JPS6338638A - Air-fuel ratio control device for internal combustion engine - Google Patents

Abstract

PURPOSE:To enable the proper control of air-fuel ratio after a high-temperature start by obtaining the quantity of adhesion of fuel from the engine temperature at the time of start, and correcting fuel injection quantity in accordance with this remaining quantity. CONSTITUTION:The balanced quantity of adhesion corresponding to operating conditions is calculated by a calculating means 2, and on the basis of this, the adhering velocity as a transient correction quantity is calculated by a calculating means 3 to correct a basic injection quantity TP. On the other hand, when the time of start is discriminated by a start discriminating means 6, cooling water temperatures and intake air temperatures are detected by a detecting means 7, and the quantity of adhesion at the time of start is calculated by a calculating means 8. And, the quantity of adhesion at the time of start is sent to a correcting means 9 to correct the balanced quantity of adhesion. Thus, the excess or deficiency of fuel is corrected in accordance with the amount of adhering fuel from directly after the start of an engine, enabling the proper control of air-fuel ratio.

Description

【発明の詳細な説明】 （産業上の利用分野） この発明は内燃機関の空燃比制御装置に関する。[Detailed description of the invention] (Industrial application field) The present invention relates to an air-fuel ratio control device for an internal combustion engine.

（従来の技術） を子制御の燃料噴射弐贋閃はその燃料計量精度の高さか
ら実際に広く採泪されており、噴射弁から機関吸気系に
供給される噴射量制御においては機関負荷（たとえば吸
入空気ＩＱａ）と機関回転数Ｎとに基づく基本的な燃料
噴射量（基本パルス幅）Ｔｐ（＝　Ｋ−Ｑａ／　Ｎ　、
ただしＫは定数。）を他の運転変数に応じて補正するよ
うにした次式（１）を基本として噴射量（噴射パルス１
ｌｌｆｉｉ）Ｔｉが演Ｗ、される（たとえば、１９８５
年１１月（株）鉄道旧本社発行「自！ｉｌＩ単玉学Ｊｆ
：１Ｓ３４巻第１１号第２８頁等参照）。(Prior art) Fuel injection secondary control is actually widely admired due to its high fuel metering accuracy, and in controlling the injection amount supplied from the injection valve to the engine intake system, the engine load ( For example, the basic fuel injection amount (basic pulse width) Tp (=K-Qa/N) based on the intake air IQa) and the engine speed N,
However, K is a constant. ) is corrected according to other operating variables.The injection amount (injection pulse 1
(e.g. 1985
Published by the former headquarters of Railway Co., Ltd. in November 2015 “Ji!
: 1S34 Vol. 11 No. 28, etc.)

Ｔｉ＝ＴｐＸＣＯＥＦＸＬＡＭＢＤＡ＋Ｔｓ・・−（１
） ただし、Ｃ０ＥＦ：各種補正係数の総和Ｌ　Ａ　Ｍ　Ｂ
　Ｄ　Ａ　：空燃比補正係数Ｔｓ：無効パルス幅 である。Ti=TpXCOEFXLAMBDA+Ts...-(1
) However, C0EF: Total sum of various correction coefficients L A M B
DA: Air-fuel ratio correction coefficient Ts: Invalid pulse width.

（発明が解決しようとする問題点） ところで、このような装置では始動時だけでなく、始動
後にも機関回転の安定化のため始動後増量補正が行なわ
れる。これは、スタータスイッチがＯＮからＯＦＦ’と
なった直後から機関の所定回転毎に増量分を漸ｉ成して
いくもので、始動時に一挙に増量した後は何もしないよ
りは、はるかに機関回転が安定するのである。(Problems to be Solved by the Invention) Incidentally, in such a device, post-start increase correction is performed not only at the time of start but also after start in order to stabilize the engine rotation. This increases the amount of fuel gradually at every predetermined revolution of the engine immediately after the starter switch is turned from ON to OFF. This stabilizes the rotation.

しかしながら、このような始ｆ！ｈ後増量補正にて得ら
れる実際の空燃比特性をみると、増量補正が切れた直後
に空燃比が一時的に希薄となっており、これにより機関
回転が不安定とならざるを得ない。However, such a beginning f! Looking at the actual air-fuel ratio characteristics obtained by the increase correction after h, the air-fuel ratio becomes temporarily lean immediately after the increase correction ends, which inevitably makes the engine rotation unstable.

これは、始動直後においても、機関シリングに達するま
での間に吸気管や吸入ボートの内壁面に付着しあるいは
吸入されずに吸気管内に）７遊している燃料の量（これ
ら燃料量を以下「付着１」と総称する。）が、空燃比に
大きく影響するところ、従来の始動後増量補正の方法で
はこの付Ｆ　ｆｆｉ　、５．直接扱われておらず、あく
まで間接的な近似に過ぎないからである。This is the amount of fuel (attached to the inner wall of the intake pipe or suction boat, or floating inside the intake pipe without being sucked), even immediately after starting, until the engine sills are reached. (generally referred to as "adhesion 1") greatly affects the air-fuel ratio, but in the conventional post-start increase correction method, this adhesion Fffi, 5. This is because it is not treated directly and is only an indirect approximation.

このため、吸気系燃料の挙動によっては、せっかく始動
後増量を行っているのに、最適値を与えることにならず
、たとえば低温始動直後に空燃比が一時的に希薄化して
機関回転が不安定となり、逆に高温始動直後には空燃比
が濃くなりてＣＯ等の排出を多くしてしまうことになっ
ている。For this reason, depending on the behavior of the intake system fuel, even if the amount is increased after starting, the optimum value may not be given, and for example, the air-fuel ratio may become temporarily lean immediately after starting at a low temperature, making engine rotation unstable. On the other hand, immediately after a high-temperature start, the air-fuel ratio becomes rich, leading to increased emissions of CO and the like.

これに対して本出頭人は、予め実験的に知ることのでき
る付着量の定常運転下での値ＭＦＨと過渡時の予測値と
しての付着ＩＭＦとに基づいて燃料供給量を補正するこ
とにより始動から過渡的運転状態に至るまでの空燃比を
適切に制御しうるようにした装置を先に提案している。In contrast, the present applicant corrects the fuel supply amount based on the value MFH of the adhesion amount under steady operation, which can be known experimentally in advance, and the adhesion IMF as the predicted value during transient times. We have previously proposed a device that can appropriately control the air-fuel ratio from 2000 to transient operating conditions.

これによれば、従来に比較して加減速に拘わらず応答性
の良好な２Ｒ比制御特性を得ることがでさることとなっ
たが、加速直後に機関を停止したのち機関温度が十分に
低下しないうちに再始動する場合には依然として燃料過
多となるおそれがあり、未だ改善すべき余地があった。According to this, it was possible to obtain 2R ratio control characteristics with better responsiveness regardless of acceleration and deceleration compared to the conventional method, but after stopping the engine immediately after acceleration, the engine temperature drops sufficiently. If the engine is restarted before the engine is restarted, there is still a risk of excess fuel, and there is still room for improvement.

すなわち、この２燃比制御によると所定周期あたりの付
着量の変化（これを「付着速度」と呼ぶ）を表す値とし
て滅ユ値（Ｍ　Ｆ　ＨＭ　Ｆ　）を設定し、これを燃料
量補正の基礎としているのであるが、この（ＭＦＩ−Ｉ
　　ＭＦ）が大であるほど燃料を増量補正するようにし
ていることがら、始動性を高めるために増量補正を行う
べき機関始動時においては、例えば初期化ルーチンにて
ＭＦをゼロとし、これによ’）（ＭＦＨ−ＭＦ）を大き
くすればよい。ところが、この場合のＭ　Ｆの初朋値を
ゼロにできる始動時は、いわゆる冷間始動時であり、す
なわちこの条件下では機関停止後長時間が経過していて
付着量が無いため実状と良く合致するのであるが、機関
停止の直後に再始動を打うような条件下にあっては、付
着量が存在するため上記の始ｆ！ｈ時補正では依然とし
て燃料過多となってしまうのである。In other words, according to this two-fuel ratio control, a fuel loss value (M F HM F ) is set as a value representing the change in the amount of adhesion per predetermined period (this is called the "adhesion speed"), and this is used as the basis for correcting the amount of fuel. However, this (MFI-I
Since the larger the MF (MF) is, the more fuel is corrected, when starting the engine, which should be corrected to increase the amount of fuel in order to improve startability, for example, the MF is set to zero in the initialization routine, and this is done. ')(MFH-MF) may be increased. However, in this case, the starting time when the initial value of MF can be reduced to zero is the so-called cold starting time.In other words, under these conditions, a long time has passed since the engine stopped and there is no deposit, so it may not match the actual situation. However, under conditions where the engine is restarted immediately after stopping, the amount of adhesion exists, so the first f! The h-hour correction still results in excess fuel.

この発明はこうした問題点に着口してなされたもので、
機関停止後の付着量を推定することにより始動時の′ｇ
！燃比を最適制御することを目的としている。This invention was made based on these problems.
g at startup by estimating the amount of adhesion after the engine has stopped.
! The purpose is to optimally control the fuel ratio.

（間に点を解決するための手段） 上記目的を達成するために、まず！１８１図（Δ）に示
すように第一の発明を構成する。すなわち、運転状態に
応じた基本的な燃料噴射量Ｔ　Ｉ）を演算する手段１と
、吸気系燃料の定常運転条件下での平衡付着量Ｍ　Ｆ　
＋（を運転状態）こ応じて演算する手段２と、この平衡
付着１ＭＦＨとＭ　Ｆ　ＦＴ　Ｌ：対して１次遅れで変
化する付着量の演算値Ｍ　Ｆとの偏差に基づいて付着速
度ＶＭＦを演算する手段３と、この付着速度ＶＭＦにて
前記基本噴射量Ｔｐを補正演算する手段４と、前記付着
速度Ｖ　Ｍ　Ｆ　！：萌回演算された付着量ＭＦ−，を
加算して今回の付着量ＭＦを演算する手段５とを備える
内燃機関の空燃比制御装置を前提とし、機関の始動時を
判別する手段６と、この判別信号に基づき始動時の吸気
温度ＴＡと冷却水温度Ｔｗ５７とを検出する手段７と、
面記吸大温度ＴＡと冷却水温度Ｔｌ１１５Ｔとに基づい
て始動時の付着量ＭＦｓＴを演算する手段３と、この始
動時付着ｆｉＭＦｑｓｒに基づいて始動時に平衡付着量
ＭＦＨｔ−Ｍ′ｉＥする手段９とを設ける。(Means to solve the points in between) To achieve the above purpose, first! The first invention is configured as shown in FIG. 181 (Δ). That is, means 1 for calculating the basic fuel injection amount T I) according to the operating condition, and the equilibrium adhesion amount M F of intake system fuel under steady operating conditions.
+(operating state) and the means 2 to calculate the adhesion speed VMF based on the deviation between the equilibrium adhesion 1MFH and the calculated value MF of the adhesion amount that changes with a first-order lag. A means 3 for calculating, a means 4 for correcting and calculating the basic injection amount Tp based on the adhesion speed VMF, and a means 4 for calculating the adhesion speed VMF! : Means 5 for calculating the current adhesion amount MF by adding the adhesion amount MF-, which has been calculated repeatedly; and means 6 for determining when the engine is started; means 7 for detecting intake air temperature TA and cooling water temperature Tw57 at the time of startup based on this discrimination signal;
means 3 for calculating the deposition amount MFsT at the time of startup based on the surface absorption temperature TA and the cooling water temperature Tl115T; and means 9 for calculating the equilibrium deposition amount MFHt-M'iE at the time of startup based on the deposition amount fiMFqsr at the time of startup. will be established.

また、第１図（Ｂ）に示すように第二の発明を構成する
。この第二の発明は、図中の符号１〜５については第１
図（Ａ）に示した第一の発明と同一であり、これに加え
て８！閏の停止時及び始動時を判別する手段１６と、こ
の判別信号に基づき停止時の冷却水温度Ｔ”１ＳＴＯＰ
及び始動時の冷却水温度Ｔｗ５７を検出する手段１７と
、始動時の冷却水温度Ｔｕｒ５７と何回停止時の冷却水
温度Ｔ”５ＴＯＰとに基づいて始動時の付着ｆｉＭＦｓ
ｔを演算する手段１８と、この始動時付着量ＭＦ５Ｔに
基づいて始動時に平衡付着ヱＭＰＨを補正する手段１９
とを設ける。Further, a second invention is configured as shown in FIG. 1(B). This second invention is similar to the first invention for reference numerals 1 to 5 in the figure.
It is the same as the first invention shown in Figure (A), and in addition to this, 8! Means 16 for determining when the leapfrog is stopped and when it is started, and based on this determination signal, the cooling water temperature T"1STOP at the time of stoppage
and a means 17 for detecting the cooling water temperature Tw57 at the time of startup, and the adhesion fiMFs at the time of startup based on the cooling water temperature Tur57 at the time of startup and the cooling water temperature T"5TOP at the number of times of stopping.
means 18 for calculating t, and means 19 for correcting the equilibrium adhesion MPH at the time of starting based on this adhesion amount MF5T at the time of starting.
and.

（作用） 機関停止後の吸気系付着量ＭＦは、第１図（Ｃ）に示し
たように気化及び拡散によって次第に減少してゆく。こ
の気化及び拡散に影響を及ぼす因子は機関の冷却水温度
Ｔｗ、吸気温度（吸気管内の空気温度）ＴＡ、Ｉｆｆｆ
ｆ上後の経過時間しである。詳しくは、吸気管壁に付着
した液状燃料の蒸発・気化には冷却水温度影響が比較的
大きく影響するが、気化した燃料はその後吸気管内で拡
散して初めて管外へと移動しうるのであり、その拡散の
程度には時間ｔが大きく相関する。(Function) After the engine is stopped, the intake system adhesion amount MF gradually decreases due to vaporization and diffusion, as shown in FIG. 1(C). Factors that affect this vaporization and diffusion are engine cooling water temperature Tw, intake air temperature (air temperature in the intake pipe) TA, and Ifff.
This is the elapsed time after f. Specifically, the cooling water temperature has a relatively large effect on the evaporation and vaporization of liquid fuel adhering to the intake pipe wall, but the vaporized fuel can only move out of the intake pipe after it diffuses within the intake pipe. , the time t is highly correlated with the degree of diffusion.

一方、吸気温度ＴＡは、冷却水温度ＴＷに比較してｖ１
関停止後の安定が早く、再始＊後も急激には変化しない
。このため、ｆ５１図（Ｄ）に示したように冷却水温度
Ｔｕ＋と吸気温度ＴＡとの差をとると、これは機関停止
後の経過時間しと非常によく相関する。On the other hand, the intake air temperature TA is v1 compared to the cooling water temperature TW.
It stabilizes quickly after stopping, and does not change suddenly even after restarting*. Therefore, when the difference between the cooling water temperature Tu+ and the intake air temperature TA is taken as shown in Fig. f51 (D), this correlates very well with the elapsed time after the engine is stopped.

このため、冷却水温度Ｔｕ＋と吸気温度ＴＡとから機関
停止後の経過時間ｔが精度よく推定される。Therefore, the elapsed time t after the engine is stopped can be estimated with high accuracy from the cooling water temperature Tu+ and the intake air temperature TA.

また、機関停止時の付着ｆｉＭＦ（ＭＦｓ　Ｔ　Ｏｐ　
）は停止直前の噴射量制御の演算過程で明らかとなって
いるので、上述のようにして経過時Ｍｔ力ｒ明らかとな
ったことにより機関再始動時の付着ｆｉＭＦ５丁を正確
に知ることができる。In addition, the attached fiMF (MFs T Op
) becomes clear in the calculation process of injection amount control just before stopping, so by clarifying the elapsed Mt force r as described above, it is possible to accurately know the 5 fiMFs attached when the engine is restarted. .

従って、第一の発明の構成に基づき、機関始動直後から
機関の温度条件及び付着量の多寡に応じた燃料の過不足
を補正して適正な燃料供給量ないし空燃比を得ることが
可能になる。Therefore, based on the configuration of the first invention, it becomes possible to correct the excess or deficiency of fuel depending on the temperature condition of the engine and the amount of adhesion immediately after starting the engine, and obtain an appropriate amount of fuel supply or air-fuel ratio. .

また、上記機関停止後の経過時間ｔは冷却水温度Ｔｕ＋
のみによっても推定できる。すなわち、第１図（Ｅ）に
示したように、機関停止時の冷却水温度Ｔｕ＋５　Ｔ　
Ｏｐとその後の始動時の冷却水温度７ｗ５丁との差をと
ると、その値は停止後経過時間【とよく相関する。よっ
て、第二の発明においてら正確な始動時燃料量及び空燃
比の制御が可能である。In addition, the elapsed time t after the engine stop is the cooling water temperature Tu+
It can also be estimated by That is, as shown in Fig. 1(E), the cooling water temperature Tu+5T when the engine is stopped
If we take the difference between Op and the cooling water temperature 7W5 at the time of subsequent startup, the value correlates well with the elapsed time after stopping. Therefore, in the second aspect of the invention, it is possible to accurately control the amount of fuel at startup and the air-fuel ratio.

なお、停止後経過時間しは直接的に計測中ることも可能
であるが、その場合は機関停止の間も作動するように計
時手段を構成する必要があるので装置コストの高いもの
になってしまう。これに対して本発明では、水温センサ
または吸気温度センサなと燃料噴射＄す脚装置の構成饗
素として一般に当初より備えられる検出手段からの信号
に基づいて経過時間ｔを求めるので、ｆｉ器構成上の負
担が殆んど無く、従って低コストで実現できる。It is also possible to directly measure the elapsed time after the engine has stopped, but in that case, it is necessary to configure the timing means to operate even when the engine is stopped, which increases the cost of the device. Put it away. On the other hand, in the present invention, the elapsed time t is determined based on a signal from a detection means, such as a water temperature sensor or an intake air temperature sensor, which is generally provided from the beginning as a component of a fuel injection landing gear device. There is almost no overhead, so it can be realized at low cost.

以下、本発明の詳細な説明する。The present invention will be explained in detail below.

（実施例） 第２図は吸気絞ワ弁２１の上流の吸気通路２２に全気筒
分を賄う１個の燃料噴射弁２４を設け（ＳＰＩ装置）、
かつ装置の簡素化をねらって機関負荷４３号として空気
量ではなく、絞り弁開度α（ＴＶＯとも称す。）を採用
した機関にこの発明を適用した場合の機械的な構成を表
している。(Embodiment) In FIG. 2, one fuel injection valve 24 that serves all cylinders is provided in the intake passage 22 upstream of the intake throttle valve 21 (SPI device).
It also shows the mechanical configuration when the present invention is applied to an engine that adopts throttle valve opening α (also referred to as TVO) instead of air amount as engine load No. 43 in order to simplify the device.

したがって、この例ではαとＮを基本変数として噴射パ
ルス幅を制御することになる。Therefore, in this example, the injection pulse width is controlled using α and N as basic variables.

このため、空気量センサは設けられておらず、代わりに
絞ワ弁開度センサ２５が設けられている。Therefore, an air amount sensor is not provided, and a throttle valve opening sensor 25 is provided instead.

また、紋り弁２１をバイパスする通路２３には、始動時
の制御を高めるため並列に２個のアイドルアンプ用の電
磁弁（ＳＶと称す。）２６．２７が設けられ、一方吸気
ボートにはスワールコントロールバルブ２８が設けられ
ている。In addition, two solenoid valves (referred to as SV) 26 and 27 for idle amplifiers are provided in parallel in the passage 23 that bypasses the engine valve 21 in order to enhance control at the time of starting. A swirl control valve 28 is provided.

なお、機関回転数Ｎはディストリビュータ３１内蔵のク
ランク角センサ３２にて、冷却水温度ＴＩＩ＋と吸気温
度ＴＡはそれぞれ水温センサ３３と図示しない吸気温セ
ンサにて検出され、また実際の空燃比を検出するセンサ
として酸素センサ３４が設けられる等従来装置と変わる
ところはなく、これらクランク角信号（基準信号と角度
信号）、水温信号、吸気温信号、＊空燃比信号は上記紋
り弁開度信号とともにコントロールユニット３５に入力
され、該コントロールユニット３５内で、これら信号に
基づき最適な燃料噴射パルス１隔Ｔｉが演算される。The engine speed N is detected by a crank angle sensor 32 built into the distributor 31, the cooling water temperature TII+ and the intake air temperature TA are detected by a water temperature sensor 33 and an intake air temperature sensor (not shown), and the actual air-fuel ratio is detected. There is no difference from the conventional device, such as the provision of an oxygen sensor 34 as a sensor, and these crank angle signals (reference signal and angle signal), water temperature signal, intake temperature signal, *air-fuel ratio signal are controlled together with the above-mentioned crest valve opening signal. The signals are input to the unit 35, and within the control unit 35, an optimum fuel injection pulse interval Ti is calculated based on these signals.

次シこ、噴射パルス幅Ｔｉの演算内容については、第３
図（同図（Ａ）〜同図（Ｃ）からなる。以下同じ。）以
下に示すが、これらの図に示す制御内容は全体として１
つの空燃比制御システムを構成するもので、これらの内
訳は、第３図が噴射パルス幅演算のメインルーチン、ｆ
ｊｔＪ４図ないし第７図がそれぞれメインルーチンにて
使用される変数（３８渡補正ｌ　Ｋ　Ａ　Ｔ　ＨＯＳ　
、フィードバック補正ｆｉＬＡＭＢＤＡ、目標空燃比Ｔ
ＦＢＹＡ、吸×温補正係数ＫＴＡ）を求めるためのサブ
ルーチン、第８図が停止後経過時間を推算するためのサ
ブルーチン、第９図が第４図において使用される変数（
平衡付着１Ｍ　Ｐ　Ｈ）を前記経過時間等に基づいて定
めるためのサブルーチンであり、各図の番号は処理番号
である。なお、このようなＩＩＪ　＃はマイクロコンピ
ュータにてコントロールユニット３５を構成することに
より容易に行なわせることが可能である。この場合、各
変数の演算は下表に示す制御周期にて実行される。Next, regarding the calculation details of the injection pulse width Ti, see Chapter 3.
Figures (consisting of Figures (A) to (C); the same applies hereinafter) are shown below, but the control contents shown in these diagrams are as a whole 1
Figure 3 shows the main routine for calculating the injection pulse width, f
Figures 4 to 7 show the variables used in the main routine (38
, feedback correction fiLAMBDA, target air-fuel ratio T
Figure 8 shows the subroutine for estimating the elapsed time after stopping, and Figure 9 shows the variables used in Figure 4.
This is a subroutine for determining the equilibrium adhesion (1M P H) based on the elapsed time, etc., and the numbers in each figure are process numbers. Incidentally, such IIJ# can be easily performed by configuring the control unit 35 with a microcomputer. In this case, the calculation of each variable is executed in the control cycle shown in the table below.

次に、本実施例の前提となっているシステムの全体につ
いて概説すると、まず第３図のルーチンは下式（４）に
て最終的に噴射パルス幅Ｔｉの演算を行う部分で、第１
図の手段１，５の機能に相当する。Next, to outline the entire system that is the premise of this embodiment, the routine shown in FIG.
This corresponds to the functions of means 1 and 5 in the figure.

ここに、ＳＰＩ装置ではシリングに流入する空気ｆｆ１
Ｑｅｙｔ−と噴射弁部を通過する空気量ＱＡＩＮＪとが
必ずしも一致せず、かつ噴射弁から噴かれた燃料がシリ
ングに達するのに供給遅れをもたざるを得ないという相
違があり、このシステムではこれら２点が考慮されてい
る。ただし、これらはそれぞれにつき独立して演算され
る（空ｅｊｒ、ｆｆｉについてはＱＡＩＮＪを、燃料遅
れについては過渡補正１ＫＡＴＨＯ８を求める。）。こ
れは、考え方を単純化して制御誤差の対象が空気量の計
量誤差であるのか燃料遅れによるものなのかを明確にす
るためである。これにより、設定時の精度が格段に向上
し、さらに設定時以降の経時変化や燃料性状の相違にて
も精度低下の要因となるので、これらの要因に対しては
学習機能を付与している。Here, in the SPI device, air ff1 flowing into the Schilling
There is a difference between Qeyt- and the amount of air passing through the injection valve part QAINJ, and there is a delay in the supply of fuel injected from the injection valve until it reaches Schilling. These two points are taken into consideration. However, these are calculated independently for each (QAINJ is calculated for empty ejr and ffi, and transient correction 1KATHO8 is calculated for fuel delay). This is to simplify the concept and clarify whether the control error is due to an air amount metering error or a fuel delay. This greatly improves the accuracy when setting, and since changes over time and differences in fuel properties after setting can also cause accuracy to decline, a learning function has been added to address these factors. .

これを数式で表現すると、実効パルス幅Ｔｅは下式（４
）にて演算される（ステップ７０）。なお、無効パルス
幅をＴＳとしてＴｅとの和がＴｉ（＝Ｔｅ＋Ｔｓ）とな
る（ステップ６９．７０）。Expressing this mathematically, the effective pulse width Te is calculated by the following formula (4
) (step 70). Note that the invalid pulse width is taken as TS, and the sum with Te becomes Ti (=Te+Ts) (step 69.70).

Ｔｅ＝（ＴｐＸＫＢＬＲＣ＋ＫＡＴＨＯＳｘＫＢＴＬＲ
Ｃ）ｘＬＡＭＢＤＡ ・・・（４） ただし、 Ｔｐ：基本パルス幅 Ｋ　Ａ　Ｔ　ＨＯＳ　：過渡補正量 Ｌ　Ａ　Ｍ　Ｂ　Ｄ　Ａ　：空燃比補正係数ＫＢＬＲＣ
：定−７時Ｔ−習補正係数 ＫＢＴＬＲＣ：過渡時学習補正係数 である。ここに、基本パルス１唱としてＴｐを用いてい
るが、ここでのその内容は下式（５）にて演算される。Te=(TpXKBLRC+KATHOSxKBTLR
C) x LAMBDA ... (4) Where, Tp: Basic pulse width K A T HOS: Transient correction amount L A M B D A: Air-fuel ratio correction coefficient KBLRC
: Constant-7 hour T-learning correction coefficient KBTLRC: Transient learning correction coefficient. Here, Tp is used as one basic pulse, and its content is calculated by the following equation (5).

ＴＩＴ＝ＱＡ　　Ｉ　　Ｎ　Ｊ　ｃ　　ｘＴＦＢＹＡｘ
Ｋ・−・（５）ただし、ＱＡＩＮＪＧ：噴射弁部空気１
（ωｇ）ＴＦＢＹＡ：口振空燃比 に：噴射弁特性に基づく定数（ｍｓ／ｍｇ）である。TIT=QA I N J c xTFBYAx
K -- (5) However, QAINJG: Injection valve air 1
(ωg) TFBYA: To the oscillation air-fuel ratio: A constant (ms/mg) based on the injector characteristics.

まず、噴射弁部の空気量ＱＡＩＮＪＧであるが、空気量
センサを持たない本実施例ではこれを直接に求めること
は困難であるので、ＱＣＹＬに基づいて求められる。す
なわち、ＱＡ　Ｉ　Ｎ　ＪはＱＣＹＬとその変化、１ｔ
ｃｌＱ　ｃ　Ｙ　Ｌ　／　ｄｔとから次式（３）％式％ にて近似的に求められることを考慮して次式群（６＾）
〜（６Ｆ）にて求められる。First, the air amount QAINJG in the injection valve section is difficult to directly obtain in this embodiment, which does not have an air amount sensor, so it is obtained based on QCYL. That is, QA I N J is QCYL and its changes, 1t
Considering that it can be approximately obtained from the following formula (3) from clQ c Y L / dt, the following formula group (6^)
~(6F).

ＱＡ　Ｉ　Ｎ　Ｊ　Ｇ　＝ＱＡ　Ｉ　Ｎ　Ｊ　ＣＸＫＴ
Ａ　　−（６＾）ＱＡＩＮＪＣ＝ＱＣＹＬＸＶＣＹＬ ＋ＤＣＭ　　　　　　・・・（６Ｂ） Ｑ　ｃ　Ｙ　Ｌ　＝　Ｑ　ＩＩ　Ｘ　Ｋ　２＋Ｑ　　ｃ
ｙ　　Ｌ　　−Ｉ　　Ｘ（Ｉ　　　　Ｋ２）・・・（６
Ｃ） ＱＩＩ＝ＱＨ１Ｉ　　ＸＫＦＬＡＴ　　　　　　・−（
６Ｄ）ＤＣＭ”（ＱＣＹＬ　　　Ｑｃｙ　Ｌ−＋　　）
ＸＫＭＡＮ　Ｉ　０ＸＴｒｅｆ−（６Ｅ）Ｋ　Ｔ　Ａ　
＝　Ｋ　Ｔ　Ａ　ＯＸ　Ｋ　Ｔ　Ａ　Ｑ　ｃ　Ｙ　　Ｌ
・・・（６Ｆ） ただし、 ＱＡＩＮＪＧ：噴射弁部空気量／シリング（−ｇ） ＱＡＩＮＪＣ：噴射弁部空気量／シリング（ｃｃ） ＱＣＹＬニジリングへの空気量／シリング容積（％） Ｖｃｙｌニジリング容積（ｃｃ） ＤＣＭ：マニホールド空気変化量（ｃｃ　）ＫＴＡ：吸
気温補正係数（−ｇ／　Ｃｃ）ＱＨ：平衡空気ユ／シリ
ング容積（％）Ｑ（：ＹＬ−＋：前回回前算のＱｃｙｔ
。QA I N J G = QA I N J CXKT
A - (6^) QAINJC=QCYLXVCYL +DCM ... (6B) Q c Y L = Q II X K 2 + Q c
y L −I X(I K2)...(6
C) QII=QH1I XKFLAT ・-(
6D) DCM” (QCYL Qcy L-+)
XKMAN I 0XTref-(6E)K T A
= KTA OX KTA Q c Y L
...(6F) However, QAINJG: Injection valve air amount/Schilling (-g) QAINJC: Injection valve air amount/Schilling (cc) Air amount to QCYL Nijiring/Schilling volume (%) Vcyl Nijiring volume (cc ) DCM: Manifold air change amount (cc) KTA: Intake temperature correction coefficient (-g/Cc) QH: Equilibrium air unit/Schilling volume (%) Q(:YL-+: Qcyt of previous calculation
.

Ｋ２：ＱＣＹＬの変化割合／演算 Ｑ　ｎ　ｏ：リニヤライズ空気量／シリング容積（％） ＫＦＬＡＴニアラット空燃比係数（％）ＫＭＡＮ　Ｉ　
Ｏ：マニホールド係数 Ｔｒｅｆ：Ｒｅｆ信号の周期（μ５） ＫＴＡＯ：基本吸気温補正係数（ｍｇ／　ｅＣ）　　　
　’ＫＴＡＱ　ＣＹ　Ｌ　：吸気温補正の負荷補正率（
％） である。K2: QCYL change rate/calculation Q no: Linearization air amount/Schilling volume (%) KFLAT Nearat air-fuel ratio coefficient (%) KMAN I
O: Manifold coefficient Tref: Ref signal period (μ5) KTAO: Basic intake temperature correction coefficient (mg/eC)
'KTAQ CY L: Load correction factor for intake temperature correction (
%).

これらの弐群は、各種の補正や規格化（シリング当たり
、シリング容積当たり等に換算している。These two groups have been subjected to various corrections and standardizations (converted per shilling, per shilling volume, etc.).

）のために複雑になってはいるが、基本的には、ＱＡＩ
ＮＪ（！は定常項（ＱＣＹＬＸＶＣＹＬ）と過渡項（Ｄ
ＣＭ）との和で求められる。ただし、この値ＱＡＩＮＪ
Ｃは体積単位であるため、吸気温度変化により変わり得
るので、ＫＴＡを補正係数として質量単位に変換してい
る（ステップ６１〜６３）。), but basically QAI
NJ (! is the stationary term (QCYLXVCYL) and the transient term (D
CM). However, this value QAINJ
Since C is a volume unit, it can change due to changes in intake air temperature, so it is converted to a mass unit using KTA as a correction coefficient (steps 61 to 63).

また、ＱＣＹＬはに２を平滑化の定数としてＱｌｌｌＱ
ｃＹＬ−１を変数、Ｋ２を重みとする重み付は平均値に
て求められる（ステップ５４〜５７）ａ次に、Ｑ）１０
．ＫＦＬＡＴ￥？の変数は吸気系の流路面積から求めら
れる。これは、吸気系より空気量センサを廃してコスト
低減、メンテナンスの容易化を図るようにしたためであ
る。したがって、流路面積は次式（６Ｇ）、（６Ｈ）に
て求められる（ステップ４１〜５２）。Also, QCYL is QlllQ with 2 as a smoothing constant.
Weighting using cYL-1 as a variable and K2 as a weight is determined by the average value (steps 54 to 57) a, then Q) 10
．． KFLAT￥? The variable is determined from the flow path area of the intake system. This is because the air amount sensor is eliminated from the intake system to reduce costs and facilitate maintenance. Therefore, the flow path area is determined by the following equations (6G) and (6H) (steps 41 to 52).

ＡＡＤＮＶ＝ＡＡＸＴｒｅｆ／Ｖ　ＣＹ　Ｌ　−（６Ｇ
）ＡＡ＝ＡＴＶＯ＋Ａ　Ｉ　＋ＡＡＣ・・・（６０）た
だし、ＡＡＤＮＶ：流路面積／（回転数×シリンダ重積
）（ａｍ２／ｒｐｏｌ”　ｃｃ）ＡＡ：総流路面積（０
ｍ２） Ａ　Ｔ　Ｖ　Ｏ：絞り弁流路面積（ａｍ”　）ＡＩＳＶ
２６の流路面ｍ（０，２） ＡＡＣ：５Ｖ２７の流路面積（ｃｆＩ１２）である。AADNV=AAXTref/VCYL-(6G
) AA=ATVO+A I +AAC...(60) However, AADNV: Channel area/(rotation speed x cylinder stack) (am2/rpol" cc) AA: Total channel area (0
m2) ATVO: Throttle valve flow area (am”) AISV
26 flow path surface m(0,2) AAC:5V27 flow path area (cfI12).

すなわち、このシステムは負荷信号として絞りか開度Ｔ
ＶＯに基づく流路面積ＡＴＶＯを採ｍするものであるが
、紋り弁２１をバイパスする通路２３がある場合には、
これらの面積ＡＩ、ＡＡＣをも考慮する必要があり、し
たがって総流路面積ＡＡは絞り弁開度に基づく流路面積
Ａ　Ｔ　Ｖ　Ｏとバイパス通路の流路面積（ＡＩあるい
はＡＡＣ）との和で与えられている（ステップ４１〜４
９）。なお、これら５Ｖ２６，２７は２位置弁である。In other words, this system uses the aperture or opening T as a load signal.
The flow path area ATVO is measured based on VO, but if there is a passage 23 that bypasses the crest valve 21,
These areas AI and AAC must also be taken into account. Therefore, the total flow area AA is the sum of the flow area A T V O based on the throttle valve opening and the flow area (AI or AAC) of the bypass passage. given (steps 41-4
9). Note that these 5V26 and 27 are two-position valves.

これはデユーティ制御の電磁弁を使用する代わりに４段
階制御を行わせてコスト低減を図るためである。This is to reduce costs by performing four-stage control instead of using a duty control solenoid valve.

また、実際の制御ではＡＡを回転数Ｎで除した値ＡＡ／
Ｎ（Ｘテップ５２においてＡ　Ａ　Ｘ　Ｔ　ｒｅｆの部
分が相当する。）を採用している。これはＡＡそのまま
であると、Ｎの変化に対し急変する領域をもつので、こ
れをパラメータとして使用すると、この急変領域におい
で精度が低下する。しかしながら、精度を高めようとた
とえばマツプの格子７αを増すことはそれだけ演算時間
を長くすることにもなる。そこで、ＡＡ／Ｎを採用する
ことにより、こうした制御上の問題を解決したものであ
る。In addition, in actual control, the value AA/
N (corresponding to the A A X T ref part in the X step 52). If AA is used as it is, it will have a region where it changes suddenly as N changes, so if this is used as a parameter, the accuracy will decrease in this region of sudden change. However, for example, increasing the number of grids 7α in the map in order to improve accuracy also increases the computation time accordingly. Therefore, by adopting AA/N, these control problems were solved.

したがって、このＡＡＤＮＶ（＝ＡＡＸＴｒｅｆ／ＶＣ
ＹＬ）を用いてリニヤライズ空気量ＱＨＯが求められる
（ステップ５３）。なお、フラット２燃比係数ＫＦＬＡ
ＴはＱＨＯｌＮをパラメータとしてマツプから、絞り弁
流路面積Ａ　Ｔ　Ｖ　Ｏｆ＋！：　Ｔ　Ｖ　Ｏをパラメ
ータとしてテーブルから求められる（ステップ５４．４
２）。Therefore, this AADNV(=AAXTref/VC
The linearizing air amount QHO is determined using the linearizing air amount QHO (step 53). In addition, flat 2 fuel ratio coefficient KFLA
T is the throttle valve flow area A T V Of+! from the map with QHOIN as a parameter. : Obtained from the table using TVO as a parameter (step 54.4
2).

また、基本吸気温補正係数ＫＴＡＯと吸気温の負荷補正
率Ｋ　Ｔ　Ａ　Ｑ　ｃ　Ｙ　Ｌについても、それぞれ吸
気温ＴＡｙＱｃｙＬをパラメータとして検索され、これ
らの積にてＫＴＡが求められている（ｆ５７図のステッ
プ８１〜８３）。In addition, the basic intake air temperature correction coefficient KTAO and the intake air temperature load correction factor K T A Q c Y L are also searched using the intake air temperature TAyQcyL as a parameter, and KTA is determined by the product of these (see figure f57). Steps 81-83).

以上の演算により噴射弁部の空気量ＱＡＩＮＪが求めら
れた。なお、このＱＡ　Ｉ　Ｎ　ＪがＭＦＨを演算する
ために用いられる一つのパラメータとなる。The air amount QAINJ in the injection valve section was determined by the above calculation. Note that this QA I N J is one parameter used to calculate the MFH.

次には過渡時に生じる燃料遅れに関する補正量を求める
ことである。この補正量がステップ６６にて使用される
ＫＡＴＨＯＳであり、具体的には第４図に示すルーチン
にて演算される。The next step is to find a correction amount for the fuel delay that occurs during the transient period. This correction amount is KATHOS used in step 66, and is specifically calculated in the routine shown in FIG.

この例では、定常条件下での平衡付着ｉ　Ｍ　Ｆ　Ｔ−
１と前回演算された付着ｆｉ　Ｍ　Ｆ　−＋　との偏差
に基づいて求める。これを数式で表すと次式群（７Δ）
〜（７Ｅ）にて与えられる。In this example, the equilibrium adhesion i M F T− under steady-state conditions
1 and the previously calculated adhesion fi M F −+ . Expressing this mathematically, the following equation group (7Δ)
~ (7E) is given.

ＫＡＴＨＯ３＝ＶＭＦＸＧＨＦ　　　　−（７＾）Ｖ　
　Ｍ　　Ｆ　　＝　（Ｍ　　Ｆ　　Ｈ−Ｍ　　Ｆ　　−
＋　　　）Ｘ　　Ｋ　　Ｍ　　Ｆ・・・（７Ｂ） ＭＦ＝ＭＦ−＋　十ＶＭＦ　　　　　・・・（７Ｃ）Ｋ
ＭＦ＝（ＫＭＦＡＴ＋ＫＭＦＶＭＦ）ＸＫＭＦＮＸＫＭ
ＦＤＢＴ ・・・（７Ｄ） Ｇ　ＨＦ　＝Ｇ　ＨＦ　Ｑ　ｃ　Ｙ　Ｌ　Ｘ　Ｇ　ＨＦ
　Ｆ　Ｂ　Ｙ　Ａ・・・（７Ｅ） ただし、ＫＡＴＨＯＳ：過渡補正量（μＳ）Ｖ　Ｍ　Ｆ
　：付着速度（μＳ／噴射）ＭＦＨ：平衡付着量（μＳ
） ＭＦ：付着量（μＳ） ＭＦ−＋：前回演算時のＭＦ ＫＭＦ：分量割合（％） ＫＭＦＡＴ：基本分量割合（％） ＫＭＦＶＭＦ：分量割合の付着速度補 正率（％） ＫＭＦＮ：分量割合の回転補正率（９６）Ｋ　Ｍ　Ｆ　
Ｄ　Ｂ　Ｔ　：分量割合のブースト補正率（％） Ｇ　ＨＦ　：補正率（％） ＧＨＦＱ　ａｙ　Ｌ　：減速補正率（％）Ｇ　Ｉ−！　
Ｆ　Ｆ　Ｂ　Ｙ　Ａ　：空燃比補正率（％）である。KATHO3=VMFXGHF −(7^)V
MF = (MF H - MF -
+)X K MF...(7B) MF=MF-+ 10VMF...(7C)K
MF=(KMFAT+KMFVMF)XKMFNXKM
FDBT...(7D) G HF =G HF Q c Y L X G HF
F B Y A... (7E) However, KATHOS: Transient correction amount (μS) V M F
: Deposition speed (μS/injection) MFH: Equilibrium deposition amount (μS
) MF: Adhesion amount (μS) MF-+: MF at the previous calculation KMF: Volume ratio (%) KMFAT: Basic volume ratio (%) KMFVMF: Adhesion speed correction rate of volume ratio (%) KMFN: Rotation of volume ratio Correction factor (96)K MF
D B T : Boost correction rate of quantity ratio (%) G HF : Correction rate (%) GHFQ ay L : Deceleration correction rate (%) G I-!
F F B Y A: Air-fuel ratio correction factor (%).

すなわち、付着量の付着速度ＶＭＦは、平衡付着量ＭＦ
Ｈと前回演算された付着量ＭＦとの偏差（ＭＦＨＭＦ−
＋）に、この付着量の演算値ＭＦ−１が単位周期当たり
にどの程度の割合で接近するかを表す係数ＫＭＦを乗算
することにより求められる（ステップ１０３）。In other words, the deposition rate VMF of the deposition amount is the equilibrium deposition amount MF
The deviation between H and the previously calculated adhesion amount MF (MFHMF-
+) by a coefficient KMF representing the rate at which the calculated value MF-1 of the adhesion amount approaches each unit period (step 103).

ここに、平衡付着ｉ　Ｍ　Ｆ　ｒ（は噴射弁部を通過す
る空気ｕＱＡ＋Ｎ、＋＋磯関回転数Ｎ、機関水温度Ｔ−
に基づき、３次元マツプの検索と直線近グブ、の補間計
算との組み合わせにより演算される。すなわち、実際に
冷却水温度Ｔｖｒが採りうる温度変化幅の範囲内で予め
設定された異なる６個の基準温度ＴＩＩＩＱ〜Ｔｗｓ　
（Ｔｉｕｏ　＞・・・＞”、１ＩＩ５）毎にＱＡＩＮＪ
とＮをパラメータとして基準温度Ｔｗｎ（ｎ＝０〜５）
における平衡付着量ＭＦＨＴｕ＋ｎを付与する都合６個
の平衡付着量データを実測にて用意する。そして、実水
温Ｔｕｌの上下の基準温度Ｔ　Ｉｗｎ、　Ｔ　ｕ＋ｎ＋
　１における平衡付着量ＭＦＨＴ田ｎ、Ｍ　Ｆ　ＨＴｗ
ｎ＋１を用い、Ｔｕ＋、Ｔｗｎ、Ｔｗｎ＋＋による補間
計算にてＭＦ　Ｈを最終的に求めるのである（ステップ
１０１）。Here, the equilibrium adhesion i M F r (is the air passing through the injection valve section uQA+N, ++Isoseki rotational speed N, and the engine water temperature T-
It is calculated by a combination of three-dimensional map search and linear near-interpolation calculation based on . That is, six different reference temperatures TIIIQ to Tws are set in advance within the range of temperature change that the cooling water temperature Tvr can actually take.
(Tiuo >>>”, 1II5) QAINJ
Reference temperature Twn (n=0 to 5) with and N as parameters
Six pieces of equilibrium adhesion amount data for giving the equilibrium adhesion amount MFHTu+n are prepared by actual measurement. Then, the reference temperature T Iwn above and below the actual water temperature Tul, T u+n+
Equilibrium adhesion amount MFHTn, MFHTw at 1
Using n+1, MF H is finally determined by interpolation calculation using Tu+, Twn, and Twn++ (step 101).

なお、本発明では、このＭＦＨを第８図に示したルーチ
ンを介し始動時の条件に応じて補正することにより始動
時空燃比を適性化するのであるが、この７機は後述する
ことにする。In the present invention, the air-fuel ratio at the time of starting is optimized by correcting this MFH according to the conditions at the time of starting through the routine shown in FIG. 8, and these seven aircraft will be described later.

ところで、３次元マツプと補間計算による手法では高い
精度を得ることができるが、精度は程々）こしても演算
速度を高めたい場合には２つのテーブルを用いて求める
手法もあり、これを次式（７Ｆ）に示す。By the way, it is possible to obtain high accuracy using a method using a 3D map and interpolation calculation, but the accuracy is only moderate.If you want to increase the calculation speed, there is also a method that uses two tables, which can be calculated using the following formula. (7F).

ＭＦＨＴｕｎ＝ＭＦＨＱｎＸＭＦＨＮｎ　・・−（７Ｆ
）ただし、ＭＦＨＱｎ：ＱＡＩ　Ｎ　Ｊに基づく係数Ｍ
　Ｐ　ＨＮ　ｎ：Ｈに基づく係数 であり、ＭＦＨＱｎはＱＡ　Ｉ　Ｎ　Ｊ　ｅＭＦＨＮｎ
はＮをパラメータとしてそれぞれテーブル検索により求
められる。MFHTun=MFHQnXMFHNn...-(7F
) However, MFHQn: Coefficient M based on QAI N J
P HN n: is a coefficient based on H, and MFHQn is QA I N J eMFHNn
are determined by table search using N as a parameter.

なお、ＴＷ＞ＴｗＯのとき、およびＴｗ＜Ｔｗｎのとき
は補間計算を行うことができないので、ＭＦＨ＝ＭＦＨ
Ｔ＋ｕｏとする。また、燃料カット中はＭ　Ｆ　Ｈ＝Ｆ
　ＣＭ　Ｆ　Ｈ（一定値）とする。Note that when TW>TwO and when Tw<Twn, interpolation calculation cannot be performed, so MFH=MFH
Let T+uo. Also, during fuel cut, M F H = F
CM F H (constant value).

一方、今回演算されるＭＦは前回前Ｗ、された平衡付着
量Ｍ　Ｆ　−ｒに今回求めた付着速度Ｖ　Ｍ　Ｆを加算
した値である（ステップ１０４）。On the other hand, the MF calculated this time is the value obtained by adding the adhesion speed V MF determined this time to the equilibrium adhesion amount M F -r determined by the previous W (step 104).

次に、分量割合ＫＭＦは一定値でもよいが、この例では
Ａ　Ａ　Ｄ　Ｎ　Ｖ　、Ｔｗをパラメータとしてマツプ
検索により基本値Ｋ　Ｍ　Ｆ　Ａ　Ｔを求め、さらに■
ＭＦ、Ｎ、ブースト圧変化量のバイパス値ＤＢＯ３Ｔに
基づく補正を行っている。すなわち、基本値Ｋ　Ｍ　Ｆ
　Ａ　Ｔ　＋：対する補正係数が３つの係数Ｋ　Ｍ　Ｆ
ＶＭＦ、ＫＭＦＮ、ＫＭＦＤＢＴであり、これらは過渡
初期における空燃比が７ラツトな特性となるように導入
されるものである。すなわち、緩加速ではわずかに補正
不足がみられ、回転数の相違により誤差を生じる等実験
を行ってみるとわずかなずれが生じるものであり、これ
らを個々にＭ消しようとするものである。Next, the quantity ratio KMF may be a constant value, but in this example, the basic value KMFAT is determined by map search using AADNV, Tw as parameters, and
Corrections are made based on the bypass value DBO3T of MF, N, and boost pressure change amount. That is, the basic value KMF
A T +: Coefficient K M F with three correction coefficients
VMF, KMFN, and KMFDBT are introduced so that the air-fuel ratio at the initial stage of the transition has a characteristic of 7. That is, there is a slight lack of correction during slow acceleration, and errors occur due to the difference in rotational speed.Experiments have shown that slight deviations occur, and these are individually attempted to eliminate M.

なお、バイパス値ＤＦ３０ＳＴは下式（７Ｇ）〜（７Ｉ
）にて求められ、その内容はＲｅｆ信号に同期して徐々
に減衰する値である。In addition, the bypass value DF30ST is calculated using the following formula (7G) to (7I
), and its content is a value that gradually attenuates in synchronization with the Ref signal.

（１）セット時（初回） ＤＢＯＳＴ＝ＤＴ３０ＳＴ−直 ＋（ＢＯＯＳＴ−ＢＯＯＳＴＯ） ・・・（７Ｇ） （２）減衰時（Ｄ　Ｂ　ＯＳ　Ｔ２Ｏ）（２回目以降）
ＤＢＯ３Ｔ＝ＤＢＯ３Ｔ−、ＸＴＧＥＮ・・・（７＋１
） （３）減衰時（Ｄ　Ｂ　ＯＳ　Ｔ　＜　０　）（２回目
以降）ＤＢＯ３Ｔ＝ＤＢＯ３Ｔ−τＸＴＧＥＮＧ・・・
（７Ｉ） ただし、ＢＯＯ３Ｔニブ−スト圧 ＢＯＯＳＴＯ：前回のブースト圧 ＤＢＯ３Ｔ−＋　：前［ｆｆｌのＤＢＯ３ＴＴＧＥＮ：
加速時の減衰係数（定数） ＴＧＥＮＧ：減速時の減衰係数（定数）なお、−ｙ’−
ス）圧ｌ３００ＳＴ（、ｔＡＡＤＮＶを、また分量割合
の付着速度補正率Ｋ　Ｍ　Ｆ　Ｖ　Ｍ　Ｆは■ＭＦ−＋
　を、分量割合の回転補正率ＫＭＦＮはＮを、分量割合
のブースト補正率ＫＭＦＤＢＴはＤＢＯ３Ｔの絶対値を
パラメータとしてテーブル検索にて求められる。(1) When setting (first time) DBOST = DT30ST-Direct + (BOOST-BOOSTO) ... (7G) (2) When attenuating (DB OS T2O) (from second time onwards)
DBO3T=DBO3T-, XTGEN...(7+1
) (3) Attenuation (DBOS T < 0) (second time onwards) DBO3T=DBO3T-τXTGENG...
(7I) However, BOO3T nibost pressure BOOSTO: Previous boost pressure DBO3T-+: Previous [ffl DBO3TTGEN:
Damping coefficient (constant) during acceleration TGENG: Damping coefficient (constant) during deceleration, -y'-
) Pressure 1300ST (, tAADNV, and adhesion speed correction factor of volume ratio K MF V MF is ■ MF-+
The rotation correction factor KMFN of the portion ratio is determined by N, and the boost correction factor KMFDBT of the portion ratio is determined by table search using the absolute value of DBO3T as a parameter.

次に、補正率Ｇ　ＨＦ　ｉ、を燃料性状の相違等を＊に
する値である。これは揮発性の高い燃料にあっては、減
速時の吸入負圧の発達により急速に気化して機関シｌ／
ングへと吸入されてしまうため、揮発性の低い燃料と比
較してその仕付Ｔ　ａが少なくなる。Next, the correction factor G HF i is a value that makes * the difference in fuel properties, etc. This is because highly volatile fuel rapidly evaporates due to the development of negative suction pressure during deceleration, causing the engine cylinder to cool down.
Therefore, compared to less volatile fuel, its charge Ta becomes smaller.

このため、減速時にはそれだけ付着量を少なく見積ちる
必要があり、逆に補正係数（ＧＨＦＱｃＹＬ）としては
少ない値を付与すればよいことになる。すなわち、加速
時（ＶＭＦが正の場合）は補正を行わないが（ＧＨＦＱ
ＣＹＬ　＝１．０）、減速時いｒＭＦが負の場合）には
１以下の数値を採用するのである。なお、Ｄ標空燃比Ｔ
ＦＢＹＡに応じても補正するようにしてあり、減速補正
率Ｇ　ｔｌ　ＦＱＣＹＬはＱＣＹＬを、空燃比補正率Ｃ
Ｉ−Ｉ　Ｆ　Ｆ’　ＢＹＡはＴＦＢＹＡをパラメータと
してテーブル検索にて求められる。Therefore, during deceleration, it is necessary to estimate a smaller amount of adhesion, and conversely, it is sufficient to assign a smaller value to the correction coefficient (GHFQcYL). In other words, no correction is made during acceleration (when VMF is positive), but (GHFQ
CYL = 1.0), and when rMF is negative during deceleration), a value of 1 or less is used. In addition, D standard air-fuel ratio T
It is also corrected according to FBYA, and the deceleration correction factor G tl FQCYL is QCYL, and the air-fuel ratio correction factor C
I-IFF' BYA is obtained by table search using TFBYA as a parameter.

このようにして求めたＶＭＦとＧＨＦを朋いて最終的に
過渡補正１ＫＡＴＨＯ３が求められる（ステップ１０６
）。By combining the VMF and GHF thus obtained, the transient correction 1KATHO3 is finally obtained (step 106).
).

次に、第３図（Ｃ）のステップ６８．６４で使用される
空燃比補正係数ＬＡ、ＭＢＤＡ、目標空燃比Ｔ　Ｆ　Ｂ
　Ｙ　Ａ　ｌｉ：従来例でも演算されているところであ
り、そのルーチンがそれぞれ第５図、ｆ５６図である。Next, the air-fuel ratio correction coefficients LA, MBDA, and target air-fuel ratio T F B used in step 68.64 of FIG. 3(C)
Y A li: This is also calculated in the conventional example, and the routines are shown in FIGS. 5 and 56, respectively.

すなわち、Ｌ　Ａ　Ｍ　Ｂ　Ｄ　Ａは空燃比のフィード
パ７り制御における補正係数である。第５図はＰＩＤ制
御の例であり、実空燃比（具体的には酸素センサ出力１
ｐ）と空燃比の目標値（具体的には目標値のセンサ出力
相当ＩＴ＋ｐ）との偏差ＥＲに基づいて得られる比例分
（Ｐ）、積分分（１）、微分分（Ｄ）を加算する次式（
８＾）〜（８Ｄ）にてＬＡＭＢＤＡが求められる（ステ
ップ１１１〜１１８）。That is, LAMBDA is a correction coefficient in feed control of the air-fuel ratio. Figure 5 is an example of PID control, and shows the actual air-fuel ratio (specifically, the oxygen sensor output 1
Add the proportional component (P), integral component (1), and differential component (D) obtained based on the deviation ER between p) and the target value of the air-fuel ratio (specifically, the sensor output equivalent IT+p of the target value). The following formula (
LAMBDA is obtained in steps 8^) to (8D) (steps 111 to 118).

ＬＡＭＢＤＡ＝Ｐ＋　　Ｉ　　＋Ｄ　　　　　　　　　
・・・（８八）Ｐ＝ＫＰ−ＥＲ・・・（８Ｂ） Ｉ”Ｉ−＋　　＋に＋　　・ＥＲ・・・（８Ｃ）Ｄ＝Ｋ
ｏ　　・（ＥＲＥＲ−＋　　）　　　−（８Ｄ）ただし
、ＫＰ：比例ゲイン ＫＩ：積分ゲイン ＫＤ：微分ゲイン ■−１＝前回演算時の■ ＥＲ−＋：前回回前算のＥＲ である。LAMBDA=P+I+D
...(88) P=KP-ER...(8B) I"I-+ + ・ER...(8C) D=K
o ・(ERER-+) -(8D) However, KP: Proportional gain KI: Integral gain KD: Differential gain ■-1=■ at the time of the previous calculation ER-+: ER of the previous calculation.

なお、偏差ＥＲは下式（８Ｅ）で与えられる（ステ・ノ
ブ１１４）。Note that the deviation ER is given by the following formula (8E) (steer knob 114).

ＥＲ＝Ｉｐ　　Ｔ＋　ｐ−（ｎ＋　＋　）　　　　・＝
（８Ｅ）ここに、式（８Ｅ）中のｎは気筒数であり、ま
た開式の第２項は（ｎ＋１）回前にＲｅｆ信号が入力し
たときのセンサ出力１ｒ＋を示す。これは吸気系にて設
定した空燃比の結果が排気系に設けたセンサ３４に検出
されるまでに時間的遅れがあり、これを考慮したもので
ある。ER=Ip T+ p-(n+ +) ・=
(8E) Here, n in equation (8E) is the number of cylinders, and the second term of the opening equation indicates the sensor output 1r+ when the Ref signal was input (n+1) times before. This is done in consideration of the fact that there is a time delay until the result of the air-fuel ratio set in the intake system is detected by the sensor 34 provided in the exhaust system.

また、目標空燃比ＴＦＢＹＡはＴ田ｔＱｃＹＬｙＮをパ
ラメータとして演算される（第６図のステップ９１〜９
５）、なお、同図のステップ９５はＴＦＢＹＡに上限値
と下限値とを設けもので、７エイルセー７としてのｆｉ
能を付与したものである。Further, the target air-fuel ratio TFBYA is calculated using the parameter tQcYLyN (steps 91 to 9 in FIG. 6).
5). Note that step 95 in the same figure sets an upper limit value and a lower limit value for TFBYA, and the fi
It is something that has been given the ability.

次に、第３図（Ｃ）のステップ６５．６７で使用される
学習補正係数ＫＢＬＲＣ，ＫＢＴＬＲＣであるが、この
例では、空気ｆｆ１（ＱＡＩ　Ｎ　Ｊ　）と燃料遅れ補
正量（ＫＡＴＨＯＳ）とを分離して求めるようにしたの
に伴い、学習補正についても、それぞれに分離して独立
に行うことにしている。すなわち、定常時の学習補正係
数ＫＢＬＲＣについては空燃比補正係数ＬＡＭＢＩ）Ａ
の演算ルーチンにて、過渡時の学習補正係数ＫＢＴＬＲ
Ｃについては過渡補正ｆｉＫＡＴＨＯｓの演算ルーチン
にて演算される（第５図のステップ１１９，１２０、第
４図のステップ１０７〜１１０）。Next, regarding the learning correction coefficients KBLRC and KBTLRC used in steps 65 and 67 in FIG. 3(C), in this example, the air ff1 (QAIN J ) and the fuel delay correction amount (KATHOS) are separated. In line with this, learning correction is also performed separately and independently. That is, for the learning correction coefficient KBLRC during steady state, the air-fuel ratio correction coefficient LAMBI)A
In the calculation routine of , the transient learning correction coefficient KBTLR
C is calculated in the transient correction fiKATHOs calculation routine (steps 119 and 120 in FIG. 5, steps 107 to 110 in FIG. 4).

学習補正は、基本的には目標値との偏差に基づく制御層
を予め加元ておくことにより次回の演算時に偏差が生じ
ないようにするものであり、ＫＢＬ　ＲＣ＋！　Ｌ　Ａ
　Ｍ　Ｂ　Ｄ　Ａに、ＫＢＴＬＲＣはこのＬＡ　Ｍ　Ｂ
　Ｄ　Ａとさらに実空燃比ＡＦＢＹＡと目標空燃比Ｔ［
’ＢＹＡの偏差Ｂとに基づいて演算される（ステップ１
１９，１２０．１０７〜１１０）。Learning correction basically adds the control layer based on the deviation from the target value in advance to prevent deviation from occurring during the next calculation.KBL RC+! LA
M B D A, KBTLRC is this LA M B
DA, the actual air-fuel ratio AFBYA, and the target air-fuel ratio T[
' is calculated based on the deviation B of BYA (step 1
19, 120.107-110).

なお、付着速度ＶＭＦと基準値Ｌ１との比較により定常
時（ＶＭＦ＜Ｌ＋）であるのか過渡時（ＶＭＦ≧Ｌ＋）
であるのかを判別し、ＫＢＬＲＣについては定常時にの
み、ＫＢＴＬＲＣについては過渡時にのみ学習が行なわ
れるようにしている（ステップ１１９，１０７）。In addition, by comparing the adhesion speed VMF with the reference value L1, it is possible to determine whether it is a steady state (VMF<L+) or a transient state (VMF≧L+).
Then, learning is performed for KBLRC only during steady state and for KBTLRC only during transient state (steps 119, 107).

さて、以上は機関運転中の空燃比制御であって、本発明
の基礎となる制御内容の一例を示したものであり、本発
明ではこれに加えて始動時空燃比の最適制御を図ること
は既に述べたとおりである。Now, the above is an example of the air-fuel ratio control during engine operation, which is the basis of the present invention.In addition to this, the present invention has already included the aim of optimally controlling the air-fuel ratio at startup. As stated above.

そこで、まず第一の発明に関して説明すると、始動時の
機関冷却水温度Ｔｗ５７．吸気温度ＴＡ＋停止時の付；
ｆ７ｆ１ＭＦｓｔｏｐから停止後ＡＩ過時間りを推算し
、ついでこの経過時間上を一つの因子とした始動時付着
ｆｆｉＭＦｓＴを求め、これと既述した第４図での処理
による平衡付着ｉＭＦＨの初朋値とに基づいて始動時の
平衡付着ユＭＰＨ５７を求めるために、第８図に示すル
ーチンを本発明に固有のものとして新たに付加している
。この場合、第８図のステップ１３１が第１図（Ａ）の
手段６の機能に、ステップ１３２が同じく手段８の８！
能に、そしてステップ１３３及び１３４が同じく手段９
の機能に各々相当する。Therefore, first of all, to explain the first invention, the engine cooling water temperature Tw57. Intake air temperature TA + attached when stopped;
Estimate the AI elapsed time after stopping from f7f1MFstop, then calculate the adhesion ffiMFsT at startup using this elapsed time as one factor, and combine this with the initial value of the equilibrium adhesion iMFH obtained by the processing in Fig. 4 described above. In order to obtain the equilibrium adhesion value MPH57 at the time of starting based on the following, a routine shown in FIG. 8 is newly added as unique to the present invention. In this case, step 131 in FIG. 8 corresponds to the function of means 6 in FIG.
and steps 133 and 134 are also performed by means 9.
Each corresponds to the function of

その詳細を説明すると、スタータスイッチがＯＮにある
始動扱作の間は、そのときの冷却水温度ＴＩＬＩＳＴと
吸気温度ＴＡとの差に基づき、例えばＴｏｔｓＴとＴＡ
とをバラ／−夕として停止後経過時開りを付与するよう
に予め実測に基づいて用意しておいたテーブルを検索す
ることにより経過時間りを求める（ｆＩ′ＩＪ８図のス
テップ１３１〜１３２）。To explain the details, during the starting operation when the starter switch is ON, based on the difference between the cooling water temperature TILIST and the intake air temperature TA, for example, TotsT and TA
The elapsed time is determined by searching a table prepared in advance based on actual measurements so as to give the elapsed time after stopping with the values set as rose/-day (steps 131 to 132 in Figure fI'IJ8). .

次に、このようにして求めた経過時間りと吸気温度ＴＡ
、及び機関停止時の付着量ＭＦＳ　Ｔ　ａ　Ｐとをパラ
メータとして、予め用意されたテーブルからの検索によ
り始動時付着１ＭＦ５丁を求める（ステップ１３３）。Next, the elapsed time and intake air temperature TA obtained in this way are
, and the adhesion amount MFS T a P when the engine is stopped, are used as parameters to find 1 MF5 pieces of adhesion at startup by searching from a table prepared in advance (step 133).

なお、ＭＦＳ　Ｔ　ＯＰは、例えば機関停止中はバッテ
リー電源により記憶保持動作を行うようにしたＲＡＭに
記憶しておき、始動時に当該ＲＡＭから呼び出して使用
する。Note that MFST OP is stored in a RAM that performs a memory retention operation using battery power while the engine is stopped, for example, and is called from the RAM and used when the engine is started.

そして、第４図の処理（ステップ１０１）におし・で求
められた定常条件での平衡付着’１１　Ｍ　Ｐ　Ｈから
」−記ＭＦｓ、を減じることにより始動時の平衡付着量
が得られるので、この減算を灯ってその結果得られた補
正値Ｍ　Ｆ　ＨＳ　Ｔを新たなＭ　Ｆ　Ｈとして第１図
の処理を行うのである（ステップ１３４〜１３５）。Then, the equilibrium adhesion amount at startup can be obtained by subtracting MFs from the equilibrium adhesion '11 M P H under steady conditions found in the process (step 101) of Fig. 4. , this subtraction is performed, and the correction value M F HST obtained as a result is used as a new M F H to perform the processing shown in FIG. 1 (steps 134 to 135).

このようにしで、付着ｆｉＭＦｓｒの分だけ当初のＴＦ
！−衡付着量ＭＦＨが減量補正されるので、高温再始動
で吸気管に燃料が残留している状態にあっても始動燃料
量が過多になることがなく、そのときの機関のクランキ
ングｊ！度及び温度条件等に応じた適量の燃料が供給さ
れることになる。従って、適切な空へ此の下に始動性Ａ
ｔ向上するとともに、始動後の排気エミツシヨンの悪化
や運転変動を抑えで機関を速やかに円滑な運転状態に入
らせることができるのである。特に、本発明では始動時
の空燃比に影響を及ぼす付着量の実際量を算出している
ので、近似計算等による場合に比較して始動空燃比の制
御精度をより高くすることができる。In this way, the original TF is removed by the amount of attached fiMFsr.
! - Since the balance adhesion amount MFH is corrected to decrease, even if there is fuel remaining in the intake pipe due to a high temperature restart, the starting fuel amount will not become excessive, and the cranking j of the engine at that time! An appropriate amount of fuel will be supplied depending on the degree and temperature conditions. Therefore, startability A under this to the appropriate sky
In addition to improving engine speed, it is possible to quickly bring the engine into a smooth operating state by suppressing deterioration in exhaust emissions and fluctuations in operation after startup. In particular, in the present invention, since the actual amount of adhesion that affects the air-fuel ratio at the time of starting is calculated, the control accuracy of the starting air-fuel ratio can be made higher than when using approximate calculations or the like.

次に、第二の発明についで説明すると、これは既に述べ
た通り始動時付着量ＭＦＳＴに相関した時間的要素とし
ての機関停止後の経過時間ｔを冷却水温度の検出値のみ
から推算するようにしたもので、処理上は第８図のステ
ップ１３２に変えて１３２゛の処理を斤うようにした。Next, the second invention will be explained. As already mentioned, this is a method for estimating the elapsed time t after the engine stops, which is a time element correlated with the starting deposition amount MFST, from only the detected value of the cooling water temperature. In the processing, step 132 in FIG. 8 was replaced with step 132.

儂で第一の発明と異なる。It's different from my first invention.

すなわち、この場合バックアップＲＡ　Ｍ　”４に記憶
しておいた停止時の冷却水温度’ｒ’１ｌｓＴｏｐとそ
の後の再始動時の冷却水温度Ｔｗ５７との差に基づいて
停止後経過時間ｔを決定する。これは、例えば前記温度
ｕ（Ｔｕ＋ｓ　Ｔ　Ｏｐ　−Ｔｗｓ　ｔ　）をパラメー
タとして経過時間りを与えるように設定したテーブルか
らの検索により行う。That is, in this case, the elapsed time t after the stop is determined based on the difference between the coolant temperature 'r'1lsTop at the time of the stop stored in the backup RAM "4" and the coolant temperature Tw57 at the time of the subsequent restart. This is performed, for example, by searching from a table set to give the elapsed time using the temperature u(Tu+s T Op −Tws t ) as a parameter.

上記温度差（Ｔｗｓ　Ｔ　Ｏｐ　−Ｔｗｓ　Ｔ　）は、
第１図（Ｅ）に示したように停止後経過時間Ｅと深く関
連しており、経過時間りが増えるほどその値が増大する
関係にある。従って、これによっても経過時間ｔの正確
な推定及び始動空燃比の補正が第一の発明と同様にして
可能である。なお、この温度差（Ｔ＃５　Ｔ　ｏ　ｐ　
−Ｔｗｓ　Ｔ　）のみならず、さらに停止時冷却水温度
Ｔｉｕ５　Ｔ　ＯＰを考慮に入れ、すなわち始動ｆ＆経
過時間りを、ＴＷＳＴＯＰと（Ｔｗｓ　Ｔ　０ｐ−Ｔｕ
＋ｓｒ）とをパラメータとして与えるようにすると、Ｔ
ＷＳＴＯＰによって機関停止に伴う温度低下開始時の初
Ｍ値が与えられることになるので、制御精度をより一層
高めることができる。The above temperature difference (TwsT Op -TwsT) is
As shown in FIG. 1(E), it is closely related to the elapsed time E after stopping, and the value increases as the elapsed time increases. Therefore, this also makes it possible to accurately estimate the elapsed time t and correct the starting air-fuel ratio in the same manner as in the first invention. In addition, this temperature difference (T#5 T o p
- Tws T ), but also take into account the cooling water temperature Tiu5 T OP at stop, that is, start f & elapsed time, TWSTOP and ( Tws T 0p - Tu
+sr) is given as a parameter, T
Since WSTOP provides the initial M value at the time when the temperature starts to decrease due to engine stop, control accuracy can be further improved.

（発明の効果） 以上説明したように、この発明では始動時に機関停止か
らの経過時間と、この！ｌｌ暗時間応じて変化する付着
量とを求め、始動時の残留付着量の多寡に応じて供給燃
料量を補正するようにしたので、高温始動後であっても
適切な空燃比を得ることができ、すなわち供給燃料量の
過不足を回避してＨＣやＣＯ等の排出量を確実に低減す
ることができる。(Effects of the Invention) As explained above, in this invention, the elapsed time from the engine stop at the time of starting, and this! The amount of adhesion that changes depending on the dark time is calculated, and the amount of fuel to be supplied is corrected depending on the amount of residual adhesion at startup, so it is possible to obtain an appropriate air-fuel ratio even after starting at a high temperature. In other words, it is possible to avoid excess or deficiency in the amount of supplied fuel and reliably reduce the amount of emissions of HC, CO, etc.

【図面の簡単な説明】[Brief explanation of the drawing]

第１図（Ａ）は第一の発明の溝成慨念図、第１図（Ｆ３
）は第二の２明の概念構成図である。第１図（Ｃ）は機
関停止後の付着１ＮＩＦの変化を示す線図、第１図（Ｄ
＞は機関停止後の冷却水温度Ｔｉｎと吸気温度ＴＡの変
化を示す線図、第１図（Ｅ）は機関停止時の冷却水温度
Ｔｌ’１ＳＴＯＰと再始動時の冷却水温度Ｔｌ１ｌＳＴ
ＡＲＴとの差と、停止から再始動に至るまでの経過時間
ｔどの関係を示した線図である。第２図はＳＰＩ装置に
この発明を適用した実施例の機械的な構成を表す概略図
、第３図ないし第８図は第２図中のコントロールユニッ
ト内で実作される動作内容を説明する流れ図である。 １・・・基本噴射量演算手段、２・・・平衡付着量演算
手段、３・・・付着量演算手段、４・・・噴射量補正演
算手段、５・・・付着量演算手段、６・・・始動時判別
手段、７・・・温度（吸気温度と冷却水温度）検出手段
、８・・・始動時付着１演算手段、９・・・平衡付着量
補正手段、２１・・・吸気絞り弁、２２・・・吸気通路
、２３・・・バイパス通路、２４・・・燃料噴射弁、２
５・・・絞り弁開度センサ、３４・・・酸素センサ（空
燃比センサ）、３５・・・コントロールユニット。 第６＝　　　　　　　　　第７因 ○布Ｄ ！３２１ Ｌ−＋＋　　　　　＋＋＋１ ＋＋図 ９１ａ−Figure 1 (A) is the groove realization diagram of the first invention, Figure 1 (F3
) is the conceptual configuration diagram of the second 2 Ming. Figure 1 (C) is a diagram showing the change in adhesion 1NIF after the engine stops, Figure 1 (D
> is a diagram showing changes in the cooling water temperature Tin and intake air temperature TA after the engine is stopped, and Figure 1 (E) is a diagram showing the changes in the cooling water temperature Tl'1STOP when the engine is stopped and the cooling water temperature Tl1lST when the engine is restarted.
It is a diagram showing the relationship between the difference from ART and the elapsed time t from stop to restart. Fig. 2 is a schematic diagram showing the mechanical configuration of an embodiment in which the present invention is applied to an SPI device, and Figs. 3 to 8 explain the contents of the actual operations performed within the control unit in Fig. 2. This is a flowchart. DESCRIPTION OF SYMBOLS 1... Basic injection amount calculation means, 2... Equilibrium adhesion amount calculation means, 3... Adhesion amount calculation means, 4... Injection amount correction calculation means, 5... Adhesion amount calculation means, 6. . . . Starting determination means, 7. Temperature (intake air temperature and cooling water temperature) detection means, 8. Starting adhesion 1 calculation means, 9. Equilibrium adhesion amount correction means, 21. Intake throttle. Valve, 22... Intake passage, 23... Bypass passage, 24... Fuel injection valve, 2
5... Throttle valve opening sensor, 34... Oxygen sensor (air-fuel ratio sensor), 35... Control unit. 6th = 7th cause ○ Cloth D! 321 L-++ +++1 ++Figure 91a-

Claims (1)

【特許請求の範囲】 １、運転状態に応じた基本的な燃料噴射量を演算する手
段と、吸気系燃料の定常運転条件下での平衡付着量を運
転状態に応じて演算する手段と、この平衡付着量と平衡
付着量に対し１次遅れで変化する付着量の演算値との偏
差に基づいて付着速度を演算する手段と、この付着速度
にて前記基本噴射量を補正演算する手段と、前記付着速
度を前回演算された付着量に加算して今回の付着量を演
算する手段とを備える内燃機関の空燃比制御装置におい
て、機関の始動時を判別する手段と、この判別信号に基
づき始動時の吸気温度と機関の冷却水温度とを検出する
手段と、前記吸気温度と冷却水温度とに基づいて始動時
の付着量を演算する手段と、前記始動時の付着量に基づ
いて始動時に平衡付着量を補正する手段とを設けたこと
を特徴とする内燃機関の空燃比制御装置。 ２、運転状態に応じた基本的な燃料噴射量を演算する手
段と、吸気系燃料の定常運転条件下での平衡付着量を運
転状態に応じて演算する手段と、この平衡付着量と平衡
付着量に対し１次遅れで変化する付着量の演算値との偏
差に基づいて付着速度を演算する手段と、この付着速度
にて前記基本噴射量を補正演算する手段と、前記付着速
度を前回演算された付着量に加算して今回の付着量を演
算する手段とを備える内燃機関の空燃比制御装置におい
て、機関の停止時及び始動時を判別する手段と、この判
別信号に基づき機関停止時及び始動時の機関の冷却水温
度を検出する手段と、始動時の冷却水温度と前回停止時
の冷却水温度とに基づいて始動時の付着量を演算する手
段と、前記始動時の付着量に基づいて始動時に平衡付着
量を補正する手段とを設けたことを特徴とする内燃機関
の空燃比制御装置。[Scope of Claims] 1. Means for calculating the basic fuel injection amount according to the operating condition; means for calculating the equilibrium adhesion amount of intake system fuel under steady operating conditions according to the operating condition; means for calculating a deposition rate based on a deviation between an equilibrium deposition amount and a calculated value of a deposition amount that changes with a first-order lag with respect to the equilibrium deposition amount; and a means for correcting and calculating the basic injection amount using this deposition speed; In an air-fuel ratio control device for an internal combustion engine, the air-fuel ratio control device includes a means for calculating a current adhesion amount by adding the adhesion speed to a previously calculated adhesion amount, and a means for determining when the engine is started, and a start-up based on the determination signal. a means for detecting an intake air temperature and an engine cooling water temperature at the time; a means for calculating an adhesion amount at startup based on the intake air temperature and the engine cooling water temperature; and a means for calculating an adhesion amount at startup based on the startup amount. An air-fuel ratio control device for an internal combustion engine, comprising means for correcting an equilibrium adhesion amount. 2. Means for calculating the basic fuel injection amount according to the operating condition, means for calculating the equilibrium adhesion amount of intake system fuel under steady operating conditions according to the operating condition, and the equilibrium adhesion amount and the equilibrium adhesion amount. means for calculating the adhesion speed based on the deviation from the calculated value of the adhesion amount that changes with a first-order lag with respect to the amount; means for correcting and calculating the basic injection amount using this adhesion speed; and means for calculating the adhesion speed from the previous calculation. In an air-fuel ratio control device for an internal combustion engine, the air-fuel ratio control device for an internal combustion engine includes means for determining whether the engine is stopped or started, and a means for determining whether the engine is stopped or started based on the discrimination signal. means for detecting the cooling water temperature of the engine at the time of starting, means for calculating the amount of adhesion at the time of starting based on the cooling water temperature at the time of starting and the cooling water temperature at the previous stop, and the amount of adhesion at the time of starting. 1. An air-fuel ratio control device for an internal combustion engine, comprising means for correcting an equilibrium adhesion amount at the time of starting based on the above.