関する。

〔従来の技術］ 従来より、スロットル弁が配置された主吸気通路のスロ
ットル弁上流側とスロットル弁子’ｔＮ　（ｉｌ、ｌ＋
とを連通ずるように副吸気通路を設け、この副吸気通路
に副吸気通路内を流れる空気量を制御する副制御弁（以
下、ＩＳＣバルブという）を取り付けた内燃機関が知ら
れている。この内燃機関においては、アイドリング時に
ＩＳＣバルブの開度を制御して機関回転速度が目標回転
速度になるように制御している。ここで、エアーコンデ
ィショナが作動してる時、機関冷却水温が低い冷間時、
自動変速機のシフトレバ−が駆動レンジ（Ｄレンジ、Ｒ
レンジ等）に位置している時等には、目標回転速度を高
くして機関ストールが発生しない□ようにしている。こ
のように目標回転速度が高くされることから、ＩＳＣバ
ルブの開度が大きくなり副吸気通路に流れる空気量が多
くなる。そして、走行時にはアイドリンク時に制御した
ＩＳＣバルブの開度を保持したまま走行している。

一方、電子制御式の内燃機関においては、スロットル開
度と機関回転速度とを検出し、この検出されたスロット
ル開度と機関回転速度とに基づいて基本燃料噴射時間を
演算し、この基本燃料噴射時間を吸気温や機関冷却水温
等で補正して補正された時間に相当する時間燃料噴射弁
を開弁して燃料噴射量を制御することが行われている。

すなわち、特開昭５９−１９６９４９号公報及び特開昭
６０−１２２２３７号公報には、スロットル開度と機関
回転速度とで基本燃料噴射時間を演算して燃＄４噴射量
を制御することが開示されており、特開昭５９−３９９
４８号公報には、スロットル開度と機関回転速度とで吸
気管圧力を演算し、演算された吸気管圧力と機関回転速
度りで基本燃料噴射時間を演算して燃料噴射量を制御す
ることが開示されている。なお、本発明に関連する技術
としては特開昭６０−２２４９５１号公報記載の技術が
ある。

〔発明が解決しようとする問題点〕

しかしながら、上記の副吸気通路を備えた内燃機関にお
いてスロットル開度と機関回転速度とに基づいて燃料噴
射量を制御すると、スロットル開度がスロットル弁の周
囲を通過する空気量に対応しているため、副吸気通路に
流れる空気量が多いとスロットル開度から検出される空
気量は機関燃焼室に吸入される実吸入空気量より少ない
値を示すことになる。第２図（１）は機関回転速度が一
定のときのスロットル開度ＴＡに対する吸気管圧力ＰＭ
の変化を示すもので、スロットル開度が小さいときすな
わち軽負荷域では実吸入空気量に対応する吸気管圧力Ｐ
Ｍが大きくなっている。このため、スロットル開度と機
関回転速度とに基づいて燃料噴射量を制御すると、副吸
気通路に流れる空気の影響によって空燃比が目標空燃比
よりリーンに制御され排気エミッションやドライバビリ
ティが悪化する、という問題がある。特に、機関冷間時
等においてはＩＳＣバルブの開度が大きくなっているた
め空燃比の目標空燃比からのずれが大きくなる。

本発明は上記問題点を解決すべくなされたもので、スロ
ットル開度と機関回転速度とに基づいて燃料噴射量を制
御する内燃機関において副吸気通路に流れる空気量の影
響によって空燃比が目標空燃比からずれる場合には、実
吸入空気量に基づいて燃料噴射量を制御することにより
副吸気通路に流れる空気量による空燃比のずれを防止し
た内燃機関の燃料噴射量制御装置を提供することを目的
とする。

〔問題点を解決するための手段〕

上記目的を達成するために本発明は、スロットル弁が配
置された主吸気通路のスロットル弁上流側とスロットル
弁下流側とを連通ずる副吸気通路に流れる空気量を制御
する副制御弁を備えた内燃機関の燃料噴射量を制御する
内燃機関の燃料噴射量制御装置において、スロットル開
度を検出するス°ロットル開度検出手段と、機関回転速
度を検出する回転速度検出手段と、機関燃焼室に吸゛入
される実吸入空気量に対応した物理量を検出する物理量
検出手段と、前記副制御弁の開度が所定開度以下のとき
に検出されたスロットル開度と検出された機関回転速度
とに基づいて燃料噴射量を制御すると共に前記副制御弁
の開度が前記所定開度を越えるときに検出された物理量
と検出された機関回転速度とに基づいて燃料噴射量を制
御する燃料噴射量制御手段と、を設けたことを特徴とす
る。

〔作用〕

本発明によれば、副制御弁の開度が所定開度以下の時に
はスロットル開度と機関回転速度とに基づいて燃料噴射
量が制御され、副制御弁の開度が所定開度を越える時に
は機関燃焼室に吸入される実吸入空気量に対応した物理
量と機関回転速度とに基づいて燃料噴射量が制御される
。この機関燃焼室に吸入される実吸入空気量に対応した
物理量としでは、スロットル弁下流側の吸気管絶対圧力
、スロットル弁上流側の空気量を採用することができる
。このように、副制御弁の開度が所定開度を超えるとき
に実吸入空気量に基づいて燃料噴射量を制御することが
できるため、副吸気通路に流れる空気量が多い場合であ
っても空燃比を目標空燃比に制御することができる。

〔発明の効果〕

以上説明したように本発明によれば、副吸気通路に流れ
る空気量によって空燃比が変動する場合には実吸入空気
量に基づいて燃料噴射量を制御しているため、副吸気通
路に流れる空気に影響されることなく空燃比を目標空燃
比に制御して排気エミッション及びドライバビリティを
良好にすることができる、という効果が得られる。

〔態様の説明〕

本発明は実施するにあたって以下の態様を採り得る。

第１の態様は、燃料噴射量制御手段によって、機関冷却
水温が所定温以下のときに検出されたスロットル開度と
検出された機関回転速度とに基づいて燃料噴射量を制御
すると共に前記機関冷却水温が前記所定温を越えるとき
に検出された物理量と検出された機関回転速度とに基づ
いて燃料噴射量を制御するようにしたものである。

副吸気通路に流れる空気量を制御する副制御弁を備えた
内燃機関では、機関冷却水温が低いと機関オイルの粘性
が高くなる等が原因となってピストンのａ！擦低抵抗高
くなりアイドリング時に機関ストールが発生することが
あるため、機関冷却水温が低い時には副制御弁の開度を
大きくして副吸気通路に流れる空気量を多くすることに
よりアイドル回転速度を高くしている。従って、機関冷
却水温が所定温以下の場合には、副制御弁の開度が所定
開度を越えることになる。このため第１の態様では、機
関冷却水温から副制御弁の開度を予測して燃料噴射量の
制御を切り換えるようにしている。

また第２の態様は燃料噴射量制御手段によって、空燃比
フィードバック条件が成立しているときに検出されたス
ロットル開度と検出された機関回転速度とに基づいて燃
料噴射量を制御すると共に空燃比フィードバック条件が
成立していないときに検出された物理量と検出された機
関回転速度とに基づいて燃料噴射量を制御するようにし
たものである。

副吸気通路に流れる空気量を制御する副制御弁を備え、
かつ排ガス中の残留酸素濃度を検出する０２センサ出力
に基づいて空燃比フィードバック補正係数を定め、基本
燃料噴射時間と空燃比フィードバック補正係数とに基づ
いて燃料噴射量を制御する内燃機関では、副吸気通路に
流れる空気量が多くなって空燃比がリーンになると第２
図（２）に示すように空燃比フィードバック補正係数Ｆ
ＡＦが大きくなり、この結果空燃比が目標空燃比に制御
される。従って、副吸気通路に流れる空気量が多い場合
であっても空燃比フィードバック制御中では副吸気通路
に流れる空気量によって空燃比が目標空燃比からずれる
ことはない。一方、空燃比フィードバック制御を行わな
い場合には、副吸気通路に流れる空気量が多いと第２図
（１）で説明したように特に軽負荷においてスロットル
開度と実吸入空気量とが一致しなくなり第２図（３）に
示すように空燃比が目標空燃比（例えば、理論空燃比）
がらずれることになる。このため第２の態様では、空燃
比オープンループ制御中では空燃比が目標空燃比からず
れる可能性があると判断して、空燃比フィードバック制
御を行わない場合には実吸入空気量に対応した物理量を
検出する物理量検出手段出力に基づいて燃料噴射量を制
御するようにしている。尚、空燃比フィードバック制御
を行なわない場合で且つ副制御弁の開度が所定値以下の
場合には空燃比が目標空燃比からずれないので、空燃比
フィードバック制御を行わないときで且つ副制御弁の開
度が所定開度を越えるときに検出された物理量と検出さ
れた機関回転速度とに基づいて燃料噴射量を制御するよ
うにしてもよい。

また、本発明はスロットル開度と機関回転速度とで燃料
噴射量を制御する場合に、以下で説明する態様を採り得
る。以下、これらの態様について説明する。通常スロッ
トル弁は機関燃焼室から離れた上流側の位置に配置され
ており、スロットル弁を通過した空気が機関燃焼室へ到
達するまでに時間遅れが生じ、また、スロットル弁と吸
気弁との間の容積のためスロットル開度は実吸入空気量
の変化に対して位相が進むことになる。このため、スロ
ットル開度と機関回転速度とで定められた吸気管圧力Ｐ
　（ＴＡ、ＮＥ）は第３図に示すように実際の吸気管圧
力Ｐより位相が進んだ値となる。

なお、ＰＭはスロットル弁の下流側に配置した圧力セン
サから得られる吸気管圧力である。また、第４図に示す
ように、スロットル開度と機関回転速度とで定められた
基本燃料噴射量ＴＰ　（ＴＡ、ＮＥ）はスロットル開度
の変化が実吸入空気量の変化に対して位相が進んでいる
ため要求燃料噴射量よりも多くなる。このためスロット
ル開度と機関回転速度とに基づいて燃料噴射量を制御す
ると、加速時には燃料噴射量が要求値より多くなって空
燃比がオーバリッチになり、減速時には燃料噴射量が要
求値より少なくなって空燃比がオーバリーンになる。ま
た、加速増量補正を行なった場合においても増量値は第
４図の斜線で示すようになり、上記の位相進みを補正す
ることはできない。

このため、第３のＢ様では、燃料噴射量制御手段によっ
て副制御弁の開度が所定開度以下のときの燃料噴射量を
制御する場合に、スロットル開度と機関回転速度とに基
づいてスロットル開度変化時点からの経過時間を変数と
する吸気管圧力を演算し、演算された吸気管圧力と機関
回転速度と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噴射量を制御す
るようにしている。

以下第３の態様の原理について説明する。第５図に示す
ように、スロットル弁ＴｈからサージタンクＳを介して
機関Ｅの吸気弁までの吸気系を考え、吸気系内の空気の
圧力（吸気管絶対圧力）をＰ　［ａｎＨｇａｂｓ、　］
　、吸気系の容積をＶ［Ｎコ、吸気系内に存在する空気
の重量をＱ［ｇｌ、吸気系内の空気の絶対温度をＴ［”
Ｋ］、大気圧をＰｃ［ｍＨｇａｂｓ、］とすると共に、
吸気系から機関Ｅの燃焼室に吸入される単位時間当りの
空気重量をΔＱ＋　　［ｇ／ｓｅｃ］　、スロットル弁
Ｔｈを通過して吸気系内に吸入される単位時間当りの空
気重量をΔＱｚ　　［ｇ／ｓｅｃ］とし、微小時間Δむ
内に吸気系の空気の重量が（ΔＱ２−ΔＱ、）・ΔＬ変
化し、このとき吸気系内の空気の圧力がΔＰ変化したも
のとして、吸気系内の空気にボイル・シャルルの法則を
適用すると以下の（１）式に示すようになる。

（Ｐ＋Δｐ）ｖ− （Ｑ＋（ΔＱ２−ΔＱ、）Δｔ　）　ＲＴ　　　・・・
（１）ただし、Ｒは気体定数である。

一方、ＰＶ＝Ｑ−Ｒ−Ｔであるから上記（１）弐を変形
すると、以下の（２）式が得られる。

ここで、流量係数をψ、スロットル弁の開口面積（スロ
ットル開度）をＡとするとスロットル弁を通過する単位
時間当りの空気重量ΔＱ２は以下の（３）式で表わされ
、行程容積をＶ３、機関回転速度をＮＥ［ｒｐｍ］、吸
入効率をηとすると機関の燃焼室に吸入される単位時間
当りの空気重量ΔＱ、は以下の（４）式で表わされる。

ΔＱ２−ψ・Ａ１ぴ］−］Ｙ　・・・（３）上記（３）
、（４）式を（２）式に代入すると次の（５）式が得ら
れる。

ここで、ΔＬ→０の極限をとると、 となる。

今、圧力Ｐ、（≠Ｐｃ　）近傍での応答を考えて圧力が
Ｐ。からＰ、＋Ｐに変化したものとして、上記（６）式
〇Ｐに代えてＰ。十Ｐ（ただし、Ｐは微小値）を代入す
ると、以下の（７）式が得られる。

・・・（７） ここで、 ・・・（８） であるから、上記（７）式は以下の（９）式のようにな
２　　ｖ　　　　　　　　６０ ・・・（９） ここで、 ｔ 上記０り式を次の面弐のように変形して両辺を積分し、
積分定数をＣとすると以下の０４式が得られる。

−−Ｉ！、　　Ｏｇ　　　（−ａ　　Ｐ＋ｂ）　　　＝
　　Ｌ　＋　ｃ　　　　　−ｃｍここで１＝０のときＰ
の初期値はＰゆであるから上記０４式より積分定数Ｃは
次のようになる。

Ｃ＝−１ｏｇｃ−ａＰ＋ｂ）　　−０５）上記０弔式と
θつ式からＰを求めると次のようになる。

ａ　　　　　　　ａ ただし、ｅは自然対数の底である。

従って、スロットル弁の開口面積Ａすなわちスロットル
開度ＴＡ、機関回転速度ＮＥおよびスロットル開度変化
時点からの経過時間ｔを測定して上記００式に代入すれ
ば、実際の吸気管圧力Ｐを求めることができる。そして
、このようにして求めた実際の吸気管圧力Ｐと機関回転
速度ＮＥとに基づいて、例えば以下の式に示す演算を行
なって基本燃料噴射時間ＴＰを求め、この基本燃料噴射
時間ＴＰを吸気温や機関冷却水温等に応じて補正して燃
料噴射時間を求め、この燃料噴射時間に相当する時間燃
料噴射弁を開弁することにより副制御弁の開度が所定値
以下のときに機関が要求する量の燃料を噴射することが
できる。

ＴＰ＝に−Ｆ／ＮＥ ただし、Ｋは定数である。

ところで、上記０ｅ式の吸気管圧力Ｐをグラフで表わす
と第６図に示すようになり、１＝０でＰ＝Ｐａ、ｔ→ω
の極限（定常状態）ではＰ　＝　ｂ　／　ａ（定常状態
での吸気管圧力ＰＭＴＡ）となる１次遅れ要素の出力で
ある。従って、スロットル開度ＴＡと機関回転速度ＮＥ
とに基づいて定常状態での吸気管圧力ＰＭＴＡを演算し
、定常状態での吸気管圧力ＰＭＴＡを以下の０η式の伝
達関数Ｇ　（ｓ）で表゛わされる１次遅れ要素で処理す
ることにより実際の吸気管圧力を演算するようにしても
よい。

ま ただし、Ｓはラプラス変換の演算子、Ｔは時定数である
。

すなわち、第３の態様においてスロットル開度と機関回
転速度とに基づいて定常状態での吸気管圧力を演算し、
演算された定常状態での吸気管圧力を１次遅れ要素で処
理することにより前記経過時間を変数とする吸気管圧力
を演算するようにしてもよい。

以上説明したように本態様によれば、副制御弁の開度が
所定値以下のときに実際の吸気管圧力を予測してこの吸
気管圧力と機関回転速度とに基づいて燃料噴射量を制御
しているので、副制御弁の開度が所定開度以下のときに
は実際の吸入空気量に応じた量の燃料を噴射することが
でき、これによって空燃比を目標空燃比に制御して過渡
時の空燃比のオーバリッチ、オーバリーンを防止するこ
とができる、という効果が得られる。

また、第４の態様は、スロットル弁が配置された主吸気
通路のスロットル弁上流側とスロットル弁下流側とを連
通ずる副吸気通路に流れる空気量を制御する副制御弁を
備えた内燃機関の燃料噴射量を制御する内燃機関の燃料
噴射量制御装置において、スロットル開度を検出するス
ロットル開度検出手段と、機関回転速度を検出する回転
速度検出手段と、検出されたスロットル開度と検出され
た機関回転速度とに基づいて定常状態での吸気管圧力を
演算する吸気管圧力演算手段と、演算された定常状態で
の吸気管圧力に対して過渡時の吸気管圧力の応答遅れの
補正を行なう補正手段と、機関燃焼室に吸入される実吸
入空気量に対応した物理量を検出する物理量検出手段と
、副制御弁の開度が所定開度以下のときは前記補正手段
によって補正された吸気管圧力と前記検出された機関回
転速度とに基づいて基本燃料噴射時間を演算すると共に
副制御弁の開度が前記所定開度を越えるときには検出さ
れた物理量と検出された機関回転速度とに基づいて基本
燃料噴射時間を演算する基本燃料噴射時間演算手段と、
前記基本燃料噴射時間に基づいて燃料噴射量を制御する
燃料噴射量制御手段と、を含んで構成したものである。

本態様の副制御弁の開度が所定開度以下のときの燃料噴
射量の制御について説明すると、第８図に示すブロック
図のように、スロットル開度検出手段で検出されたスロ
ットル開度ＴＡと回転速度検出手段で検出された機関回
転速度ＮＥとに基づいて吸気管圧力演算手段Ａによって
定常状態での吸気管圧力ＰＭＴＡが演算される。吸気管
圧力演算手段Ａによって演算された定常状態での吸気管
圧力ＰＭＴＡは、補正手段已によって過渡時の吸気管圧
力の応答遅れ分の補正が行なわれる。この補正手段とし
ては１次遅れ要素を用いることができる。補正手段Ｂに
よって補正された吸気管圧力は基本燃料噴射時間演算手
段Ｃに入力され、基本燃料噴射時間演算手段に入力され
ている機関回転速度ＮＥとに基づいて基本燃料噴射時間
ＴＰが演算される。一方、副制御弁の開度が所定開度を
越えるときには、実吸入空気量に対応した物理量、例え
ば吸気管圧力または吸入空気量と機関回転速度ＮＥとに
基づいて基本燃料噴射時間ＴＰが演算される。そして、
基本燃料噴射時間ＴＰに基づいて燃料噴射量制御手段に
よって燃料噴射量が制御される。

また、第５の態様は、第４の態様において基本燃料噴射
時間演算手段によって副制御弁の開度が所定開度以下の
ときの基本燃料噴射時間を演算する場合に、スロットル
開度と機関回転速度とに基づいて所定周期で定常状態で
の吸気管圧力を演算し、過渡時の吸気管圧力の変化に関
する時定数と前記所定周期とで重みに関する係数を演算
し、過去に演算された加重平均値の重みを重くして過去
に演算された加重平均値と前記定常状態での吸気管圧力
と前記重みに関する係数とで現在の加重平均値を演算し
、演算された現在の加重平均値と機関回転速度とに基づ
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噴射量を制御するようにしたもの
である。

次に、本態様の原理を説明する。１次遅れ要素をブロッ
ク図で表わすと第７図に示すようになり、入力をｘ（ｔ
）　　とし、出力をｙ（ｔ）　　とし、時定数をＴとす
ると、第７図の人出力の関係は以下の式で表わされる。

・・・ＱＩ ここで、１ｔを現在の演算タイミング、ｔｌを過去の演
算タイミングとすると次の（２１）式が得られる。

（ｔｘ　　　ｔ＋）　　・　［ｘ　（ｔｚ）　　　）’
　（ｔ＋）　］＋　ｙ　（ｔ＋）　＝　ｙ　（ｔｚ）　
　・・・（２１）上記（２１）において、ｘ　（ｔｇ）
を定常状態での吸気管圧力Ｐ　Ｍ　Ｔ　Ａ　、　Ｙ　（
ｔｚ）を現在の実際の吸気管圧力Ｐ　Ｍ　Ｓ　Ｍ五、３
’　（ｔ＋）を過去の実際の吸気管圧力ＰＭＳＭ＋−＋
　、ｔｚ　　　ｔ＋　　（＝Δｔ）を演算周期とすれば
、 １” ＋　Ｐ　Ｍ　Ｓ　Ｍ　ｒ　−＋　＝　Ｐ　Ｍ　Ｓ　Ｍ　
ｔ　・・・（２２）となり、Ｔ／Δｔ＝ｎとすると、以
下の（２３）式が得られる。

・・・（２３） すなわち、上記（２３）式は、過去の実際の吸気管圧力
ＰＭＳＭｉ−，の重みをｎ−１とし、定常状態での吸気
管圧力ＰＭＴＡの重みを１とした加重平均を求めること
により、現在の実際の吸気管圧力Ｐ　Ｍ　Ｓ　Ｍ、を演
算することができることを示している。また、重みに関
する係数ｎは時定数Ｔと演算周期Δｔとの比で求められ
る。

従って、スロットル開度と機関回転速度とに基づいて所
定周期Δｔで定常状態での吸気管圧力ＰＭＴＡを演算し
、過渡時の吸気管圧力の変化に関する時定数Ｔと所定周
期Δｔとで重みに関する係数ｎを演算し、過去に演算さ
れた加重平均値ＰＭＳＭ＝、の重みを重くして過去に演
算された加重平均値ＰＭＳＭ五−１と定常状態での吸気
管圧力ＰＭＴＡと重みに関する係数ｎとで上記（２３）
式に従って加重平均値ＰＭＳＭムを演算すれば、現在の
実際の吸気管圧力が求められることになる。そこで、本
態様では、上記のようにして演算された加重平均値（現
在の実際の吸気管圧力）と機関回転速度とに基づいて副
制御弁の開度が所定開度以下のときの基本燃料噴射時間
を演算し、副制御弁の開度が所定開度以下のときに演算
された基本燃料噴射時間に基づいて燃料噴射量を制御す
るようにしている。

なお、上記０ω、００式から理解されるように、時定数
Ｔ　＝　Ｉ　／　ａは機関回転速度ＮＥが大きくなる程
小さくなり、スロットル開度ＴＡが大きくなる程小さく
なる。このように、時定数はスロットル開度ＴＡと機関
回転速度ＮＥを変数とする関数で表わされる。従って演
算周期Δｔを一定とすれば、重みに関する係数ｎはスロ
ットル開度ＴＡと機関回転速度ＮＥとを変数とする関数
で定めることができる。なお、スロットル開度ＴＡと機
関回転速度ＮＥとで定常状態での吸気管圧力ＰＭＴＡが
一義的に定まるから、スロットル開度ＴＡと機関回転速
度ＮＥとに代えて定常状態での吸気管圧力ＰＭＴＡと機
関回転速度ＮＥとに応じて重みに関する係数ｎを定める
ようにしてもよい。

ところで、機関燃焼室に供給される空気量が確定するの
は、吸気終了時点すなわち吸気弁閉弁時である。しかし
ながら、燃料噴射時間を演算するために所定時間必要で
あると共に、燃料噴射弁から噴射された燃料が燃焼室に
到達するまでに所定の飛行時間が必要であり、燃焼室に
供給される空気量が確定したときに燃料噴射量を演算す
ると時間遅れが生じるため、従来では、燃焼室に供給さ
れる空気量が確定する前の吸気管圧力を用いて基本燃料
噴射時間を演算している。このため、実際に燃焼室内に
吸入された空気量に適合した量の燃料が噴射されなくな
り、加速時には吸入空気量が確定する吸気管圧力より小
さい値の吸気管圧力によって燃ｆ４噴射量が制御される
ため、空燃比がリーンとなり、減速時には吸入空気量が
確定する吸気管圧力よ、り大きい値の吸気管圧力によっ
て燃料噴射量が制御されるため、空燃比がリッチとなる
。

一方、上記（２３）式においてスロットル開度ＴＡと機
関回転速度ＮＥとが変化しないものと仮定すると、加重
平均値演算時から吸入空気量が確定するまでの間、すな
わち加重平均値演算時から所定時間先までの間定常状態
での吸気管圧力ＰＭＴＡは一定である。従って、上記（
２３）式の加重平均値を繰り返し演算することによって
吸入空気１６１１定時の実際の吸気管圧力を予測するこ
とができる。

このため本態様では、副制御の開度が所定開度以下のと
きに、定常状態での吸気管圧力を演算した時点から機関
に吸入される空気量が確定するまでの時間を演算周期Δ
ｔで除算することにより演算回数を求め、この演算回数
だけ上記（２３）式の加重平均の演算を繰り返すことに
より、機関に吸入される空気量が確定する時点での加重
平均値すなわち機関に吸入される空気量が確定する時点
での実際の吸気管圧力を予測して燃料噴射量を制御する
のが好ましい。

なお、上記では燃料噴射時間演算時から機関に吸入され
る空気量が確定するまでの間スロットル開度と機関回転
速度とが変化しないものと仮定したが、スロットル開度
や機関回転速度が変化する場合には、燃料噴射時間演算
時でのスロットル開度の微分値および／または機関回転
速度の微分値を用いて次の燃料噴射時間演算時点でのス
ロットル開度および／または機関回転速度を予測して、
吸入空気量が確定するときの定常状態での吸気管圧力を
予測し、上記のように加重平均値の演算を繰り返して実
際の吸気管圧力を予測すれば、スロットル開度や機関回
転速度変動時の実際の吸気管圧力の予測値の精度が更に
向上する。

また、燃料噴射弁から噴射された燃料は、インテークマ
ニホールド内壁面等の機関壁面に付着して噴射された燃
料の全てが燃焼室に供給されないので、この燃料付着分
を補正して燃料噴射量を制御するのが好ましい。この燃
料付着量は、吸気管圧力の大きさに依存し、吸気管圧力
が小さいと燃料の蒸発量が多くなるため燃料付着量は少
なくなり、吸気管圧力が大きいと燃料の蒸発量が少なく
なるため燃料付着量は多くなる。このため本態様では、
副制御弁の開度が所定開度以下のときに、加重平均によ
って演算された実際の吸気管圧力から機関壁面への燃料
付着量の変化量を予測し、この変化量に相当する量の燃
料噴射量を補正して機関に吸入される実際の吸入空気量
に対応した量の燃料を機関に供給するのが好ましい。な
お、燃料の壁面への付着量は機関温度や機関回転速度に
よっても変化する（機関温度が高いと燃料の蒸発量が多
くなるため燃料付着量は少なくなり、機関回転速度が速
くなると空気流速が速（なって蒸発量が多くなるため燃
料付着量は少なくなる）ため、機関温度や機関回転速度
の関数として燃料付着量の変化量を定める、ようにして
も良く、また壁面への燃料付着量は瞬時に安定しないた
め燃料噴射量の補正量を時間減衰させて今回噴射したと
きの燃料付着量を次回以降の噴射に反映させるようにし
ても良い。

以上説明したように本態様においては、副制御弁が所定
開度以下のときに所定周期で加重平均値を演算すること
により実際の吸気管圧力を予測しているため、スロット
ル開度変化時点からの経過時間を計測することなく実際
の吸気管圧力を予測することができ、これによって過渡
時においても空燃比が目標空燃比に制御され、加速応答
性、ドライバビリティおよび排気エミツシ田ン等の悪化
を防止することができる、という効果が得られる。

なお、上記のＢ様では、副制御弁の開度が所定開度以下
のときに吸気管圧力に対応する量と機関回転速度とに基
づいて基本燃料噴射時間を演算する例について説明した
が、スロットル弁上流側を通過する空気量に対応する量
と機関回転速度とに基づいて基本燃料噴射時間を演算す
るようにしてもよい。

〔実施例］ 以下凹面を参照して本発明の実施例を詳細に説明する。

第９図は本実施例の燃料噴射量制御装置を備えた内燃機
関の概略図である。

エアクリーナ（図示せず）の下流側にはスロットル弁８
が配置されている。このスロットル弁８には、スロット
ル弁８の開度を検出するスロットル開度センサ１０が取
付けられている。スロットル開度センサ１０は、第１０
図の等価回路に示すように、スロットル弁８の回動輪に
固定された接触子１０Ｂと一端に電源が接続されかつ他
端が接地された可変抵抗１０Ａとで構成されており、ス
ロットル弁８の開度が変化するに伴って、接触子１０Ｂ
と可変抵抗１０Ａとの接触状態が変化し、スロットル弁
８の開度に応じた電圧が接触子１０Ｂから得られるよう
に構成されている。スロットル弁８の上流側の吸気管壁
には、吸入空気の温度を検出するサーミスタで構成され
た温度センサ１４が取付けられている。スロットル弁８
の下流側にはサージタンク１２が配置されている。この
サージタンク１２には、ダイヤフラム弐の圧力センサ６
が取り付けられている。この圧力センサ６からの出力信
号は、吸気管圧力の脈動成分を取り除くための時定数が
小さく（例えば、３〜５　ｍ５ｅｃ　）且つ応答性の良
いＣＲフィルタ等で構成さたフィルタ７（第１１図参照
）によって処理される。また、スロットル弁を迂回しか
つスロットル弁上流側とスロットル弁下流側とを連通ず
るように副吸気通路としてのバイパス路１４が設けられ
ている。

このバイパス路１４には、四極の固定子を備えたパルス
モータ１６Ａとこのパルスモータによって開度が制御さ
れる弁体とで構成されたＩＳＣパルプ１６が取り付けら
れている。なお、ＩＳＣバルブとしてはデユーティ比制
御によってバイパス路に流れる空気量を制御するものや
サーモワックスを備え温度に応じてバイパス路に流れる
空気量を制御するものを使用するようにしてもよい。サ
ージタンク１２はインテークマニホールド１８、吸気ポ
ート２２および吸気弁２３を介して機関本体２０の燃焼
室２５に連通されている。このインテークマニホールド
２４には、各気筒に対応するように燃料噴射弁２４が取
付けられており、各気筒独立にまたは各気筒グループ毎
にまたは全気筒−斉に燃料を噴射できるように構成され
ている。

燃焼室２５は、排気弁２７、排気ボート２６およびエキ
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、排ガス中の残留酸素濃度を
検出して理論空燃比に対応する値を境に反転した信号を
出力する。２センサ３０が取付けられている。

シリンダブロック３２には、ウォータジャケット内に突
出するように機関温度を代表する機関冷却水温を検出す
るサーミスタ等で構成された冷却水温センサ３４が取付
けられている。シリンダヘッド３６には、各々の燃焼室
２５内に突出するように点火プラグ３８が取付けられて
いる。点火プラグ３日はディストリビュータ４０および
点火コイルを備えたイグナイタ４２を介してマイクロコ
ンピュータ等で構成された制御回路４４に接続されてい
る。ディストリビュータ４０には、ディストリビュータ
シャフトに固定されたソゲ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および回転角センサ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’Ｃ
Ａ毎に回転角信号を出力する。そして、この回転角信号
の周期から機関回転速度を演算することができる。

マイクロコンピュータ等で構成された制御回路４４は、
第１１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ＲＡＭ（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お
よ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を備えている。入出カポ−トロ８には、アナ
ログ−デジタル（Ａ／Ｄ）変換器７８およびマルチプレ
クサ８０が順に接続されており、このマルチプレクサ８
０には、バッファ８２を介して吸気温センサ１４が接続
されると共に、バッファ８４およびバッファ８５をそれ
ぞれ介して水温センサ３４およびスロットル開度センサ
１０が接続されている。また、マルチプレクサ８０には
バッファ８３及び抵抗ＲとコンデンサＣとで構成された
ＣＲフィルタ７を介して圧力センサ６が接−続されてい
る。そして、入出カポ−トロ８は、Ａ／Ｄ変換器７日お
よびマルチプレクサ８０に接続されて、ＭＰＵからの制
御信号に応じて吸気温センサ１４出力、ＣＲフィルタ７
を介して人力される圧力センサ６出力、水温センサ３４
出力及びスロットル開度センサ１０出力を順次所定周期
でＡ／Ｄ変換するように制御する。

入力ポードア０には、コンパレータ８８およびバッファ
８６を介して０２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および回転角セ
ンサ４８が接続されている。

そして、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は駆動回路９４を
介して燃料噴射弁２４に接続され、また、出力ポードア
６は駆動開路９６を介してＩＳＣパルプのパルスモータ
１６Ａに接続している。

次に上記内燃機関に第２の態様および第５の態様を適用
した第１実施例について説明する。上、記ＲＯＭ６２に
は、以下で説明する本発明の第１実施例の制御ルーチン
のプログラムや第１２図に示すスロットル開度ＴＡと機
関回転速度ＮＥとで定められた定常状態での吸気管圧力
ＰＭＴＡのマツプ、第１３図に示す機関回転速度ＮＥと
定常状態での吸気管圧力ＰＭＴＡ　（またはスロットル
開度ＴＡ）とで定められた重みに関する係数ｎのマツプ
、および第１４図に示す実際の吸気管圧力ＰＭＳＭと機
関回転速度ＮＥとで定められた基本燃料噴射時間ＴＰの
マツプが予め記憶されている。第１２図に示す定常状態
での吸気管圧力ＰＭＴＡのマツプは、スロットル開度Ｔ
Ａと機関回転速度ＮＥとを設定し、設定したスロットル
開度ＴＡと機関回転速度ＮＥに対応する吸気管圧力を測
定し、吸気管圧力が安定したときの値を用いることによ
り作成される。第１３図に示す重みに関する係数ｎのマ
ツプは、スロットル弁をステップ状に開いたときの吸気
管圧力の応答（インデシャル応答）時の時定数Ｔを測定
し、この測定値と第１６図に示すｆ４Ｘルーチンの実行
周期Δｔ　ｓｅｅ　とからＴ／ΔＬ　（：ｎ）を機関回
転速度ＮＥと実際の吸気管圧力ＰＭＴＡ　（またはスロ
ットル開度ＴＡ）とに対応して求めることにより作成さ
れる。そして第１４図の基本燃料噴射時間ＴＰのマツプ
は、機関回転速度と吸気管圧力とを設定し目標空燃比と
なる基本燃料噴射時間ＴＰを測定することにより作成さ
れる。

まず本実施例のメインルーチンについて第１図を参照し
て説明する。まず、ステップ１２０においてＩＳＯバル
ブの開度が所定値を越えているか否かを判断する。ＩＳ
Ｃバルブの開度はパルスモータのパルス数をカウントす
ることによって検出できるが、ＩＳＯパルプの開度が所
定値以上でオンするスイッチやＩＳＣバルブの開度を検
出するセンサを設けて検出するようにしてもよい。ステ
ップ１２０においてＩＳＯバルブ間度が所定値以下と判
断されたときにはステップ１２８においてスロットル開
度ＴＡと機関回転速度ＮＥとに基づいて基本燃料噴射時
間ＴＰを演算する。尚、この基本燃料噴射時間ＴＰＯ演
算については第１６図に示すサブルーチンに基づいて説
明する。一方、ステップ１２０においてＩＳＣパルプ開
度が所定値を越えていると判断されたときには、ステッ
プ１２２において圧力センサ６によって検出された吸気
管圧力ＰＭと機関回転速度ＮＥとを取り込み、ステップ
１２４において基本燃料噴射時間ＴＰを演算する。次の
ステップ１２６では、基本燃料噴対時間ＴＰ、第１５図
のルーチンで演算される空燃比フィードバック補正係数
ＦＡＦ及び吸気温や機関冷却水温等で定まる補正係数Ｆ
を用いて以下の弐に従って燃料噴射時間ＴＡＬＩを演算
する。

Ｔ　Ａ　Ｕ　−Ｔ　Ｐ−Ｆ　Ａ　Ｆ−Ｆ次に、第１５図
を参照して空燃比をフィードバック制御するための空燃
比フィードバック補正係数ＦＡＦを演算するルーチンに
ついて説明する。

まず、ステップ１８０において空燃比フィードバック条
件が成立しているか否かを判断する。空燃比フィードバ
ック条件が成立しているか否かは、運転状態に応じて判
断され、例えば、機関始動状態でなく、機関冷却水温が
所定値（例えば、４０’ｃ　＞以上であり、燃料カット
中でなく、燃料増量中でなく、空燃比リーン制御中でな
いときに空燃比フィードバック条件が成立したと判断さ
れる。

ステップ１８０において空燃比フィードバック条件が成
立していないと判断されたときには、ステップ１８２に
おいて空燃比フィードバック補正係数ＦＡＦを１．０に
セットした後ステップ１９８において空燃比フィードバ
ック補正係数ＦＡＦをＲＡＭの所定エリアに記憶する。

一方、ステップ１８０において空燃比フィードバック条
件が成立したと判断されたときには、ステップ１８４に
おいて０２センサ出力が空燃比リッチを示しているか否
かを判断する。ｏ２センサ出力が空燃比リッチを示して
いると判断されたときには、ステップ１８６において空
燃比フィードバック補正係数ＦＡＦから積分定数ＫＬを
凍算し、ステップ１８８において０□センサ出力が空燃
比リーンからリッチに反転したか否かを判断する。

そして、ステップ１８８において肯定判断されたときに
、ステップ１９０において空燃比フィーバツク補正係数
ＦＡＦから比例定数ＳＬを減算する。

一方、ステップ１８４において０□センサ出力が空燃比
リーンを示すと判断されたときにはステップ１９２にお
いて空燃比フィードバック補正係数ＦＡＦに積分定数Ｋ
Ｒを加算した後、ステップ１９４において０□センサ出
力が空燃比リッチからリーンに反転したか否かを判断す
る。そして、ステ゛ンプ１９４において０２センサ出力
が空燃比リッチからリーンに反転したと判断されたとき
には、ステップ１９６において空燃比フィードバック補
正係数ＦＡＦに比例定数ＳＲを加算した後ステップ１９
８において空燃比フィードバック補正係数ＦＡＦをＲＡ
Ｍの所定エリアに記憶する。

次に、第１図のステップ１２８の詳細を第１６図に示す
燃料噴射時間演算ルーチンを参照して説明する。このル
ーチンは、所定時間（例えば、８ｓｓｅｃ　）毎に実行
される。ステップ１００においてＡ／Ｄ変換されたスロ
ットル開度ＴＡ（例えば、８　ａａｓｅｃ毎にＡ／Ｄ変
換する）および機関回転速度ＮＥを取込み、ステップ１
０２において第１２図のマツプからスロットル開度ＴＡ
と機関回転速度ＮＥに対応する定常状態での吸気管圧力
Ｐ　ＭＴＡを演算する。次のステ°ツブ１０４では、ス
テップ１０２で演算された吸気管圧力ＰＭＴＡとステッ
プ１００で取込んだ機関回転速度ＮＥとに基づいて第１
３図に示すマツプから重みに関する係数ｎを演算する。

なお、スロットル開度と機関回転速度で重みに関する係
数ｎのマツプを定めた場合には、ステップ１０４でステ
ップ１００で取込んだスロットル開度ＴＡと機関回転速
度ＮＥとで重みに関する係数ｎを演算するようにしても
よい。次のステップ１０６では、ステップ１０２で演算
された吸気管圧力ＰＭＴＡとステップ１０４で演算され
た重みに関する係数ｎと前回のこのルーチンの実行時に
ステップ１０６で演算された前回の加重平均値ＰＭＳＭ
＋−＋　　とを用いて上記で説明した（２３）式に従っ
て今回の加重平均値ＰＭＳＭ、を演算する０次のステッ
プ１０８では今回の加重平均値Ｐ　Ｍ　Ｓ　Ｍ、と機関
回転速度ＮＥとに基づいて第１４図に示すマツプから基
本燃料噴射時間ＴＰを演算する。

そして、図示しない制御ルーチンにおいて所定クランク
角になったときに上記で演算した燃料噴射時間ＴＡＵに
相当する時間燃料噴射弁を開弁じて燃料噴射を実行する
。以上のように制御する結果、バイパス路に流れる空気
量が少ないときには第１６図のルーチンによってスロッ
トル開度ＴＡと機関回転速度ＮＥとで演算された基本燃
料噴射時間ＴＰに基づいて燃料噴射量が制御され、バイ
パス路に流れる空気量が多いときには圧力センサによっ
て検出された吸気管圧力即ち実吸入空気量に対応する物
理量と機関回転速度とで定められた基本燃料噴射時間に
基づいて燃料噴射量が制御される。従って、バイパス路
に流れる空気量が多い時には実吸入空気量に対応した物
理量に基づいて燃料噴射量が制御されるため、バイパス
路に流れる空気量によって空燃比が目標空燃比からずれ
るのが防止される。

次に、上記実施例の点火進角θを演算するルーチンにつ
いて第１７図を参照して説明する。このルーチンは所定
クランク角毎に実行される。

なお、第１７図において第１６図と同一部分については
同一符号を付して説明を省略する。ステップ１１２では
、今回演算された加重平均値ＰＭＳＭ、　と機関回転速
度ＮＥとにより基本点火進角θＩＩＡＳＥを演算する。

この基本点火進角θ菖＾ｓｔは、演算式によって演算し
てもよく、また基本燃料噴射時間と同様にマツプを作成
してこのマツプから演算するようにしてもよい。そして
、次のステップ１１４において基本点火進角θ１ｌＡｓ
ｌに吸気温や機関冷却水温等で定まる補正係数ＴＫを乗
算して点火進角θを求める。そして図示しない点火時期
制御ルーチンにおいて基本点火進角θでイグナイタをオ
フすることにより点火を実行する。

第１８図（１）、（２）に、加速時における従来での加
速増量を行なわない場合の空燃比の変化と本実施例での
空燃比の変化とを比較して示すと共に燃料噴射量を求め
るための本実施例での加重平均値ＰＭＳＭと従来の検出
した吸気管圧力ＰＭとの相異を示す、第１８図から理解
されるように、従来例の空燃比は加速時にリーンスパイ
クが生じているが、本実施例の空燃比は略フラットにな
っている。

以上説明したように、本実施例ではバイパス路に流れる
空気量が少ないときに実際の吸気管圧力を予測して燃料
噴射量と点火時期とを制御することにより精度良い燃料
噴射量制御と点火時期制御を行なうことができる。

次に上記内燃機関に本発明を適用した第２の実権例を説
明する。この実施例はバイパス路に流れる空気量が少な
いときに加重平均値の演算を所定回繰り返すことによっ
て吸入空気量確定時（吸気弁全閉時）の実際の吸気管圧
力を予測し、この予測した吸気管圧力によって燃料噴射
量を制御するようにしたものである。なお、バイパス路
に流れる空気量が多いときの燃料噴射制御は第１の実権
例と同様であるので説明を省略する。第１９図は所定時
間（本実施例ではａｌｌｌｓｅｃ）毎に実行して吸入空
気量確定時の吸気管圧力の予測値ＰＭＳＭ２を演算する
ルーチンを示すものである。ステップ２００において機
関回転速度ＮＥを取込むと共に、スロットル開度ＴＡの
Ａ／Ｄ変換を行なってスロットル開度ＴＡを取込む。ス
テップ２０２では第１２図に示すマツプから機関回転速
度ＮＥとスロットル開度ＴＡとに対応する定常状態での
吸気管圧力ＰＭＴＡを演算する。次のステップ２０４で
は第１３図に示すマツプから重み付けに関する係数ｎを
演算する。次のステップ２０６とステップ２０８では、
レジスタＰＭＳＭ　１に記憶されている前回演算した加
重平均値ＰＭＳＭ＋−＋　をＲＡＭから続出して上記（
２３）式に基づいて今回の加重平均値Ｐ　Ｍ　Ｓ　Ｍ、
を演算し、ステップ２１０においてこの加重平均値Ｐ　
Ｍ　Ｓ　Ｍ　、をレジスタＰＭＳＭＩに記憶しておく。

次のステップ２１２では、現在時刻から吸気管圧力予測
時点までの時間Ｔ。

１ＩＩｓｅｃを第１９図のルーチンの演算周期ΔＬ（＝
８ｍｓｅｃ　）で除算することにより演算回数ＴＩ／Δ
Ｌを演算する。この予測時間Ｔ、ｍ５ｅｃは、現在時刻
から吸入空気量確定までの時間すなわち現在時刻から吸
気弁が閉じるまでの時間を採用することができ、各気筒
独立に燃料を噴射しない場合には燃料噴射弁から燃焼室
までの燃料の飛行時間等も考慮して決定されるが、現時
点から予測光までのクランク角が同一であってもこの予
測時間Ｔ１ｍ５ｅｃは機関回転速度が速くなると短くな
るので機関回転速度等の運転条件によって可変すること
が好ましい（例えば、機関回転速度が速くなるに従って
短くする）。次のステフプ２１４では、演算回数ＴＩ／
Δを回上記（２３）式の演算を繰り返して実行し、ステ
ップ２１６においてこの演算した値を吸気管圧力の予測
値ＰＭＳＭ２とする。このように加重平均値を繰り返し
て実行することにより最新の加重平均値は定常運転状態
での吸気管圧力値に近づくので、加重平均値の演算回数
を上記のように定めることにより現在時刻からＴ、ｍ５
ｅｃ先の吸気管圧力（現時点より定常状態に近い状態で
の吸気管圧力）を予測することができる。

第２０図は所定クランク角（例えば、１２０”ＣＡ）毎
に燃料噴射時間ＴＡＵを演算するルーチンを示すもので
、機関回転速度ＮＥとステップ２１６で演算された吸気
管圧力の予測値ＰＭＳＭ２とに基づいて第１４図に示す
マツプから基本燃料噴射時間ＴＰを演算する。

なお、現在時刻からＴ、ｍ５ｅｃ経過した時点ではスロ
ットル開度や機関回転速度が変化することがあるため、
スロットル開度の微分値や機関回転速度の微分値を用い
てＴ＋ｌｌ５ｅＣ先のスロットル開度や機関回転速度を
予測して’］’、ｍ５ｅｃ先の定常状態での吸気管圧力
を予測し、上記の加重平均値の演算を繰り返すようにす
れば、さらに精度は向上する。

上記のように演算したときの加重平均値および’ｌ’、
ｍ５ｅｃ経過後の予測値ＰＭＳＭ２を第２１図および第
２２図に示す。第２１図では、１６ｍ５ｅｃ先の予測値
と理論値とを示したが、予測値は理論値と略等しくなっ
ている。なお、スロットル開度のＡ／Ｄ変換タイミング
は燃料噴射時間ｆＪ算タイミングと一敗する場合もある
が、最大演算周期ΔＬに相当する時間ずれる。従って、
このずれ時間を平均（０＋Δｔ）／２して　Ｔ、　　±
　Δｔ／２時間先の吸気管圧力を予測するようにしても
良い。

次に、本発明の第３実施例を説明する。本実施例は空燃
比フィードバック条件成立時に燃料の機関壁面付着量を
予測し燃料噴射量を補正するようにしたものである。な
お、本実施例ではｖ！、料噴射時間ＴＡＵの演算を含め
て説明した。

機関燃焼室へ吸入されないで機関壁面に付着している燃
料付着量は、吸気弁閉弁時の吸気管圧力によって定まり
、例えば、吸気管圧力がＰＭＩの状態からＰＭ２の状態
へ加速した場合、各々の吸気管圧力での燃料付着厚さを
Ｔ１、Ｔ２とすると、燃料の付着厚さをＴ１からＴ２に
増加させるために必要な、壁面への燃料供給量は、スロ
ットル開放速度および燃料噴射回数等に関係なく定まる
。

そこで、本実施例では、ある基準吸気管圧力（例えば、
ＯｍｍＨｇａｂｓ　）から任意の吸気管圧力まで変化さ
せたときの壁面に供給すべき噴射量の総付着量を第２５
図に示すように吸気弁全閉時での吸気管圧力に対して予
めマツプの形でＲＯＭに記憶させておく。

第２３圀は、本実施例の所定クランク角（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２３０においては上記第１９図で演算された
吸気管圧力の予測値ＰＭＳＭ２と機関回転速度ＮＥとか
ら基本燃料噴射時間ＴＰを上記と同様に演算する。次の
ステップ２３２では、吸気温や機関冷却水温等Ｇこよっ
て定まる燃料噴射量の補正係数ＦＫを算出する。次のス
テップ２３４では、第２５図のマツプから吸気管圧力の
予測値ＰＭＳＭ２に対応する機関壁面への燃料付着量Ｆ
ＭＷＥＴを算出する。そして次のステップ２３６におい
て基本燃料噴射時間と補正係数ＦＫとを乗算すると共に
、今回求めたＰ、料の付着ＩＦＭＷＥＴから前回燃料の
付着量ＦＭＷＥＴ　Ｏｔ＋を減算した値を補正加算値と
して加算することにより燃料噴射時間ＴＡＵを求める。

この補正加算量は吸気管圧力の変化によって生ずる燃料
付着量の変化量を表わしている。そしてステップ２３８
において今回求めた燃料の付着ｉＦＭＷＥＴを前回の付
着ｆｆ１Ｆ　Ｍ　Ｗ　Ｅ　Ｔ　ＯＬＤ　としてＲＡ　Ｍ
に記憶する。

以上のように燃料噴射量を制御することによって、第２
４図に示すように斜線で示す部分の量の燃料が増量され
、これによって機関の内壁面に燃料付着厚さだけの燃料
が付着しても補正加算量によって機関に供給する燃料は
要求値になる。なお、第２７図はスロットル開度、吸気
管圧力の予測値および空燃比の変化を示すものであり、
本実施例では破線で示す従来例のようにリーンスパイク
は生ぜず空燃比の変動が少なくなっている。

次に本発明の第４実施例を説明する。上記の第３実施例
では噴射毎の燃料付着量によって燃料噴射量を制御する
ようにしてたが、機関壁面への燃料の付着は瞬時には安
定しないことを考慮して本実施例ではバイパス路に流れ
る空気量が少ないときにおける各噴射での補正加算量を
時間減衰させることによって次回以降の噴射にも反映さ
せることにより燃焼室への燃料の供給量を要求値と等し
くするようにしている。第２８図は本実施例の燃料噴射
演算ルーチンを示すもので、例えば所定クランク角（３
６０°ＣＡ）毎に実行される。なお、第２８図において
第２３図と同一部分には同一符号を付して説明を省略す
る。ステップ２３４で燃料付着量ＦＭＷＥＴを算出した
後は、ステップ２４０において以下の式に従って補正加
算ＩＦＡＥを算出する。

ＦＡＥ二〇、２・Ｆ　Ａ　Ｅｏｔ＋＋　＋　Ｆ　Ｍ　Ｗ
　Ｅ　ＴＦ　Ｍ　Ｗ　Ｅ　Ｔ　ＯＬＤ　・・・（２４）
なお、ＦＡＥＯＬｌｌ　は前回演算した補正加３γ量、
Ｆ　Ｍ　Ｗ　Ｅ　Ｔ　０Ｌ１１　は前回演算した燃料の
壁面への付着量である。

上記（２４）式では、前回の補正加算量Ｆ　Ａ　Ｅ　ｏ
ｔ。

に０．２を乗算しているので、前回の補正加算量を８０
％減衰させて前回の補正加算量の２０％を今回の補正加
算量に反映させている。なお、この減衰の仕方は機関に
よって最適な方法が選択され、上記のように所定クラン
ク角（上記の例では３６０°ＣＡ）毎に所定量づつ減衰
させても良く、また所定時間毎に所定量づつ減衰させる
ようにしても良い。

次のステップ２４２では、上記と同様にして基本燃料噴
射時間と補正係数ＦＫと補正加算量ＦＡＥとを用いて燃
料噴射時間ＴＡＵを演算する。そして、ステップ２４４
において補正加算量ＦＡＥを前回の補正加算量ＦＡＥＯ
ＬＤ　としてＲＡＭに記憶すると共に、燃料付着量ＦＭ
ＷＥＴを前回の燃料付着量Ｆ　Ｍ　Ｗ　Ｅ　Ｔ　ＯＬＤ
　としてＲＡＭに記憶する。

なお、上記第２５図では、吸気弁全閉状態での吸気管圧
力に応じて燃料付着量を定める例について説明したが、
燃料付着量は機関回転速度に応じても変化するため第２
８図に示すように吸気管圧力と機関回転速度を変数とし
て変化するマツプとして記憶させても良い。また、燃料
付着量は機関温度によっても変化し、機関温度が低い程
燃料付着量が多くなるので更にこの機関温度を変数とし
て定めるようにしても良い、また、上記実施例では、加
重平均値によって吸気管圧力を予測する例について説明
したが、上記００式に従って吸気管圧力を予測しても良
く、定常状態の吸気管圧力を１次遅れ要素で処理して吸
気管圧力を予測しても良い。さらに、上記ではバイパス
路に流れる空気量が多いときに吸気管圧力と機関回転速
度とで基本燃料噴射時間を定める例について説明したが
、本発明はこれに限定されるものではなくスロットル弁
上流側に配置されたエアフロメータ、カルマン渦流量セ
ンサ、熱線式流量センサ等によって吸入空気量を検出し
、この吸入空気量と機関回転速度とで機関−回転当りの
吸入空気量を演算して基本燃料噴射時間を求める内燃機
関にも適用することができる。またさらに、上記第２〜
第４実施例における吸気管圧力の予測方法及び燃料噴射
量の補正方法は、バイパス路に流〜る空気量が少ないと
きの燃料噴射量制御についても適用することができる。

さらに、上記ではＩＳＣバルブの開度が所定値を越えて
いるか否かによって燃料噴射量の制御を切り換える例に
ついて説明したが、上記の態様で説明したように、機関
冷却水温が所定値以下か否かを判断することによって燃
料噴射量の制ｊＢを切り換えるようにしてもよく、空燃
比フィードバック条件が成立しているか否かによって切
換えてもよく、パルスモータのパルス数からＩＳＣパル
プの開度を検出し、このＩＳＯバルブの開度が所定開度
以下か否かを判断して燃料噴射量の制御を切り換えるよ
うにしてもよい。また、高地走行時には空気密度が小さ
くなってスロットル開度に基づいて空燃比を制御すると
リッチ側にずれることがあるため、大気圧センサや高度
補償をするための学習値の大きさに基づいて高地走行中
か否かを判断し、高地走行中では物理量検出手段出力に
基づいて燃料噴射量を制御してもよい。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の第１の実施例のメインルーチンを示す
流れ図、第２図（１）はＩＳＣバルブの開度に対応した
スロットル開度と吸気管圧力との関係を示す線図、第２
図（２）は空燃比フィードバック制御時の空燃比フィー
ドバック補正係数ＦＡＦの変化を示す線図、第２図（３
）は空燃比オープンループ制御時における空燃比の変化
を示す線図、第３図は従来のスロットル開度と機関回転
速度とで定まる吸気管圧力と実際の吸気管圧力との相異
を示す線図、第４図は従来のスロットル開度と機関回転
速度とで定まる燃料噴射量と要求燃料噴射量との相異を
示す線図、第５図は第３の態様の原理を説明するための
線図、第６図は第３の態様における吸気管内の実際の吸
気管圧力の時間に対する変化を示す線図、第７図は第５
の態様を説明するためのブロック図、第８図は第４のＢ
様を説明するためのブロック図、第９図は本発明の実施
例に関する燃料噴射量制御装置を備えた内燃機関を示す
概略図、第１０図はスロットル開度センサの等価回路図
、第１１図は第１０図の制御回路の詳細を示すブロック
図、第１２図は定常状態での吸気管圧力のマツプを示す
線図、第１３図は加重平均値の重み付けに関する係数の
マツプを示す線図、第１４図は基本燃料噴射時間のマツ
プを示す線図、第１５図は空燃比フィードバック補正係
数ＦＡＦを演算するルーチンを示す流れ図、第１６図は
本発明の第１実施例の燃料噴射量演算ルーチンを示す流
れ図、第１７図は上記実施例の点火進角演算ルーチンを
示す流れ図、第１８図（１）、（２）は従来例と上記実
施例との空燃比および吸気管圧力の変化を示す線図、第
１９図は本発明の第２実施例の吸気管圧力の予測値を演
算するルーチンを示す流れ図、第２０図は上記第２実施
例の燃料噴射時間演算ルーチンを示す流れ図、第２１図
および第２２図は上記第２実施例の吸気管圧力の予測値
等の変化を示す線図、第２３図は本発明の第３の実施例
の燃料噴射時間演算ルーチンを示す流れ図、第２４図は
燃料の壁面付着厚さと吸気管圧力との関係を示す線図、
第２５図および第２６図は補正噴射量のマツプを示す線
図、第２７図は上記第３実施例の空燃比等の変化を従来
例と比較して示す線図、第２８図は本発明の第４実施例
の燃料噴射量演算ルーチンを示す流れ図である。 ８・・・スロットル弁、 １−０・・・スロットル開度センサ、 ４８・・・回転角センサ。

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. （１）スロットル弁が配置された主吸気通路のスロット
   ル弁上流側とスロットル弁下流側とを連通する副吸気通
   路に流れる空気量を制御する副制御弁を備えた内燃機関
   の燃料噴射量を制御する内燃機関の燃料噴射量制御装置
   において、スロットル開度を検出するスロットル開度検
   出手段と、機関回転速度を検出する回転速度検出手段と
   、機関燃焼室に吸入される実吸入空気量に対応した物理
   量を検出する物理量検出手段と、前記副制御弁の開度が
   所定開度以下のときに検出されたスロットル開度と検出
   された機関回転速度とに基づいて燃料噴射量を制御する
   と共に前記副制御弁の開度が前記所定開度を越えるとき
   に検出された物理量と検出された機関回転速度とに基づ
   いて燃料噴射量を制御する燃料噴射量制御手段と、を設
   けたことを特徴とする内燃機関の燃料噴射量制御装置。