(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
吸気絞り弁上流の空気量に応じた出力をするエアフローメータと、
このエアフローメータ出力より単位回転当たりの吸入空気量相当の信号を計算する手段と、
第１の加重平均係数と第２の加重平均係数をシリンダ内吸気容積の時間的変化を考慮して計算する手段と、
前記単位回転当たりの吸入空気量相当の信号に前記第１の加重平均係数を乗算した値と前回のシリンダ空気量相当の信号に前記第２の加重平均係数を乗算した値との合計を今回のシリンダ空気量相当の信号として計算する手段と、
を備え、
前記２つの加重平均係数をシリンダ内新気割合の変化率に基づいて計算する、
ことを特徴とするエンジンの空気量検出装置。
【請求項２】
吸気絞り弁上流の空気量に応じた出力をするエアフローメータと、
このエアフローメータ出力より単位回転当たりの吸入空気量相当の信号を計算する手段と、
第１の加重平均係数と第２の加重平均係数をシリンダ内新気割合の変化率に基づいて計算する手段と、
前記単位回転当たりの吸入空気量相当の信号に前記第１の加重平均係数を乗算した値と前回のシリンダ空気量相当の信号に前記第２の加重平均係数を乗算した値との合計を今回のシリンダ空気量相当の信号として計算する手段と
を備えることを特徴とするエンジンの空気量検出装置。
【請求項３】
前記シリンダ内新気割合の変化率を
β＝η（ｎ−１）／η（ｎ）
ただし、
β：シリンダ内新気割合の変化率
η（ｎ）：シリンダ内新気割合
η（ｎ−１）：シリンダ内新気割合の前回値
の式により計算する
ことを特徴とする請求項１又は請求項２に記載のエンジンの空気量検出装置。
【請求項４】
前記２つの加重平均係数を
Ｆload１＝１／（１＋Ｋfl・β）
Ｆload２＝Ｋfl／（１＋Ｋfl・β）
Ｋfl＝（１２０・Ｖｍ）／（Ｖｅ・η（ｎ）・Ｎｅ・Δｔ）
β＝η（ｎ−１）／η（ｎ）
ただし、
Ｆload１：第１の加重平均係数
Ｆload２：第２の加重平均係数
Ｋfl：係数
β：シリンダ内新気割合の変化率
Ｖｍ：マニフォールド容積
Ｖｅ：排気量
η（ｎ）：シリンダ内新気割合
η（ｎ−１）：シリンダ内新気割合の前回値
Ｎｅ：エンジン回転数
Δｔ：計算時間間隔
の式により計算する
ことを特徴とする請求項１又は請求項２に記載のエンジンの空気量検出装置。
【請求項５】
エアフローメータと吸入空気量信号計算手段の間に接続するローパスフィルタの時定数を少なくとも１０ｍｓ以内のものとした
ことを特徴とする請求項１から４までのいずれか一つに記載のエンジンの空気量検出装置。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明はエンジンの空気量検出装置、特に過渡時の応答遅れを補正するものに関する。
【０００２】
【従来の技術】
各気筒のシリンダ近傍にインジェクタを設けたＬ−ジェトロニック方式の燃料噴射装置では、エアフローメータにて検出される吸入空気量Ｑａとクランク角センサ等にて検出されるエンジン回転数Ｎｅとを用いて、Ｔｐ＝Ｋ・Ｑ／Ｎｅ（Ｋは定数）により基本噴射パルス幅Ｔｐを計算しているが、このＴｐに対し加重平均を行うことによって、シリンダ空気量相当パルス幅（シリンダ近傍の空気量に比例した噴射パルス幅）Ａvtpを求めるものがある（特願平１−２４８６７４号参照）。
【０００３】
加重平均が必要となる理由は、過渡時のマニホールド内容積の圧力変化によって、エアフローメータ位置での空気量にオーバーシュート分が含まれるので、シリンダ近傍での空気量を求めるには、このオーバシュート分を取りさる必要があるからである。言い換えると、後述する（１）式を一定の計算周期で繰り返して実行することで、過渡的に変化するシリンダ空気量を予測し、その予測した空気量に比例して燃料量を与えようとするのである。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
この場合に、エンジンの負荷や回転数といった運転条件が相違しても、シリンダ空気量を精度よく予測することができるように、エンジン回転数Ｎｅとエンジン負荷相当量（たとえば絞り弁開度ＴＶＯ等）をパラメータとして加重平均係数のマップを作成し、そのマップ値を実機で適合するのでは、マップの適合に要する時間が長引いて開発工数が大きくなり、エンジン機種ごとに適合する必要もある。
【０００５】
また、応答遅れが大きく生ずるＴｐに対して加重平均をかけると、シリンダ空気量相当パルス幅Ａvtpの位相が実際のシリンダ空気量の位相と合わず、加速時にはＡvtpに立ち上がり遅れとその後の過応答（オーバーシュート）を伴う。そうした立ち上がり遅れとオーバーシュートを伴う区間では空燃比が目標値からずれ、運転性とエミッションが悪くなる。
【０００６】
なお、具体的な空気量算出の遅れ系では、点火ノイズ除去用ローパスフィルタ（時定数は２０ｍｓ）による遅れを持たせていることなどから、遅れ系は１次遅れ等の多重の直列結合となっており、そのためにＡvtpに生ずる立ち上がり遅れやオーバーシュートが一段と大きくなる。
【０００７】
そこで、吸気系の物理モデルから定まる計算式
Ｆload１＝１／｛（１２０・Ｖｍ）／（Ｖｅ・η・Ｎｅ・Δｔ）＋１｝
Ｆload２＝１−Ｆload１
ただし、Ｆload１：第１の加重平均係数
Ｆload２：第２の加重平均係数
Ｖｍ：マニホールド容積
Ｖｅ：排気量
η：シリンダ内新気割合
Ｎｅ：エンジン回転数
Δｔ：計算時間間隔
により２つの加重平均係数Ｆload１、Ｆload２を求め、これら加重平均係数Ｆload１、Ｆload２を用いて後述する
Ａvtp＝Ｔｐflat・Ｆload１＋旧Ａvtp・Ｆload２
の式によりシリンダ空気量相当パルス幅Ａvtpを求めることで、過渡時の検出精度を落とすことなく、開発工数の低減を図るようにしたものがある（特開平４−２３７８５６号公報参照）。
【０００８】
しかしながら、過渡的変化に対してシリンダ内吸気容積Ｖｃが実際には時間的に変化するのに、上記の従来装置では吸気系の物理モデルを解く際にシリンダ内吸気容積Ｖｃの時間的変化を考慮していないため、そのＶｃの時間的変化分がシリンダ空気量相当信号の計算誤差として生じていた。
【０００９】
そこで本発明は、シリンダ内吸気容積の時間的変化を考慮した吸気系の物理モデルを解くことにより、さらにシリンダ空気量相当信号の計算精度を向上させることを目的とする。
【００１０】
【課題を解決するための手段】
第１の発明は、図１４に示すように、吸気絞り弁１上流の空気量に応じた出力をするエアフローメータ２と、このエアフローメータ出力より単位回転当たりの吸入空気量相当の信号（たとえば基本噴射パルス幅Ｔｐ）を計算する手段３と、第１の加重平均係数Ｆload１と第２の加重平均係数Ｆload２をシリンダ内吸気容積の時間的変化を考慮して計算する手段４と、前記単位回転当たりの吸入空気量相当の信号に前記第１の加重平均係数Ｆload１を乗算した値と前回のシリンダ空気量相当の信号（たとえばシリンダ空気量相当パルス幅の前回値である旧Ａvtp）に前記第２の加重平均係数Ｆload２を乗算した値との合計を今回のシリンダ空気量相当の信号（たとえばシリンダ空気量相当パルス幅Ａvtp）として計算する手段５とを備え、前記２つの加重平均係数Ｆload１とＦload２をシリンダ内新気割合η（ｎ）の変化率βに基づいて計算する。
【００１１】
第２の発明は、図１４に示すように、吸気絞り弁１上流の空気量に応じた出力をするエアフローメータ２と、このエアフローメータ出力より単位回転当たりの吸入空気量相当の信号（たとえば基本噴射パルス幅Ｔｐ）を計算する手段３と、第１の加重平均係数Ｆload１と第２の加重平均係数Ｆload２をシリンダ内新気割合η（ｎ）の変化率βに基づいて計算する手段４と、前記単位回転当たりの吸入空気量相当の信号に前記第１の加重平均係数Ｆload１を乗算した値と前回のシリンダ空気量相当の信号（たとえばシリンダ空気量相当パルス幅の前回値である旧Ａvtp）に前記第２の加重平均係数Ｆload２を乗算した値との合計を今回のシリンダ空気量相当の信号（たとえばシリンダ空気量相当パルス幅Ａvtp）として計算する手段５とを備える。
【００１２】
第３の発明では、第１又は第２の発明において前記シリンダ内新気割合の変化率を
β＝η（ｎ−１）／η（ｎ）
ただし、
β：シリンダ内新気割合の変化率
η（ｎ）：シリンダ内新気割合
η（ｎ−１）：シリンダ内新気割合の前回値
の式により計算する。
【００１３】
第４の発明では、第１又は第２の発明において前記２つの加重平均係数を
Ｆload１＝１／（１＋Ｋfl・β）
Ｆload２＝Ｋfl／（１＋Ｋfl・β）
Ｋfl＝（１２０・Ｖｍ）／（Ｖｅ・η（ｎ）・Ｎｅ・Δｔ）
β＝η（ｎ−１）／η（ｎ）
ただし、
Ｆload１：第１の加重平均係数
Ｆload２：第２の加重平均係数
Ｋfl：係数
β：シリンダ内新気割合の変化率
Ｖｍ：マニフォールド容積
Ｖｅ：排気量
η（ｎ）：シリンダ内新気割合
η（ｎ−１）：シリンダ内新気割合の前回値
Ｎｅ：エンジン回転数
Δｔ：計算時間間隔
の式により計算する。
【００１５】
第５の発明は、図１５に示すように、エアフローメータ２と吸入空気量信号計算手段３の間に接続するローパスフィルタ６の時定数を少なくとも１０ｍｓ以内のものとした。
【００１６】
【発明の効果】
第１の発明では、シリンダ内吸気容積の時間的変化を考慮して、しかも、過渡の程度が異なればシリンダ内新気割合の変化率が変化することに対応して、シリンダ内新気割合の変化率に基づいて２つの加重平均係数を計算するので、過渡の程度が異なっても過渡時の実際のシリンダ内空気量の変化に近づけることができる。
【００１７】
第２の発明では、過渡の程度が異なればシリンダ内新気割合の変化率が変化することに対応して、シリンダ内新気割合の変化率に基づいて２つの加重平均係数を計算するので、過渡の程度が異なっても過渡時の実際のシリンダ内空気量の変化に近づけることができる。
【００１８】
第４の発明のように係数Ｋflとシリンダ内新気割合の変化率の各計算式によれば、そのときのシリンダ内新気割合とそのシリンダ内新気割合の前回値とエンジン回転数を代入するだけで、２つの加重平均係数が計算される。つまり、２つの加重平均係数を求めるに際して用意することといえば、適用機種のエンジン仕様（Ｖｍ，Ｖｅ）をあらかじめメモリに格納しておくことだけとなるので、２つの加重平均係数のマップを作成することが不要となり、マッチングのための工数を低減させることができる。適用機種が相違しても、それに応じてエンジン仕様を変えるだけでよい。
【００１９】
また、式は理論式であるため、同式を算出するのにあたって、前提として仮定した遅れ系に生じる遅れが小さなものである限り、実際のシリンダ空気量を精度よく予測することができる。
【００２１】
一方、上記のシリンダ空気量相当の信号を用いて空燃比制御を行った場合に、ローパスフィルタの時定数が大きくなるほど、リーン方向へのずれ量が大きくなるのであるが、第５の発明で少なくとも１０ｍｓ以内の時定数にされると、リーン方向へのずれ量が小さくなって、加速時のリーンスパイクが一段と改善される。
【００２２】
【発明の実施の形態】
図１は一実施例のシステム図で、Ｌ−ジェトロニック方式の燃料噴射装置にこの発明の空気量検出装置を適用したものである。同図において、エアクリーナ１０より吸気通路１１に吸入された空気は、吸気ポート１２に設けたインジェクタ１３からの噴射燃料と混合して、エンジンのシリンダ１４内に導かれる。シリンダ内で点火火花の助けを借りて燃焼するガスは、ピストンを押し下げる仕事を行い、仕事をした後の燃焼ガスは排気通路１５を経て有害三成分（ＣＯ、ＨＣ、ＮＯｘ）を浄化する触媒コンバータ１６に導かれる。
【００２３】
アクセルペダルを踏み込むと、これと連動する吸気絞り弁１７が開き、シリンダ１４に流入する空気量が増大する。この空気量の変化は絞り弁１７の上流に介装された熱線式エアフローメータ１８の信号に変化を与える。
【００２４】
エアフローメータ１８は、センサ部と制御回路（図示せず）からなり、センサ部では、熱線がボビン状に形成されたセラミックに対してコイル状に巻かれ、センサ部の全体がガラスコーティングにて被覆されている。制御回路では、熱線とのあいだでブリッジ回路が組まれる。この場合、空気量が多くなるほど熱線が冷されるので、熱線の温度が一定になるように熱線への供給電流を増大させると、供給電流値が空気量に対応する。この電流値は電圧値に変換されて出力される。
【００２５】
主にマイクロコンピュータからなるコントロールユニット２５には、絞り弁開度ＴＶＯを検出するセンサ１９、クランク軸に同期して所定のパルス信号を発生するクランク角センサ（ディストリビュータ２０に内蔵されている）２１、水温センサ２２、酸素センサ２３からの信号が入力され、コントロールユニット２５では、エアフローメータ出力に基づいて得られるシリンダ空気量に応じてインジェクタ１３からの燃料噴射量を決定する。
【００２６】
この場合、マニホールド容積があるために過渡時には、シリンダ近くを流れる空気量とエアフローメータ位置を流れる空気量とが違ってくるので、インジェクタに与える燃料噴射パルス幅はインジェクタ位置での、つまりシリンダ近くを流れる空気量に比例して与える必要があり、エアフローメータ出力とエンジン回転数Ｎｅから計算される基本噴射パルス幅Ｔｐ［ｍｓ］と、第１の加重平均係数Ｆload１、第２の加重平均係数Ｆload２（＝１−Ｆload１）を用いて、シリンダ空気量相当パルス幅Ａvtp［ｍｓ］を次式（詳細は後述する）
Ａvtp＝Ｔｐflat・Ｆload１＋旧Ａvtp・Ｆload２              …（１）
ただし、旧Ａvtp：Ａvtpの前回値
により計算している。
【００２７】
こうして、シリンダ空気量相当パルス幅Ａvtpを求めた後は、次式により最終的な燃料噴射パルス幅Ｔｉ［ｍｓ］を決定し、燃料噴射を行っている。
【００２８】
Ｔｉ＝Ａvtp×Ｃｏ×α＋Ｔｓ                                …（２）
なお、（２）式は全気筒同時噴射（エンジン１回転毎に１回、各気筒同時に噴射）の式であるが、シーケンシャル噴射（エンジン２回転毎に１回、各気筒の点火順序に合わせて噴射）のときは
Ｔｉ＝Ａvtp×Ｃｏ×α×２＋Ｔｓ                            …（３）
である。
【００２９】
ただし、（２）、（３）式において、Ｃｏは１と各種補正係数の和、αは酸素センサ出力に基づいて計算される空燃比フィードバック補正係数、Ｔｓはインジェクタ１３の無効パルス幅である。
【００３０】
さて、上記（１）式の２つの加重平均係数Ｆload１、Ｆload２を吸気系の物理モデルにより定まる式により計算するに際して、シリンダ内吸気容積の時間的変化を考慮しないのでは、そのシリンダ内吸気容積の時間的変化分がシリンダ空気量相当信号の計算に誤差として生じる。
【００３１】
これに対処するため本発明では、シリンダ内吸気容積の時間的変化を考慮した吸気系の物理モデルを解いて、２つの加重平均係数Ｆload１、Ｆload２を求める。なお、計算にあたっては空気量算出の遅れ系における遅れが非常に小さいと仮定する。
【００３２】
図３で示した吸気系の物理モデルにおいて、マニホールド充填空気量をＧａｍ（ｔ）［ｇ／ｓ］、シリンダ空気量をＧacy（ｔ）［ｇ／ｓ］とすれば、
Ｇａｍ（ｔ）＝Ｐｍ・Ｖｍ／（Ｒ・Ｔｍ）                   …（１１）
Ｇacy（ｔ）＝Ｐｃ・Ｖｃ／（Ｒ・Ｔｃ）                    …（１２）
Ｐｃ／Ｔｃ≒Ｐｍ／Ｔｍ                                   …（１３）
が成り立つ。ただし、Ｇａｍ、Ｇacyに付した（ｔ）は時間ｔの関数であることを表している。なお、（１２）式はシリンダ吸入モデルとして導入した式である。
【００３３】
ここで、（１２）式のシリンダ内吸気容積を時間の関数（したがってシリンダ内新気割合η［％］を時間の関数）とするため、
Ｖｃ（ｔ）＝Ｖｅ・η（ｔ）・Ｎｅ／１２０                 …（１４）
の式でシリンダ内吸気容積Ｖｃ（ｔ）［ｃｃ］を与えると、（１２）式は
Ｇacy（ｔ）＝Ｐｃ・Ｖｃ（ｔ）／（Ｒ・Ｔｃ）            …（１２ａ）
となる。
【００３４】
（１３）式を（１１）式に代入し、（１２ａ）式を用いて整理すると、
0003728844.tif 000002
【００３５】
絞り弁部空気量をＧath（ｔ）［ｇ／ｓ］（これはエアフローメータ通過流量に等しい）とすれば、このＧath（ｔ）とＧacy（ｔ）の差がマニホールド充填空気量となるので、過渡時変化は、
Ｇath（ｔ）−Ｇacy（ｔ）＝ｄＧａｍ／ｄｔ                 …（１６）
の式で与えることができる。（１６）式はマニホールド充填モデルである。
【００３６】
（１６）式の右辺に（１５）式を代入する。
0003728844.tif 000003
【００３７】
このようにして、連続値の式が得られる。
【００３８】
先願装置と異なる式は、上記の（１４）、（１５）、（１６）式である。（１５）式のＶｃ（ｔ）を時間の関数でなく定数して扱い、（１６）式の微分を行うと、先願装置の式が得られる。
【００３９】
なお、上記の（１１）〜（１７）式で説明しなかった記号の意味は次の通りである。
Ｐｍ：マニホールド内圧力
Ｖｍ：マニフォールド容積［ｃｃ］
Ｔｍ：マニフォールド内空気温度［Ｋ］
Ｐｃ：シリンダ内圧力
Ｔｃ：シリンダ内空気温度［Ｋ］
Ｖｅ：排気量［ｃｃ］
Ｎｅ：エンジン回転数［ｒｐｍ］
Ｒ：ガス定数
【００４０】
ここで、連続値の（１７）式を離散値の式に変換するため、（１７）式に対して
Ｇacy（ｔ）→Ｇacy（ｎ）
η（ｔ）→η（ｎ）
ｄＧacy（ｔ）／ｄｔ→ΔＧacy（ｎ）／Δｔ
ｄη（ｔ）／ｄｔ→Δη（ｎ）／Δｔ
ただし、Δｔ：サンプル間隔（計算時間間隔）
ｎ：サンプル数
の置き換えを行うと、（１７）式は
0003728844.tif 000004
【００４１】
ここで、
ΔＧacy（ｎ）＝Ｇacy（ｎ）−Ｇacy（ｎ−１）              …（１９）
Δη（ｎ）＝η（ｎ）−η（ｎ−１）                       …（２０）
とおいて、これらを（１８）式に代入すると、（１８）式は次のようになる。
0003728844.tif 000005
【００４２】
ただし、（２１）式において係数Ｋflとシリンダ内新気割合の変化率βは
0003728844.tif 000006
により定義される値である。
【００４３】
したがって、（２１）式を整理した
0003728844.tif 000007
の式によりシリンダ空気量Ｇacy（ｎ）を表すことができた。
【００４４】
この（２５）式とシリンダ空気量相当のパルス幅を計算する式
Ａvtp＝Ｔｐflat・Ｆload１＋旧Ａvtp・Ｆload２
を比較すると、シリンダ空気量相当パルス幅Ａvtpがシリンダ空気量Ｇacy（ｎ）に、Ｔｐflatが絞り弁部空気量Ｇath（ｎ）に、シリンダ空気量相当パルス幅の前回値である旧Ａvtpがシリンダ空気量の前回値であるＧacy（ｎ−１）にそれぞれ対応する。
【００４５】
ここで、シリンダ空気量Ｇacy（ｎ）とシリンダ空気量相当パルス幅Ａvtpとは同じ応答でなければならないから、２つの加重平均係数Ｆload１、Ｆload２は
Ｆload１＝１／（１＋Ｋfl・β）                          …（２６）
Ｆload２＝Ｋfl／（１＋Ｋfl・β）                        …（２７）
と表すことができる。
【００４６】
（２６）、（２７）式は、２つの加重平均係数Ｆload１、Ｆload２を理論式により求めることができることを示している。理論式でＦload１、Ｆload２を求めるのであれば、適用機種のエンジン仕様（Ｖｍ，Ｖｅ)とマイコン仕様（Δｔ）を与えておくだけでよいため、実機で適合する必要がなく、しかも式で計算したＦload１、Ｆload２によっても、シリンダ空気量相当パルス幅Ａvtpを精度よく求めることができることに変わりないのである。
【００４７】
この例ではさらに、精度のよいシリンダ空気量を算出させるため、空気量算出の遅れ系を図２に示す構成とする。これは、次の点を見直し内容とするもので、従来と同じである。なお、図ではエアフローメータをＡＦＭで略記する（図４、図１０、図１２において同じ）。
【００４８】
１）コントロールユニットのエアフローメータ用ローパスフィルタの時定数を２０ｍｓから１．５ｍｓに変更して、点火ノイズの除去程度をねらう。
【００４９】
２）リニアライズした（後述する）後の空気量についての加重平均を廃止する。
【００５０】
図４は、シリンダ空気量相当パルス幅Ａvtpを計算するためのルーチンである。このルーチンは一定の時間ごと（たとえば４ｍｓごと）に繰り返し行なわれる。このフローチャートを用いて、この例の作用を説明する。
【００５１】
ステップ１でエアフローメータ１８からの信号をＡ／Ｄ変換し、ステップ２ではそのＡ／Ｄ変換値Ｑａが空気量と比例するように一定の処理（リニアライズ処理という）を行い、リニアライズされた値をＱｓというメモリに入れる。なお、リニアライズするためのテーブル特性を図５に示す。
【００５２】
このリニアライズ空気量Ｑｓ［ｇ／ｓ］とエンジン回転数Ｎｅからステップ３において次式により基本噴射パルス幅Ｔｐ［ｍｓ］を計算する。
【００５３】
Ｔｐ＝（Ｑｓ／Ｎｅ）・KCONST#                            …（２８）
（２８）式のＱｓ／Ｎｅは単位回転当たりの空気量であり、この値に空気量−パルス幅変換定数KCONST#をかけた値をＴｐとしているので、Ｔｐは単位回転当たりの空気量相当の信号である。
【００５４】
ステップ４では次式により基本噴射パルス幅Ｔｐを修正する。
【００５５】
Ｔｐflat＝Ｔｐ・Ｋtrm                                    …（２９）
Ｋtrmはエアフローメータの空気流量特性やインジェクタの燃料流量特性のエラーをエンジンの運転条件ごとに修正するための係数で、trmはトリミングを意味する。トリミング係数Ｋtrmを求めるには、エンジン回転数Ｎｅとα−Ｎ流量Ｑｈ０とで割り付けた１６×１６のマップを補間計算付きで参照させる。なお、Ｑｈ０は絞り弁開度ＴＶＯと回転数Ｎｅから定まる絞り弁部の定常時の空気流量で、公知のものである。
【００５６】
ステップ５では次式によりシリンダ空気量相当パルス幅Ａvtp（初期値は充填効率１００％時相当の値）を計算する。
Ａvtp＝Ｔｐflat・Ｆload１＋旧Ａvtp・Ｆload２            …（３０）
ただし、旧Ａvtp：Ａvtpの前回値
【００５７】
（３０）式の２つの加重平均係数Ｆload１、Ｆload２の計算については、図６のフローチャートにより説明する。
【００５８】
図６のフローチャートは図４のフローとは独立に計算時間間隔Δｔ毎に実行する。
【００５９】
ステップ１１〜１３では次の近似式を用いてシリンダ内新気割合η（ｎ）を計算する。η（ｎ）は本来なら吸入負圧／排気圧力で決まるのであるが、ここではエンジン負荷相当量と回転数に依存させて定めるのである。
η（ｎ）＝ηb＋（１−ηb）・ηN                          …（３１）
【００６０】
このうちηbは新気割合負荷依存分（体積効率基本値）である。エンジン負荷相当量（Ａvtp、Ｑｈ０など）としては、α−Ｎ流量Ｑｈ０を用いる。Ａvtpを採用しないのは、Ａvtpが大気圧や吸気温度の影響を受けることと、新しいＡvtpを求めるためのηｂであるため４ｍｓ前のデータしかなく遅れを伴うので、ＡvtpとＦload１、Ｆload２を２度繰り返し計算するなど工夫が必要であることから、計算時間を長引かせてしまうためである。
【００６１】
η（ｎ）は図７のように回転数Ｎｅにも依存して変化するので、ηbを基本値（Ｎｅ＝０のときの値）として、回転数補正率ηNを導入している。図７でＡ／（Ａ＋Ｂ）＝ηNである。
【００６２】
具体的にはステップ１１でα−Ｎ流量Ｑｈ０からηbのテーブルを、またステップ１２でエンジン回転数ＮｅからηNのテーブルをそれぞれ補間計算付きで参照する。図８と図９にそれぞれηbとηNのテーブル内容を示す。参照したηbとηNを（３１）式に代入してη（ｎ）を計算する（ステップ１３）。
【００６３】
なお、エンジン負荷相当量（ＡvtpやＱｈ０）とエンジン回転数Ｎｅをパラメータとするηのマップを直接参照することで、η（ｎ）を求めさせることもできる。
【００６４】
このようにして求めたシリンダ内新気割合η（ｎ）とそのときの回転数Ｎｅを、用い、ステップ１４において上記（２２）式により係数Ｋflを計算し、またステップ１５ではη（ｎ）とη（ｎ−１）（η（ｎ）の前回値）を用いて上記（２４）式によりシリンダ内新気割合の変化率βを計算する。ステップ１６、１７では、Ｋflとβを、マニホールド充填モデルとシリンダ吸入モデルを用いて得られた（２６）、（２７）式に代入して、２つの加重平均係数Ｆload１、Ｆload２を計算する。
【００６５】
この場合に、２つの荷重平均係数Ｆload１、Ｆload２を求めるに際して用意することといえば、適用機種のエンジン仕様（Ｖｍ，Ｖｅ）をあらかじめＲＯＭに格納しておくことだけである。言い換えると、Ｆload１、Ｆload２のマップを作成するために実機で適合することが必要でなくなり、マッチングのための工数を低減させることができる。適用機種が相違しても、それに応じてエンジン仕様を変えるだけでよい。
【００６６】
また、（２６）、（２７）式は理論式であるから、同式を算出するのにあたって、前提として仮定した遅れ系に生じる遅れが小さなものである限り、実際のシリンダ空気量を精度よく予測することができる。
【００６７】
最後にステップ１８では次回演算のためη（ｎ）というメモリの値をη（ｎ−１）というメモリに移して今回のルーチンを終了する。
【００６８】
図１１は同じ加速条件での従来装置による２つの加重平均係数Ｆload１、Ｆload２の演算結果と本発明による２つの加重平均係数Ｆload１、Ｆload２の演算結果を示したものである。図１１上段のように、本発明では、シリンダ内新気割合η（ｎ）に時間的変化がないとき（つまり加速前と加速後の各定常状態）、β＝１よりＦload１＋Ｆload２＝１となり、η（ｎ）に時間的変化があるとき（つまり加速途中）には、Ｆload１＋Ｆload２≠１となる。これに対して従来装置では、常にＦload１＋Ｆload２＝１である。
【００６９】
図１２は本発明と従来装置の加速時の空気量の各応答波形を重ねて示したものである。同図より、本発明でも、従来装置と同様に加速直後の立ち上がり遅れ（減速時には減速初期の立ち下がり遅れ）や加速後期のオーバーシュートが大幅に改善されるほか、従来装置との加重平均係数Ｆload１、Ｆload２の演算結果の相違により、本発明の場合のほうが従来装置の場合よりもさらに実際のシリンダ内空気量の変化に近づいた波形として得られている。
【００７０】
なお、図１３に減速時のＦload１、Ｆload２の変化を示す。加速時はη（ｔ＋１）＞η（ｔ）となるのが普通であるのに対して、減速時はη（ｔ＋１）＜η（ｔ）となるのが普通なので、図１３のようになるのである。
【００７１】
さて、２つの加重平均係数は、上記（２６）、（２７）の理論式に代えて
次の近似式により計算させることもできる。
Ｆload１＝１／Ｋfl                                      …（３２）
Ｆload２＝（１−Ｆload１）／β                          …（３３）
【００７２】
ここで、（３２）式は、理論式である（２６）式において、β≒１、Ｋｆｌ＞＞１とおくことで得られる。（３３）式については、理論式である（２７）式を次のように変形して得られる。
0003728844.tif 000008
【００７３】
このようにして得た（３２）、（３３）の近似式によりＡvtpを計算した計算した結果と、上記（２６）、（２７）の理論式でＡvtpを計算した結果にはほとんど差がないことを実験により確認している。
【００７４】
次に、エアフローメータ用に設けたローパスフィルタ（図２参照）の時定数が加速時のリーンスパイクに与える影響を図１０に示すと、時定数が大きくなるほど、リーン方向へのずれ量が大きくなっている。
【００７５】
この場合に、この例では時定数として少なくとも１０ｍｓ以内のものに変更しているので、加速時のリーンスパイクを一段と改善することができる。
【００７６】
実施例ではシリンダ内新気割合η（ｎ）を参照させるための負荷信号をＱｈ０としたが、Ａvtpを採用して、加重平均係数Ｆload１、Ｆload２とＡvtpを繰り返し計算させるようにしてもよく、また大気圧の影響をキャンセルするため、Ａvtp／空気密度（絞り弁全開時のＴｐ等より）を、η（ｎ）を参照させるための負荷信号とすることもできる。実施例では、マイクロコンピュータがディジィタル制御を行うことから離散値系で述べたが、連続値系で構成することができることはいうまでもない。
【００７７】
図１２では加速時の場合で説明したが、減速時も同様である。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の空気量検出装置をＬ−ジェトロニック方式の燃料噴射装置に適用した場合の一実施形態のシステム図である。
【図２】前記実施形態の空気量算出の遅れ系のブロック図である。
【図３】吸気系の物理モデルを示す図である。
【図４】シリンダ空気量相当パルス幅Ａvtpの計算を説明するための流れ図である。
【図５】リニアライズ空気量Ｑｓのテーブル特性図である。
【図６】シリンダ内新気割合η（ｎ）と加重平均係数Ｆload１、Ｆload２の計算を説明するための流れ図である。
【図７】シリンダ内新気割合η（ｎ）の求め方を説明するための特性図である。
【図８】新気割合負荷依存分ηbのテーブル特性図である。
【図９】回転数補正率ηNのテーブル特性図である。
【図１０】加速時のリーンスパイクの特性図である。
【図１１】本発明による加速時の２つの加重平均係数Ｆload１、Ｆload２と従来装置による加速時の２つの加重平均係数Ｆload１、Ｆload２の各演算結果を示す波形図である。
【図１２】前記実施形態による加速時の作用を説明するための波形図である。
【図１３】本発明による減速時の２つの加重平均係数Ｆload１、Ｆload２の各演算結果を示す波形図である。
【図１４】第１の発明のクレーム対応図である。
【図１５】第６の発明のクレーム対応図である。
【符号の説明】
１１  吸気通路
１３  インジェクタ
１４  シリンダ
１７  吸気絞り弁
１８  熱線式エアフローメータ
２１  クランク角センサ
２５  コントロールユニット
【図１】
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【図２】
0003728844.tif 000010
【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
0003728844.tif 000019
【図１２】
0003728844.tif 000020
【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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