【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は内燃機関の空燃比制御装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
特許文献１には、筒内圧（すなわち、内燃機関の燃焼室内の圧力）を用いて空燃比を制御する技術が開示されている。詳細には、特許文献１では、内燃機関の燃焼室にて燃料が燃焼している間（以下、「燃焼中」と称す）における或る特定のタイミングでの筒内圧が第１の所定値よりも大きいときには、空燃比がリーンである（すなわち、空燃比が理論空燃比よりも大きい）と判定される。一方、燃焼中における別の或る特定のタイミングでの筒内圧が第２の所定値よりも大きいときには、空燃比がリッチである（すなわち、空燃比が理論空燃比よりも小さい）と判定される。そして、空燃比がリーンであると判定された場合には、燃料噴射量が多くなるように燃料噴射弁への通電時間が制御される。一方、空燃比がリッチであると判定された場合には、燃料噴射量が少なくなるように燃料噴射弁への通電時間が制御される。斯くして、特許文献１によれば、空燃比が目標空燃比に制御される。
【０００３】
【特許文献１】
特開平１０−３７７８４号公報
【特許文献２】
特開平５−５９９８６号公報
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、特許文献１によると、空燃比がリーンであるかリッチであるかが判定されるだけで、空燃比がどの程度リーンであるか、あるいは、どの程度リッチであるかは判定されない。したがって、特許文献１に開示されている空燃比制御が十分長い時間行われれば、空燃比は目標空燃比に近づくことになるが、それでもなお、特許文献１には、空燃比をより早く目標空燃比に近づけるという改良の余地がある。
【０００５】
また、特許文献１では、或る特定のタイミングでの筒内圧の値とこれとは別の或る特定のタイミングでの筒内圧の値とを用いて、空燃比がリーンであるかリッチであるかが判定される。したがって、特許文献１によれば、１つの燃焼行程での燃焼中における或る特定のタイミングでの筒内圧の値と別の燃焼行程での燃焼中における同じタイミングでの筒内圧の値とが等しく且つこれら筒内圧の値が上記第１の所定値よりも大きければ、いずれの燃焼行程における空燃比もリーンであると判定される。
【０００６】
ところが、燃焼中における筒内圧の変化を詳細に観察してみると、上記特定のタイミングでの筒内圧の値が等しいとしても、そのタイミング前後における筒内圧の変化の仕方は燃焼行程毎に異なることがある。したがって、特許文献１に開示されている技術に従って空燃比がリーンであると判定されたとしても、実際には、空燃比がリッチであったり理論空燃比であったりする可能性がある。こうした観点から、特許文献１によっても、空燃比が正確に目標空燃比に制御されるとも言えない。
【０００７】
そこで、本発明は、空燃比をより早くより正確に目標空燃比に制御することにある。
【０００８】
【課題を解決するための手段】
上記課題を解決するために、１番目の発明では、内燃機関の燃焼室内のガスの空燃比を目標空燃比に制御する空燃比制御装置において、燃焼室内の圧力を検出する筒内圧検出手段を具備し、該筒内圧検出手段によって検出される燃焼室内の圧力の変化に基づいて燃焼室内にて燃焼した燃料の量が推定され、該推定された燃料の量と燃焼室内に吸入された空気の量とから空燃比が算出され、該算出された空燃比に基づいて空燃比が目標空燃比となるように燃焼室に供給される燃料の量と燃焼室内に吸入される空気の量との少なくとも一方を制御する筒内圧空燃比制御が行われる。
２番目の発明では、１番目の発明において、燃焼室内の圧力の変化に基づいて燃焼室内にて燃焼した燃料の量を算出するための計算式を用いて燃焼室内にて燃焼した燃料の量が推定される。
３番目の発明では、２番目の発明において、上記計算式が次式
【数２】
であり、ここで、Ｑｆｕｅｌは燃焼室内にて燃焼した燃料の量であり、Ｐ１は燃焼室内において燃料の燃焼が完了した後のタイミングである燃焼完了後タイミングにおける筒内圧であり、Ｖ１は上記燃焼完了後タイミングにおける燃焼室の容積であり、κｇは燃料の燃焼後に燃焼室内に残る既燃ガスの比熱比であり、Ｐ０は燃焼室内において燃料の燃焼が始まる前のタイミングである燃焼開始前タイミングにおける筒内圧であり、Ｖ０は上記燃焼開始前タイミングにおける燃焼室の容積であり、κａは燃料の燃焼前に燃焼室内にある未燃ガスの比熱比であり、Ｐは筒内圧であり、Ｑｗは上記燃焼開始前タイミングから燃焼完了後タイミングまでに燃焼室内のガスが受け取る熱量である。
４番目の発明では、１〜３番目の発明のいずれか１つにおいて、上記燃焼室内にて燃焼した燃料の量の推定値と燃料噴射弁から噴射されたと推定される燃料の量とを比較し、該比較結果に基づいて燃料の性状が判定される。
５番目の発明では、１〜４番目の発明のいずれか１つにおいて、内燃機関の温度が予め定められた温度よりも低いときに上記筒内圧空燃比制御が行われる。
６番目の発明では、５番目の発明において、燃焼室から排出される排気ガスの空燃比から燃焼室内の空燃比を推定する空燃比推定手段をさらに具備し、内燃機関の温度が上記予め定められた温度よりも高いときには上記空燃比推定手段によって推定された空燃比に基づいて空燃比を目標空燃比に制御する空燃比制御が行われる。
【０００９】
【発明の実施の形態】
以下、図面を参照して本発明の実施の形態について説明する。図１は、本発明が適用される内燃機関の全体図である。なお、図示した内燃機関は、いわゆるポート噴射タイプの４サイクルガソリンエンジンであるが、本発明は、例えば、直噴タイプ（燃焼室に燃料を直接噴射するタイプ）のガソリンエンジンやディーゼルエンジンといったその他の内燃機関にも適用可能である。
【００１０】
図１において、１は機関本体、２はシリンダブロック、３はシリンダヘッド、４はピストン、５は燃焼室、６は燃料噴射弁、６ａは点火栓、７は吸気弁、８は吸気ポート、９は排気弁、１０は排気ポートを示している。吸気ポート８は吸気枝管１１を介してサージタンク１２に接続されている。サージタンク１２は吸気管１３およびインタークーラ１４を介して過給機（例えば、排気ターボチャージャ）１５のコンプレッサ１６の出口部に連結される。コンプレッサ１６の入口部は吸気管１７を介してエアクリーナ１８に連結される。吸気管１７内には、ステップモータ１９によって駆動されるスロットル弁２０が配置される。また、スロットル弁２０上流の吸気管１７には、燃焼室５に吸入される空気（吸気）の質量流量を検出するための質量流量検出器２１が配置される。
【００１１】
また、シリンダヘッド３には、筒内圧（すなわち、燃焼室５内の圧力）を検出するための筒内圧センサ３４が取り付けられている。さらに、シリンダブロック２には、内燃機関を冷却するための冷却水の温度を検出するための水温センサ３５が取り付けられている。
【００１２】
一方、排気ポート１０は、排気枝管２２を介して排気ターボチャージャ１５の排気タービン２３の入口部に連結される。排気タービン２３の出口部は、排気管２４を介して三元触媒２５を内蔵したケーシング２６に連結される。図２に示したように、三元触媒２５は、そこに流入する排気ガスの空燃比が理論空燃比近傍Ｘにあるときに、排気ガス中の窒素酸化物（ＮＯｘ）と一酸化炭素（ＣＯ）と未燃炭化水素（ＨＣ）とを高い浄化率でもって同時に浄化することができる。ここで、排気ガスの空燃比とは、燃焼室５に吸入された空気（機関排気通路に空気を供給することができるようにしたシステムでは機関排気通路に供給された空気を含む。）の量に対する燃焼室５に供給された燃料（機関排気通路に燃料を供給することができるようにしたシステムでは機関排気通路に供給された燃料を含む。）の比を意味する。
【００１３】
排気枝管２２には、空燃比センサ２７ａが取り付けられている。一方、ケーシング下流の排気管２８にも、空燃比センサ２７ｂが取り付けられている。空燃比センサは、排気ガスの空燃比が理論空燃比よりもリッチであると略１．０Ｖの電圧を出力する。そして、空燃比センサの出力は、排気ガスの空燃比が理論空燃比よりもリッチからリーンに変化するところ（すなわち、理論空燃比近傍）で、一気に低下し、排気ガスの空燃比が理論空燃比よりもリーンであると略０Ｖとなる。
【００１４】
ケーシング２６の出口部に連結された排気管２８とスロットル弁２０下流の吸気管１７とは、排気ガス再循環（以下、「ＥＧＲ」と称す）通路２９を介して互いに連結される。ＥＧＲ通路２９内には、ステップモータ３０によって駆動されるＥＧＲ制御弁３１が配置される。また、ＥＧＲ通路２９内には、そこを流れるＥＧＲガスを冷却するためのインタークーラ３２が配置される。インタークーラ３２には、機関冷却水が導かれ、この機関冷却水によってＥＧＲガスが冷却される。一方、燃料噴射弁６は燃料供給管３３を介して燃料ポンプ３５に接続されている。
【００１５】
電子制御ユニット４０はデジタルコンピュータからなり、双方向性バス４１により互いに接続されたＲＯＭ（リードオンリメモリ）４２、ＲＡＭ（ランダムアクセスメモリ）４３、ＣＰＵ（マイクロプロセッサ）４４、入力ポート４５、および、出力ポート４６を具備する。質量流量検出器２１、空燃比センサ２７ａ、２７ｂ、筒内圧センサ３４、および、水温センサ３５の出力信号は、それぞれ、対応するＡＤ変換器４７を介して入力ポート４５に入力される。
【００１６】
アクセルペダル５０には、その踏込量に比例した出力電圧を発生するトルクセンサ５１が接続される。トルクセンサ５１の出力電圧は対応するＡＤ変換器４７を介して入力ポート４５に入力される。また、入力ポート４５にはクランクシャフトが、例えば、３０°回転する毎に出力パルスを発生するクランク角センサ５２が接続される。一方、出力ポート４６は対応する駆動回路４８を介して燃料噴射弁６、点火栓６ａ、スロットル弁制御用ステップモータ１９、および、ＥＧＲ制御弁制御用ステップモータ３０に接続され、これらの作動は電子制御ユニット４０によって制御される。
【００１７】
次に、本実施形態における吸気量（すなわち、燃焼室５内に吸入されるべき空気の量）の制御方法について説明する。
本実施形態では、機関運転状態に応じて要求される吸気量を実験等によって予め求め、これを目標吸気量ＴＧａとして機関回転数Ｎと要求トルク（これは、内燃機関に要求されるトルクであって、アクセルペダル踏込量に比例する値である）Ｔとの関数でもって図４（Ａ）に示したようなマップの形でＲＯＭ４２に予め記憶させておく。そして、機関運転中、このマップから機関回転数Ｎと要求トルクＴとに基づいて目標吸気量ＴＧａが決定される。
【００１８】
さらに、本実施形態では、実際の吸気量を目標吸気量とすることができるステップ数（これは、スロットル弁２０を駆動するためのステップモータ１９に対する指令値であって、スロットル弁２０の開度に相当する）を実験等によって予め求め、これを基本ステップ数Ｓｂａｓｅとして目標吸気量ＴＧａの関数でもって図４（Ｂ）に示したようなマップの形でＲＯＭ４２に予め記憶させておく。図４（Ｂ）のマップによれば、目標吸気量ＴＧａが大きくなるほど、基本ステップ数Ｓｂａｓｅも大きくなる。そして、機関運転中、このマップから目標吸気量ＴＧａに基づいて基本ステップ数Ｓｂａｓｅが決定される。
【００１９】
そして、最終的には、次式（１）に従って、スロットル弁２０駆動用のステップモータ１９に対する指令値であるステップ数Ｓが算出される。
Ｓ＝Ｓｂａｓｅ・ＦＳｎ …（１）
【００２０】
ここで、ＦＳｎは、今回のルーチンにおいて実吸気量が目標吸気量となるように基本ステップ数Ｓｂａｓｅを補正するための今回のルーチンにおける補正係数（以下、「基本ステップ数補正係数」と称す）であって、次式（２）に従って算出される。
ＦＳｎ＝ＦＳｎ−１＋Ｋ１ …（２）
【００２１】
ここで、ＦＳｎ−１は、前回のルーチンにおける基本ステップ数補正係数であり、Ｋ１は以下のようにして算出される。
すなわち、本実施形態では、前回のルーチンにおける目標吸気量に対する前回のルーチンにおける実際の吸気量（これは、質量流量検出器２１によって検出される空気の質量流量から推定される値であって、以下、「実吸気量」と称す）のずれ量（以下、「吸気量ずれ量」と称す）の関数でもって、係数Ｋ１を図４（Ｃ）に示したようなマップの形でＲＯＭ４２に予め記憶させておく。そして、機関運転中、このマップから吸気量ずれ量ΔＧａに基づいて係数Ｋ１が算出される。図４（Ｃ）のマップによれば、吸気量ずれ量ΔＧａが正の方向へ大きいほど（すなわち、実吸気量が目標吸気量よりも多いほど）、係数Ｋ１は零よりも小さい値となる。一方、吸気量ずれ量ΔＧａが負の方向へ大きいほど（すなわち、実吸気量が目標吸気量よりも少ないほど）、係数Ｋ１は零よりも大きい値となる。
【００２２】
これによれば、実吸気量が目標吸気量よりも多いほど、係数Ｋ１は零よりも小さい値（負の値）となり、したがって、上式（２）に従って算出される今回のルーチンにおける基本ステップ数補正係数ＦＳｎは、その分だけ小さくなる。そして、その結果、上式（１）に従って算出される最終的なステップ数Ｓも小さくなる。したがって、この場合、スロットル開度（すなわち、スロットル弁２０の開度）が小さくなり、実吸気量が目標吸気量に近づくことになる。一方、実吸気量が目標吸気量よりも小さいほど、係数Ｋ１は大きい値（正の値）となり、したがって、上式（２）に従って算出される今回のルーチンにおける基本ステップ数補正係数ＦＳｎは、その分だけ大きくなる。そして、その結果、上式（１）に従って算出される最終的なステップ数Ｓも大きくなる。したがって、この場合、スロットル開度が大きくなり、実吸気量が目標吸気量に近づくことになる。
【００２３】
なお、上述した吸気量の制御方法では、図４（Ａ）のマップと図４（Ｂ）のマップの２つのマップを用いて、最終的に、基本ステップ数Ｓｂａｓｅを決定しているが、例えば、機関回転数Ｎと要求トルクＴとの関数でもって基本ステップ数Ｓｂａｓｅをマップの形で予め記憶しておき、このマップから機関回転数Ｎと要求トルクＴとに基づいて基本ステップ数Ｓｂａｓｅを決定するようにしてもよい。この意味では、上述した吸気量の制御方法は単なる一例であって、別の方法によって吸気量が制御されてもよい。
【００２４】
図５は、本実施形態に従ったスロットル弁の制御（すなわち、吸気量の制御）を実行するためのフローチャートを示している。
図５のルーチンでは、始めに、ステップ１０において、機関回転数Ｎと要求トルクＴとに基づいて図４（Ａ）のマップから、今回のルーチンにおける目標吸気量ＴＧａが決定される。次いで、ステップ１１において、ステップ１０にて決定された目標吸気量ＴＧａに基づいて図４（Ｂ）のマップから、今回のルーチンにおける基本ステップ数Ｓｂａｓｅが読み込まれる。次いで、ステップ１２において、吸気量ずれ量ΔＧａに基づいて係数Ｋ１が読み込まれる。
【００２５】
次いで、ステップ１３において、上式（２）に従って、今回のルーチンにおける基本ステップ数補正係数ＦＳが算出される。次いで、ステップ１４において、上式（１）に従って、今回のルーチンにおけるステップ数Ｓが算出される。そして、最後に、ステップ１５において、ステップ１４にて算出されたステップ数Ｓに、スロットル弁制御用のステップモータ１９のステップ数が制御される。
【００２６】
次に、本実施形態における燃料噴射量（すなわち、燃料噴射弁６から噴射される燃料の量）の制御方法について説明する。
本実施形態では、空燃比（すなわち、燃焼室５において燃料が燃焼する前の燃料量に対する吸気量の比）が理論空燃比となるように、吸気量（これは、実吸気量であってもよいし、実吸気量が正確に目標吸気量に制御されていることを前提とすれば、目標吸気量であってもよい）に基づいて目標燃料噴射量が決定される。
【００２７】
そして、本実施形態では、実際の燃料噴射量を目標燃料噴射量とすることができる燃料噴射弁６の開弁時間（詳細には、本実施形態の燃料噴射弁６は、電力を供給すると開弁して燃料を噴射するタイプの燃料噴射弁であるので、燃料噴射弁６の開弁時間は通電時間を制御することによって制御される）を実験等によって予め求め、これを基本開弁時間ΤＡＵｂａｓｅとして目標燃料噴射量ＴＱの関数でもって図６（Ａ）に示したようなマップの形でＲＯＭ４２に予め記憶させておく。図６（Ａ）のマップによれば、目標燃料噴射量ＴＱが多くなるほど、基本開弁時間ΤＡＵｂａｓｅも大きくなる。そして、機関運転中、このマップから目標燃料噴射量ＴＱに基づいて基本開弁時間ΤＡＵｂａｓｅが決定される。
【００２８】
そして、最終的には、次式（３）に従って、燃料噴射弁６の開弁時間ΤＡＵが算出される。
ΤＡＵ＝ΤＡＵｂａｓｅ・ＦＡＦｎ …（３）
【００２９】
ここで、ＦＡＦｎは、実際の燃料噴射量が目標燃料噴射量となるように基本開弁時間ΤＡＵｂａｓｅを補正するための補正係数（以下、「基本開弁時間補正係数」と称す）であって、次式（４）に従って算出される。
ＦＡＦｎ＝ＦＡＦｎ−１＋Ｋ２ …（４）
【００３０】
ここで、ＦＡＦｎ−１は、前回のルーチンにおける基本開弁時間補正係数であり、Ｋ２は以下のようにして算出される。
すなわち、本実施形態では、理論空燃比に対する前回のルーチンにおける実際の空燃比（以下、「実空燃比」と称し、この実空燃比の算出方法については後述する）のずれ量（以下、「空燃比ずれ量」と称す）の関数でもって、係数Ｋ２を図６（Ｂ）に示したようなマップの形でＲＯＭ４２に予め記憶させておく。そして、機関運転中、このマップから空燃比ずれ量ΔＡ／Ｆに基づいて係数Ｋ２が算出される。図６（Ｂ）のマップによれば、空燃比ずれ量ΔＡ／Ｆが正の方向へ大きいほど（すなわち、実空燃比が目標空燃比よりも大きいほど）、係数Ｋ２は零よりも小さい値となる。一方、空燃比ずれ量ΔＡ／Ｆが負の方向へ大きいほど（すなわち、実空燃比が目標空燃比よりも小さくほど）、係数Ｋ２は零よりも大きい値となる。
【００３１】
これによれば、実空燃比が目標空燃比よりも大きいほど、係数Ｋ２は零よりも小さい値（負の値）となり、したがって、上式（４）に従って算出される今回のルーチンにおける基本開弁時間補正係数ＦＡＦｎは、その分だけ小さくなる。そして、その結果、上式（３）に従って算出される最終的な開弁時間ΤＡＵも小さくなる。したがって、この場合、燃料噴射量が少なくなり、実空燃比が目標空燃比に近づくことになる。一方、実空燃比が目標空燃比よりも小さいほど、係数Ｋ２は零よりも大きい値（正の値）となり、したがって、上式（４）に従って算出される今回のルーチンにおける基本開弁時間補正係数ＦＡＦｎは、その分だけ大きくなる。そして、その結果、上式（３）に従って算出される最終的な開弁時間ΤＡＵも大きくなる。したがって、この場合、燃料噴射量が多くなり、実空燃比が目標空燃比に近づくことになる。
【００３２】
次に、図７を参照しつつ本実施形態における実空燃比の算出方法について説明する。図７において、横軸はクランク角度ＣＡであり、縦軸は筒内圧Ｐである。また、図７において、ＴＤＣは圧縮上死点であり、ＢＤＣはそれぞれ吸気下死点、膨張下死点である。
図７に示した例では、圧縮行程において燃焼室５内の混合気がピストン４によって圧縮されると、筒内圧Ｐは徐々に上昇する。そして、クランク角度ＣＡが所定のタイミングＣＡｉとなったところで、点火栓６ａによって混合気が点火せしめられる。これによれば、筒内圧Ｐは一気に上昇し、クランク角度ＣＡが或るタイミングＣＡｍａｘになったところで、筒内圧Ｐはピークに達する。クランク角度ＣＡが上記タイミングＣＡｍａｘを過ぎると、筒内圧Ｐは徐々に下降する。
【００３３】
ところで、筒内圧は燃焼室５内において燃焼した燃料の量（以下、「燃料燃焼量」と称す）に関係する。したがって、筒内圧と燃料燃焼量との間の関係式を導き出せれば、この関係式から筒内圧に基づいて燃料燃焼量を算出することができる。従来、この関係式を導き出す努力が払われてきた。しかしながら、筒内圧は燃料燃焼量以外の要因にも関係していることから、筒内圧に基づいて燃料燃焼量を算出するための関係式を導き出すことは非常に困難であると考えられてきた。
【００３４】
ところが、本願発明者は、刻々と変化する筒内圧とそれに対応する筒内容積（すなわち、燃焼室５内の容積）との積を利用し、エネルギ保存則を考慮すれば、次式（５）のような比較的単純な関係式でもって、筒内圧と燃料燃焼量との関係を表現することができることを見いだした。
【数３】
ここで、Ｑｆｕｅｌは燃料燃焼量であり、Ｐ１は燃焼室内において燃料の燃焼が完了した後のタイミングである燃焼完了後タイミング（図７では、クランク角度ＣＡｆ）における筒内圧であり、Ｖ１は上記燃焼完了後タイミングにおける筒内容積であり、κｇは燃料の燃焼後に燃焼室内に残る既燃ガスの比熱比（＝Ｃｐ／Ｃｖ、Ｃｐ：定圧比熱、Ｃｖ：定量比熱）であり、Ｐ０は燃焼室内において燃料の燃焼が始まる前のタイミングである燃焼開始前タイミング（図７では、クランク角度ＣＡｂ）における筒内圧であり、Ｖ０は上記燃焼開始前タイミングにおける筒内容積であり、κａは燃料の燃焼前に燃焼室内にある未燃ガスの比熱比（＝Ｃｐ／Ｃｖ、Ｃｐ：定圧比熱、Ｃｖ：定量比熱）であり、Ｐは筒内圧であり、Ｑｗは上記燃焼開始前タイミングから燃焼完了後タイミングまでに燃焼室内のガスが受け取る熱量である（通常、燃焼室からは熱が放出されるので、ほとんどの場合、この熱量は負の値である）。
【００３５】
上式（５）を変形すると、次式（６）が得られる。
【数４】
【００３６】
この式（６）を用いれば、筒内圧に基づいて、燃料燃焼量を算出可能である。そして、燃料燃焼量が分かれば、実吸気量との関係から、実空燃比を算出可能である。上述した燃料噴射量制御においては、斯くして算出される実空燃比が用いられるのである。すなわち、上述した実施形態では、筒内圧を利用して燃料噴射量が制御される。なお、本実施形態では、筒内圧は筒内圧センサによって検出され、筒内容積はクランク角度に基づいたピストンの位置から知ることができる。
【００３７】
ところで、上述した燃料噴射量制御を全ての機関運転領域において利用してもよいが、以下のように、特定の機関運転領域においてのみ利用するようにしてもよい。
【００３８】
すなわち、空燃比センサ２７ａ、２７の出力を利用しても、空燃比が理論空燃比となるように燃料噴射量を制御することもできる。しかしながら、空燃比センサは、その温度が活性温度（すなわち、空燃比センサが排気ガスの空燃比を正確に検出するようになる温度）に達している場合にのみ、空燃比を正確に検出する。したがって、内燃機関の温度が低いために空燃比センサの温度が活性温度に達していないと、空燃比センサの出力を利用して燃料噴射量を制御したとしても、空燃比は必ずしも理論空燃比に制御されるとは限らない。
【００３９】
そこで、空燃比センサの温度が活性温度に達していないとき（特に、内燃機関が始動された直後は、空燃比センサの温度が活性温度に達していないことが多いので、内燃機関が始動されてから所定時間が経過するまでの間）は、上述した筒内圧を利用した燃料噴射量の制御を行うようにし、空燃比センサの温度が活性温度に達しているとき（特に、内燃機関が始動されてから所定時間が経過した後）は、空燃比センサの出力を利用した燃料噴射量の制御を行うようにしてもよい。
【００４０】
これによれば、空燃比センサの出力を利用して燃料噴射量（すなわち、空燃比）を制御するようにしている場合において、空燃比センサの温度が活性温度に達しておらず、空燃比センサの出力を利用して燃料噴射量を制御できないときにも、筒内圧を利用して燃料噴射量を制御することができる。したがって、全ての機関運転領域において、空燃比を正確に目標空燃比に制御することができる。
【００４１】
なお、内燃機関の温度は水温センサ３５の出力を利用して推定可能であり、さらに、水温センサ３５の出力を利用すれば、空燃比センサ２７ａ、２７ｂの温度をも推定可能である。
【００４２】
ところで、燃料の性状が軽質である場合と重質である場合とでは、燃焼室内における燃料の燃焼特性が異なる。詳細には、燃料の性状が重質である場合には、燃料の性状が軽質である場合に比べて、燃料は燃焼しづらい。したがって、燃料の性状が重質であるにも係わらず、燃料の性状が軽質であることを前提にした制御が行われていると、燃焼室内における燃料の燃焼特性が最適なものであるとは言えず、排気エミッションやドライバビリティの悪化につながる。
【００４３】
一方、上式（６）を用いて算出される燃料燃焼量を利用して、燃料の性状（すなわち、軽質の燃料であるか重質の燃料であるか）を判定することができる。
【００４４】
そこで、本実施形態では、以下のようにして、上式（６）を用いて算出される燃料燃焼量を利用して、燃料の性状が軽質であるのか重質であるのかを判定する。そして、燃料の性状が軽質である場合と重質である場合とで、特定の制御（以下で説明する例では、燃料噴射弁６から燃料を噴射するタイミング）を変えるようにする。
【００４５】
すなわち、上述した実施形態の燃料噴射量制御によれば、燃料噴射弁６から実際に噴射された燃料噴射量は目標燃料噴射量になっているはずである。したがって、燃焼室５内に供給された燃料の量はこの目標燃料噴射量である。一方、上式（６）からは、燃焼室５内にて実際に燃焼した燃料の量が算出可能である。ここで、燃焼室５内に供給された燃料全てが燃焼したとすれば、上式（６）から算出される燃料燃焼量は、目標燃料噴射量と等しくなるはずである。ところが、燃料が重質の燃料であることから燃焼室５内にて燃料全てが燃焼していない場合には、上式（６）から算出される燃料燃焼量は、目標燃料噴射量よりも少なくなる。したがって、例えば、目標燃料噴射量に対する燃料燃焼量の比をとり、この比が小さいときには、燃料が重質の燃料であると判定できるのである。
【００４６】
そこで、上述した実施形態では、目標燃料噴射量に対する燃料燃焼量（上式（６）から算出される燃料燃焼量）の比をとり、この比が予め定められた値よりも大きいときには、燃料は軽質の燃料であると判定し、以下で説明する吸気非同期噴射モードでもって燃料噴射弁６から燃料を噴射させる。一方、上記比が上記予め定められた値よりも小さいときには、燃料は重質の燃料であると判定し、以下で説明する吸気同期噴射モードでもって燃料噴射弁６から燃料を噴射させる。
【００４７】
後述するように吸気同期噴射モードでもって燃料噴射弁６から燃料を噴射させれば、燃料が重質の燃料であったとしても、この燃料は燃焼室５内にて良好に燃焼する。
【００４８】
次に、図８を参照して、吸気非同期噴射モードおよび吸気同期噴射モードについて説明する。図８において、ＣＡはクランク角度を示し、ＴＤＣは排気上死点を示し、ＥＸは排気弁の開弁期間を示し、ＩＮは吸気弁の開弁期間を示す。また、ＶＯＬは排気弁の開弁期間ＥＸと吸気弁の開弁期間ＩＮとが重なるバルブオーバラップ期間を示す。また、Ｑａｓ、Ｑｓは燃料噴射弁の開弁期間を示す。
【００４９】
図８（Ａ）は、吸気非同期噴射モードでもって燃料噴射が行われた場合を示しており、この場合、燃料噴射弁６の開弁期間Ｑａｓは吸気弁７の開弁期間ＩＮが始まる前に完了している。すなわち、吸気弁７の開弁期間ＩＮの開始前に燃料噴射が完了するタイミングでもって燃料噴射が行われる燃料噴射モードが、吸気非同期噴射モードである。このように吸気弁７が開弁される前に燃料噴射が完了する場合、吸気ポート８内の空気が滞留していることから、吸気ポート８の内壁面に燃料が付着しやすくなる。ところが、燃料が軽質の燃料である場合には、吸気ポート８の内壁面に燃料が付着したとしても、この燃料は吸気ポート８内の空気中に拡散しやすい。結果的に、吸気弁７が開弁すれば、噴射された燃料全てが燃焼室５内に吸入されることになる。しかも、吸気弁７が開弁される前に燃料が吸気ポート８内の空気中に十分拡散するので、吸気弁７が開弁したときに燃焼室５内に吸入される燃料は空気中に十分に拡散している。この場合、燃料の燃焼特性が良くなる。
【００５０】
一方、図８（Ｂ）は、吸気同期噴射モードでもって燃料噴射が行われた場合を示しており、この場合、燃料噴射弁６の開弁期間Ｑｓは吸気弁７の開弁期間ＩＮが始まった後に完了している。すなわち、吸気弁７の開弁期間ＩＮの開始後に燃料噴射が完了するタイミングでもって燃料噴射が行われる燃料噴射モードが、吸気同期モードである。このように吸気弁７が開弁された後に燃料噴射が完了する場合、燃料噴射中に吸気ポート８内の空気が燃焼室５内に吸入されている期間があることから、吸気ポート８の内壁面に燃料が付着しづらくなる。一般的に、重質の燃料は吸気ポート８の内壁面にいったん付着してしまうと吸気ポート８内の空気中に拡散しづらくなってしまう。しかしながら、吸気同期噴射モードによれば、吸気ポート８の内壁面に燃料が付着しづらいので、噴射された燃料全てが燃焼室５内に吸入されることになる。しかも、これによれば、燃焼室５内に吸入途中にある空気中に燃料が噴射されるので、空気中に燃料が拡散しやすい。したがって、燃料の燃焼特性が良くなる。
【００５１】
次に、空燃比センサの出力を利用した燃料噴射量（空燃比）の制御方法について説明する。なお、以下の説明において、機関空燃比とは、燃焼室に供給された燃料の量に対する同様に燃焼室に供給された空気の量の比を意味し、排気空燃比とは、排気ガスの空燃比を意味する。
【００５２】
上流側空燃比センサ２７ａにおいて排気空燃比が理論空燃比よりもリーンであることが検出されたときには、機関空燃比が理論空燃比よりもリーンであるので、燃料噴射量を徐々に増量し、機関空燃比が理論空燃比に近づくようにする。一方、上流側空燃比センサ２７ａにおいて排気空燃比が理論空燃比よりもリッチであることが検出されたときには、機関空燃比が理論空燃比よりもリッチであるので、燃料噴射量を徐々に減量し、機関空燃比が理論空燃比に近づくようにする。
【００５３】
さらに、機関空燃比を全体として理論空燃比に維持するためには、機関空燃比が理論空燃比からずれたことが検出されたときに、そのずれている機関空燃比をできるだけ迅速に理論空燃比に近づけることが好ましい。そこで、上流側空燃比センサ２７ａにおいて機関空燃比が理論空燃比よりもリーンからリッチに変わったことが検出されたときに、燃料噴射量をスキップ的に比較的大きく減量し、機関空燃比が理論空燃比よりもリッチからリーンに変わったことが検出されたときには、燃料噴射量をスキップ的に比較的大きく増量する。
【００５４】
さらに迅速に機関空燃比を理論空燃比に近づけるためには、上述したように、機関空燃比が理論空燃比よりもリッチとリーンとの間で切り換わったときに、ステップ的に減量する量、あるいは、ステップ的に増量する量を、機関空燃比が理論空燃比よりもリッチとリーンとの間で切り換わったときにおける理論空燃比からの機関空燃比のずれが大きいほど大きくすべきである。そこで、ステップ的に減量する量およびステップ的に増量する量を下流側空燃比センサ２７ｂの出力値に基づいて以下のようにして補正する。
【００５５】
すなわち、下流側空燃比センサ２７ｂにおいて理論空燃比よりもリーンが出力されている期間（以下、「リーン出力期間」と称す）が長いほど、上流側空燃比センサ２７ａにおいて機関空燃比が理論空燃比よりもリッチからリーンに変わったことが検出されたときにスキップ的に増量する燃料噴射量を大きくする。なぜならば、リーン出力期間が長いほど、機関空燃比は理論空燃比から大きくリーン側にずれているからである。すなわち、三元触媒２５から流出する排気ガスの空燃比は三元触媒２５の酸素吸放出能力により理論的には理論空燃比となるはずである。それでもなお、リーン出力期間が長く出力される場合とは、三元触媒２５が吸収することができないほどの酸素が三元触媒２５に供給されている場合（すなわち、機関空燃比が理論空燃比よりもリーン側に大きくずれている場合）である。
【００５６】
一方、下流側空燃比センサ２７ｂにおいてリッチが出力されている期間（以下、「リッチ出力期間」と称す）が長いほど、上流側空燃比センサ２７ａにおいて機関空燃比が理論空燃比よりもリーンからリッチに変わったことが検出されたときに減量すべき燃料噴射量を大きくする。なぜならば、リッチ出力期間が長いほど、機関空燃比は理論空燃比から大きくリッチ側にずれているからである。すなわち、三元触媒２５から流出する排気ガスの空燃比は三元触媒２５の酸素吸放出能力により理論的には理論空燃比となるはずである。それでもなお、リッチ出力期間が長く出力される場合とは、三元触媒２５に吸収されている酸素が全て放出されるほど三元触媒２５に供給される酸素が少ない場合（すなわち、機関空燃比が理論空燃比よりもリッチ側に大きくずれている場合）である。
【００５７】
このように機関空燃比を制御することによって、機関空燃比を全体として理論空燃比に維持することができる。
【００５８】
次に、上述した実施形態に従った燃料噴射量（空燃比）の制御の一例を、図９〜図１２に示したフローチャートを参照して説明する。
図９のルーチンでは、始めに、ステップ２０において、フィードバック実行フラグＦｆｂがセットされている（Ｆｆｂ＝１）か否かが判別される。ここで、フィードバック実行フラグＦｆｂは、上述した空燃比センサ２７ａ、２７ｂの出力を利用した燃料噴射量（空燃比）の制御が実行されているとき（例えば、空燃比センサの温度が活性温度に達しているとき、あるいは、その他の所定の条件が成立しているとき、あるいは、これら両方が成立しているとき）にセットされ、空燃比センサの出力を利用した燃料噴射量（空燃比）の制御が実行されていないときにリセットされているフラグである。
【００５９】
ステップ２０において、Ｆｆｂ＝１であると判別されたときには、ルーチンはステップ２１に進んで、今回のルーチンにおける基本開弁時間補正係数ＦＡＦｎを算出するためのＦＡＦ算出制御Ｉが実行される。このＦＡＦ算出制御Ｉは、図１０に示したフローチャートに従って実行される。このフローチャートについては後述する。
【００６０】
次いで、ステップ２２において、ステップ２１にて算出された今回のルーチンにおける基本開弁時間補正係数ＦＡＦｎが読み込まれる。次いで、ステップ２３において、例えば、図６（Ａ）のマップから目標燃料噴射量ＴＱに基づいて基本開弁時間ΤＡＵｂａｓｅが算出される。次いで、ステップ２４において、上式（３）に従って、開弁時間ΤＡＵが算出される。次いで、ステップ２５において、非同期噴射モードでもって燃料噴射弁６から燃料が噴射される。
【００６１】
一方、ステップ２０において、Ｆｆｂ＝０である（すなわち、フィードバック実行フラグがリセットされており、したがって、空燃比センサの出力を利用した燃料噴射量（空燃比）の制御が実行されていない）と判別されたときには、ルーチンはステップ２６に進んで、今回のルーチンにおける基本開弁時間補正係数ＦＡＦｎを算出するためのＦＡＦ算出制御ＩＩが実行される。このＦＡＦ算出制御ＩＩは、図１２に示したフローチャートに従って実行される。このフローチャートについては後述する。
【００６２】
次いで、ステップ２７において、ステップ２６にて算出された今回のルーチンにおける基本開弁時間補正係数ＦＡＦｎが読み込まれる。次いで、ステップ２８において、例えば、図６（Ａ）のマップから目標燃料噴射量ＴＱに基づいて基本開弁時間ΤＡＵｂａｓｅが算出される。次いで、ステップ２９において、上式（３）に従って、開弁時間ΤＡＵが算出される。
【００６３】
次いで、ステップ３０では、燃料燃焼率（すなわち、燃料噴射弁６から噴射された燃料の量に対する燃焼室５内で実際に燃焼した燃料の量の割合）Ｒが予め定められた値Ｒｔｈよりも大きい（Ｒ＞Ｒｔｈ）か否かが判別される。ここで、Ｒ＞Ｒｔｈであると判別されたとき（すなわち、燃料が軽質の燃料であるとき）には、ルーチンはステップ３１に進んで、非同期噴射モードでもって燃料噴射弁６から燃料が噴射される。一方、ステップ３０において、Ｒ≦Ｒｔｈであると判別されたとき（すなわち、燃料が重質の燃料であるとき）には、ルーチンはステップ３２に進んで、同期噴射モードでもって燃料噴射弁６から燃料が噴射される。
【００６４】
次に、図９のステップ２１にて実行される図１０に示したＦＡＦ算出制御Ｉについて説明する。図１０のルーチンでは、始めに、ステップ４０において、フィードバック実行フラグＦｆｂがセットされている（Ｆｆｂ＝１）か否かが判別される。このフィードバック実行フラグＦｆｂは、図９に関連して説明したフィードバック実行フラグＦｆｂと同じである。ステップ４０において、Ｆｆｂ＝０であると判別されたとき（すなわち、空燃比センサの出力を利用した燃料噴射量（空燃比）の制御が実行されていないとき）には、ルーチンは終了する。一方、ステップ４０において、Ｆｆｂ＝１であると判別されたときには、ルーチンはステップ４１に進んで、上流側空燃比センサ２７ａの出力電圧ＶＯＭが理論空燃比に相当する基準出力値Ｖｒ（図３に示した例では、０．５Ｖ）以下である（ＶＯＭ≦Ｖｒ）か否かが判別される。すなわち、三元触媒２５に流入する排気ガスの空燃比（以下、「流入排気空燃比」と称す）が理論空燃比よりもリーンであるか否かが判別される。
【００６５】
ステップ４１において、ＶＯＭ≦Ｖｒであると判別されたときには、ルーチンはステップ４２に進んで、流入排気空燃比が理論空燃比よりもリッチからリーンに反転したところか否かが判別される。ここで、流入排気空燃比が理論空燃比よりもリッチからリーンに反転したところであると判別されたときには、ルーチンはステップ４３に進んで、今回のルーチンにおける基本開弁時間補正係数ＦＡＦｎが次式（７）に従って算出される。
ＦＡＦｎ＝ＦＡＦｎ−１＋ＲＳＲ …（７）
すなわち、ステップ４３では、前回のルーチンにおける補正係数ＦＡＦｎ−１がスキップ増大量ＲＳＲ（これは、図１１に示したフローチャートに従って算出される値である）だけ比較的大きくスキップ的に増大せしめられた値が今回のルーチンにおける補正係数ＦＡＦｎとされる。
【００６６】
一方、ステップ４２において、流入排気空燃比が理論空燃比よりもリッチからリーンに反転したところではない（すなわち、流入排気空燃比が既にリーンであった）と判別されたときには、ルーチンはステップ４５に進んで、今回のルーチンにおける基本開弁時間補正係数ＦＡＦｎが次式（８）に従って算出される。
ＦＡＦｎ＝ＦＡＦｎ−１＋ＫＩＲ …（８）
すなわち、ステップ４５では、前回のルーチンにおける補正係数ＦＡＦｎ−１が定数ＫＩＲだけ比較的小さく増大せしめられた値が今回のルーチンにおける補正係数ＦＡＦｎとされる。これによれば、流入排気空燃比が理論空燃比よりもリッチからリーンとなった直後に、スキップ的に流入排気空燃比のリーン度合が小さくなるように補正係数ＦＡＦが増大せしめられ、その後は、流入排気空燃比のリーン度合が小さくなるように補正係数ＦＡＦが増大せしめられる。
【００６７】
一方、ステップ４１において、ＶＯＭ＞Ｖｒであると判別されたときには、ルーチンはステップ４６に進んで、流入排気空燃比が理論空燃比よりもリーンからリッチに反転したところか否かが判別される。ここで、流入排気空燃比が理論空燃比よりもリーンからリッチに反転したところであると判別されたときには、ルーチンはステップ４７に進んで、今回のルーチンにおける基本開弁時間補正係数ＦＡＦｎが次式（９）に従って算出される。
ＦＡＦｎ＝ＦＡＦｎ−１−ＲＳＬ …（９）
すなわち、ステップ４７では、前回のルーチンにおける補正係数ＦＡＦｎ−１がスキップ減少量ＲＳＬ（これは、図１１に示したフローチャートに従って算出される値である）だけ比較的大きくスキップ的に減少せしめられた値が今回のルーチンにおける補正係数ＦＡＦｎとされる。
【００６８】
一方、ステップ４６において、流入排気空燃比が理論空燃比よりもリーンからリッチに反転したところではない（すなわち、流入排気空燃比が既にリッチであった）と判別されたときには、ルーチンはステップ４８に進んで、今回のルーチンにおける基本開弁時間補正係数ＦＡＦｎが次式（１０）に従って算出される。
ＦＡＦｎ＝ＦＡＦｎ−１−ＫＩＬ …（１０）
すなわち、ステップ４８では、前回のルーチンにおける補正係数ＦＡＦｎ−１が定数ＫＩＬだけ比較的小さく減少せしめられた値が今回のルーチンにおける補正係数ＦＡＦｎとされる。これによれば、流入排気空燃比が理論空燃比よりもリーンからリッチとなった直後に、スキップ的に流入排気空燃比のリッチ度合が小さくなるように補正係数ＦＡＦが減少せしめられ、その後は、流入排気空燃比のリッチ度合が小さくなるように補正係数ＦＡＦが減少せしめられる。
【００６９】
なお、ステップ４４では、補正係数ＦＡＦがその許容最小値と許容最大値との間となるように補正係数ＦＡＦがガード処理される。
【００７０】
次に、図１０のステップ４３，４７にて使用されるスキップ増大量ＲＳＲとスキップ減少量ＲＳＬとを算出する図１１に示したＲＳＲ・ＲＳＬ算出制御について説明する。図１０のルーチンでは、始めに、ステップ５０において、フィードバック実行フラグＦｆｂがセットされている（Ｆｆｂ＝１）か否かが判別される。このフィードバック実行フラグＦｆｂは、図９に関連して説明したフィードバック実行フラグＦｆｂと同じである。ステップ５０において、Ｆｆｂ＝０であると判別されたとき（すなわち、空燃比センサの出力を利用した燃料噴射量（空燃比）の制御が実行されていないとき）には、ルーチンは終了する。一方、ステップ５０において、Ｆｆｂ＝１であると判別されたときには、ルーチンはステップ５１に進んで、下流側空燃比センサ２７ｂの出力電圧ＶＯＳが理論空燃比に相当する基準出力値Ｖｒ（図３に示した例では、０．５Ｖ）以下である（ＶＯＳ≦Ｖｒ）か否かが判別される。すなわち、三元触媒２５から流出する排気ガスの空燃比（以下、「流出排気空燃比」と称す）が理論空燃比よりもリーンであるか否かが判別される。
【００７１】
ステップ５１において、ＶＯＳ≦Ｖｒであると判別されたときには、ルーチンはステップ５２に進んで、今回のルーチンにおけるステップ増大量ＲＳＲが次式（１１）に従って算出される。
ＲＳＲｎ＝ＲＳＲｎ−１＋ΔＲＳ …（１１）
すなわち、ステップ５２では、前回のルーチンにおけるスキップ増大量ＲＳＲｎ−１が所定量ΔＲＳだけ増大せしめられた値が今回のルーチンにおけるスキップ増大量ＲＳＲｎとされる。
【００７２】
一方、ステップ５１において、ＶＯＳ＞Ｖｒであると判別されたときには、ルーチンはステップ５５に進んで、今回のルーチンにおけるスキップ増大量ＲＳＲが次式（１２）に従って算出される。
ＲＳＲｎ＝ＲＳＲｎ−１−ΔＲＳ …（１２）
すなわち、ステップ５５では、前回のルーチンにおけるスキップ増大量ＲＳＲｎ−１が所定量ΔＲＳだけ減少せしめられた値が今回のルーチンにおけるスキップ増大量ＲＳＲｎとされる。
【００７３】
そして、ステップ５３では、スキップ増大量ＲＳＲがその許容最小値と許容最大値との間になるように、スキップ増大量ＲＳＲがガードされる。次いで、ステップ５４において、スキップ減少量ＲＳＬが次式（１３）に従って算出される。
ＲＳＬ＝０．１−ＲＳＲ …（１３）
【００７４】
図９のステップ２６にて実行される図１２に示したＦＡＦ算出制御ＩＩについて説明する。図１２のルーチンでは、始めに、ステップ６０において、例えば、図６（Ｂ）のマップから空燃比ずれ量ΔＡ／Ｆに基づいて係数Ｋ２が算出される。次いで、ステップ６１において、今回のルーチンにおける基本開弁時間補正係数ＦＡＦｎが次式（１４）に従って算出される。
ＦＡＦｎ＝ＦＡＦｎ−１＋Ｋ２ …（１４）
すなわち、ステップ６１では、前回のルーチンにおける補正係数ＦＡＦｎ−１が係数Ｋ２だけ増大せしめられた値が今回のルーチンにおける補正係数ＦＡＦｎとされる。
【００７５】
なお、上述した実施形態では、燃料噴射弁６の開弁時間（すなわち、燃料噴射量）が補正されているが、その代わりに、あるいは、それに加えて、吸気量（すなわち、スロットル開度）が補正されてもよい。したがって、上述した実施形態を一般的に表現すると、筒内圧の変化に基づいて実燃焼燃料量が推定され、該推定された実燃焼燃料量と実吸気量とから空燃比が算出され、該算出された空燃比に基づいて空燃比が目標空燃比となるように燃料噴射量と吸気量との少なくとも一方が制御されると言える。
【００７６】
【発明の効果】
本発明によれば、燃焼室内にて実際に燃焼した燃料の量と燃焼室内に吸入された空気の量とから実際の空燃比が算出され、この算出された空燃比に基づいて空燃比が目標空燃比となるように制御されるので、空燃比が正確に目標空燃比に制御されることになる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明が適用される内燃機関の全体図である。
【図２】三元触媒の浄化作用を示す図である。
【図３】空燃比センサの出力特性を示す図である。
【図４】吸気量（スロットル弁）を制御するために用いられるマップを示す図であって、（Ａ）は機関回転数Ｎと要求トルクＴとに基づいて目標吸気量ＴＧａを決定するために用いられるマップを示し、（Ｂ）は目標吸気量ＴＧａに基づいて基本ステップ数Ｓｂａｓｅを算出するために用いられるマップを示し、（Ｃ）は目標吸気量に対する実吸気量のずれ量ΔＧａに基づいて基本ステップ数補正係数Ｋ１を算出するために用いられるマップを示している。
【図５】本実施形態に従ったスロットル弁（吸気量）の制御を実行するためのフローチャートを示す図である。
【図６】燃料噴射量（燃料噴射弁）を制御するために用いられるマップを示す図であって、（Ａ）は目標燃料噴射量ＴＱに基づいて基本開弁時間ΤＡＵｂａｓｅを決定するために用いられるマップを示し、（Ｂ）は理論空燃比に対する実空燃比のずれ量ΔＡ／Ｆに基づいて基本開弁時間補正係数Ｋ２を算出するために用いられるマップを示している。
【図７】クランク角度ＣＡと筒内圧Ｐとの関係を示す図である。
【図８】燃料噴射モードを説明するための図であり、（Ａ）は吸気非同期噴射モードを示し、（Ｂ）は吸気同期噴射モードを示している。
【図９】本発明に従って燃料燃焼量（空燃比）を制御するためのフローチャートの一例を示す図である。
【図１０】本発明に従って基本開弁時間補正係数ＦＡＦを算出するためのフローチャートの一例を示す図である。
【図１１】本発明に従ってスキップ増大量ＲＳＲおよびスキップ減少量ＲＳＬを算出するためのフローチャートの一例を示す図である。
【図１２】本発明に従って基本開弁時間補正係数ＦＡＦを算出するためのフローチャートの一例を示す図である。
【符号の説明】
１…機関本体
５…燃焼室
６…燃料噴射弁
６ａ…点火栓
７…吸気弁
９…排気弁
２０…スロットル弁
２１…質量流量検出器
２５…三元触媒
２７ａ、２７ｂ…空燃比センサ
３４…筒内圧センサ
３５…水温センサ[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to an air-fuel ratio control apparatus for an internal combustion engine.
[0002]
[Prior art]
Patent Document 1 discloses a technique for controlling an air-fuel ratio using in-cylinder pressure (that is, pressure in a combustion chamber of an internal combustion engine). Specifically, in Patent Document 1, the in-cylinder pressure at a specific timing while the fuel is burning in the combustion chamber of the internal combustion engine (hereinafter referred to as “combusting”) is less than a first predetermined value. Is greater than the stoichiometric air-fuel ratio, that is, it is determined that the air-fuel ratio is lean. On the other hand, when the in-cylinder pressure at another specific timing during combustion is larger than the second predetermined value, it is determined that the air-fuel ratio is rich (that is, the air-fuel ratio is smaller than the stoichiometric air-fuel ratio). . When it is determined that the air-fuel ratio is lean, the energization time to the fuel injection valve is controlled so that the fuel injection amount increases. On the other hand, when it is determined that the air-fuel ratio is rich, the energization time to the fuel injection valve is controlled so that the fuel injection amount decreases. Thus, according to Patent Document 1, the air-fuel ratio is controlled to the target air-fuel ratio.
[0003]
[Patent Document 1]
JP 10-37784 A
[Patent Document 2]
JP-A-5-59986
[0004]
[Problems to be solved by the invention]
By the way, according to Patent Document 1, it is only determined whether the air-fuel ratio is lean or rich, and it is not determined how lean the air-fuel ratio is or how rich it is. Therefore, if the air-fuel ratio control disclosed in Patent Document 1 is performed for a sufficiently long period of time, the air-fuel ratio approaches the target air-fuel ratio. There is room for improvement to approach the fuel ratio.
[0005]
In Patent Document 1, the air-fuel ratio is lean or rich by using the value of the in-cylinder pressure at a certain specific timing and the value of the in-cylinder pressure at a certain specific timing different from this. Is determined. Therefore, according to Patent Document 1, the value of the in-cylinder pressure at a certain specific timing during combustion in one combustion stroke is equal to the value of the in-cylinder pressure at the same timing during combustion in another combustion stroke. If these in-cylinder pressure values are larger than the first predetermined value, it is determined that the air-fuel ratio in any combustion stroke is lean.
[0006]
However, when the change in the in-cylinder pressure during combustion is observed in detail, even if the value of the in-cylinder pressure at the specific timing is the same, the manner in which the in-cylinder pressure changes before and after that timing is different for each combustion stroke. There is. Therefore, even if it is determined that the air-fuel ratio is lean according to the technique disclosed in Patent Document 1, the air-fuel ratio may actually be rich or the stoichiometric air-fuel ratio. From this point of view, it cannot be said that Patent Document 1 also accurately controls the air-fuel ratio to the target air-fuel ratio.
[0007]
Therefore, the present invention is to control the air-fuel ratio to the target air-fuel ratio more quickly and accurately.
[0008]
[Means for Solving the Problems]
In order to solve the above problems, in a first aspect of the invention, an air-fuel ratio control device for controlling the air-fuel ratio of a gas in a combustion chamber of an internal combustion engine to a target air-fuel ratio includes an in-cylinder pressure detecting means for detecting the pressure in the combustion chamber. The amount of fuel burned in the combustion chamber is estimated based on the change in pressure in the combustion chamber detected by the in-cylinder pressure detecting means, and the estimated amount of fuel and the amount of air taken into the combustion chamber The air / fuel ratio is calculated from the calculated air / fuel ratio, and at least one of the amount of fuel supplied to the combustion chamber and the amount of air sucked into the combustion chamber so that the air / fuel ratio becomes the target air / fuel ratio based on the calculated air / fuel ratio. In-cylinder pressure air-fuel ratio control is performed to control.
In the second invention, in the first invention, the amount of fuel burned in the combustion chamber is calculated using a calculation formula for calculating the amount of fuel burned in the combustion chamber based on a change in pressure in the combustion chamber. Presumed.
In the third invention, in the second invention, the above calculation formula is
[Expression 2]
Where Q fuel Is the amount of fuel burned in the combustion chamber, P 1 Is the in-cylinder pressure at the timing after the completion of combustion, which is the timing after the completion of the combustion of fuel in the combustion chamber, and V 1 Is the volume of the combustion chamber at the timing after the completion of combustion, and κ g Is the specific heat ratio of the burned gas remaining in the combustion chamber after fuel combustion, P 0 Is the in-cylinder pressure at the timing before the start of combustion, which is the timing before the start of fuel combustion in the combustion chamber, and V 0 Is the volume of the combustion chamber at the timing before the start of combustion. a Is the specific heat ratio of the unburned gas in the combustion chamber before the combustion of the fuel, P is the in-cylinder pressure, Q w Is the amount of heat received by the gas in the combustion chamber from the pre-combustion timing to the post-combustion timing.
According to a fourth aspect, in any one of the first to third aspects, the estimated value of the amount of fuel combusted in the combustion chamber is compared with the amount of fuel estimated to be injected from the fuel injection valve. The properties of the fuel are determined based on the comparison result.
In the fifth aspect, in any one of the first to fourth aspects, the in-cylinder pressure air-fuel ratio control is performed when the temperature of the internal combustion engine is lower than a predetermined temperature.
According to a sixth aspect, in the fifth aspect, the apparatus further comprises air-fuel ratio estimating means for estimating the air-fuel ratio in the combustion chamber from the air-fuel ratio of the exhaust gas discharged from the combustion chamber, and the temperature of the internal combustion engine is determined in advance. When the temperature is higher than the predetermined temperature, air-fuel ratio control is performed to control the air-fuel ratio to the target air-fuel ratio based on the air-fuel ratio estimated by the air-fuel ratio estimating means.
[0009]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
Embodiments of the present invention will be described below with reference to the drawings. FIG. 1 is an overall view of an internal combustion engine to which the present invention is applied. Although the illustrated internal combustion engine is a so-called port injection type four-cycle gasoline engine, the present invention is not limited to other types such as a direct injection type (a type in which fuel is directly injected into a combustion chamber) or a diesel engine. It can also be applied to an internal combustion engine.
[0010]
In FIG. 1, 1 is an engine body, 2 is a cylinder block, 3 is a cylinder head, 4 is a piston, 5 is a combustion chamber, 6 is a fuel injection valve, 6a is a spark plug, 7 is an intake valve, 8 is an intake port, 9 Is an exhaust valve, and 10 is an exhaust port. The intake port 8 is connected to a surge tank 12 via an intake branch pipe 11. The surge tank 12 is connected to an outlet portion of a compressor 16 of a supercharger (for example, an exhaust turbocharger) 15 through an intake pipe 13 and an intercooler 14. An inlet portion of the compressor 16 is connected to an air cleaner 18 via an intake pipe 17. A throttle valve 20 driven by a step motor 19 is disposed in the intake pipe 17. A mass flow rate detector 21 for detecting the mass flow rate of air (intake air) sucked into the combustion chamber 5 is disposed in the intake pipe 17 upstream of the throttle valve 20.
[0011]
The cylinder head 3 is provided with an in-cylinder pressure sensor 34 for detecting an in-cylinder pressure (that is, a pressure in the combustion chamber 5). Further, the cylinder block 2 is provided with a water temperature sensor 35 for detecting the temperature of the cooling water for cooling the internal combustion engine.
[0012]
On the other hand, the exhaust port 10 is connected to the inlet portion of the exhaust turbine 23 of the exhaust turbocharger 15 via the exhaust branch pipe 22. The outlet portion of the exhaust turbine 23 is connected to a casing 26 containing a three-way catalyst 25 through an exhaust pipe 24. As shown in FIG. 2, when the air-fuel ratio of the exhaust gas flowing into the three-way catalyst 25 is in the vicinity of the theoretical air-fuel ratio X, nitrogen oxide (NOx) and carbon monoxide (CO ) And unburned hydrocarbon (HC) can be simultaneously purified with a high purification rate. Here, the air-fuel ratio of the exhaust gas refers to the amount of air taken into the combustion chamber 5 (including air supplied to the engine exhaust passage in a system that can supply air to the engine exhaust passage). Is the ratio of the fuel supplied to the combustion chamber 5 (including the fuel supplied to the engine exhaust passage in a system that can supply fuel to the engine exhaust passage).
[0013]
An air-fuel ratio sensor 27 a is attached to the exhaust branch pipe 22. On the other hand, an air-fuel ratio sensor 27b is also attached to the exhaust pipe 28 downstream of the casing. The air-fuel ratio sensor outputs a voltage of approximately 1.0 V when the air-fuel ratio of the exhaust gas is richer than the stoichiometric air-fuel ratio. Then, the output of the air-fuel ratio sensor decreases rapidly when the air-fuel ratio of the exhaust gas changes from rich to lean than the stoichiometric air-fuel ratio (that is, near the stoichiometric air-fuel ratio), and the air-fuel ratio of the exhaust gas becomes the stoichiometric air-fuel ratio. If it is leaner than, it becomes substantially 0V.
[0014]
The exhaust pipe 28 connected to the outlet of the casing 26 and the intake pipe 17 downstream of the throttle valve 20 are connected to each other via an exhaust gas recirculation (hereinafter referred to as “EGR”) passage 29. An EGR control valve 31 that is driven by a step motor 30 is disposed in the EGR passage 29. Further, an intercooler 32 for cooling the EGR gas flowing therethrough is disposed in the EGR passage 29. Engine cooling water is guided to the intercooler 32, and the EGR gas is cooled by the engine cooling water. On the other hand, the fuel injection valve 6 is connected to a fuel pump 35 via a fuel supply pipe 33.
[0015]
The electronic control unit 40 comprises a digital computer, and is connected to each other by a bidirectional bus 41. A ROM (read only memory) 42, a RAM (random access memory) 43, a CPU (microprocessor) 44, an input port 45, and an output A port 46 is provided. The output signals of the mass flow detector 21, the air-fuel ratio sensors 27a and 27b, the in-cylinder pressure sensor 34, and the water temperature sensor 35 are input to the input port 45 via the corresponding AD converters 47, respectively.
[0016]
A torque sensor 51 that generates an output voltage proportional to the amount of depression is connected to the accelerator pedal 50. The output voltage of the torque sensor 51 is input to the input port 45 via the corresponding AD converter 47. The input port 45 is connected to a crank angle sensor 52 that generates an output pulse each time the crankshaft rotates, for example, 30 °. On the other hand, the output port 46 is connected to the fuel injection valve 6, the spark plug 6a, the throttle valve control step motor 19 and the EGR control valve control step motor 30 via a corresponding drive circuit 48. It is controlled by the control unit 40.
[0017]
Next, a method for controlling the intake air amount (that is, the amount of air to be taken into the combustion chamber 5) in the present embodiment will be described.
In the present embodiment, the intake amount required according to the engine operating state is obtained in advance by experiments or the like, and this is used as the target intake amount TGa, and the engine speed N and the required torque (this is the torque required for the internal combustion engine). Thus, it is stored in advance in the ROM 42 in the form of a map as shown in FIG. 4 (A) with a function of T, which is a value proportional to the accelerator pedal depression amount. During engine operation, the target intake air amount TGa is determined based on the engine speed N and the required torque T from this map.
[0018]
Further, in the present embodiment, the number of steps at which the actual intake air amount can be set as the target intake air amount (this is a command value for the step motor 19 for driving the throttle valve 20 and the opening degree of the throttle valve 20 4) is obtained in advance by experiment or the like, and is stored in advance in the ROM 42 in the form of a map as shown in FIG. 4B as a basic step number Sbase as a function of the target intake air amount TGa. According to the map of FIG. 4B, the basic step number Sbase increases as the target intake air amount TGa increases. During engine operation, the basic step number Sbase is determined from this map based on the target intake air amount TGa.
[0019]
Finally, the number of steps S, which is a command value for the step motor 19 for driving the throttle valve 20, is calculated according to the following equation (1).
S = Sbase · FS n ... (1)
[0020]
Where FS n Is a correction coefficient (hereinafter referred to as “basic step number correction coefficient”) in this routine for correcting the basic step number Sbase so that the actual intake air amount becomes the target intake air amount in the current routine. Calculated according to equation (2).
FS n = FS n-1 + K1 (2)
[0021]
Where FS n-1 Is a basic step number correction coefficient in the previous routine, and K1 is calculated as follows.
That is, in the present embodiment, the actual intake air amount in the previous routine with respect to the target intake air amount in the previous routine (this is a value estimated from the mass flow rate of air detected by the mass flow detector 21, and The coefficient K1 is stored in advance in the ROM 42 in the form of a map as shown in FIG. 4C as a function of a deviation amount (hereinafter referred to as “actual intake air amount”). Let me. During engine operation, the coefficient K1 is calculated from this map based on the intake air amount deviation ΔGa. According to the map of FIG. 4C, the coefficient K1 becomes a value smaller than zero as the intake air amount deviation amount ΔGa increases in the positive direction (that is, as the actual intake air amount is larger than the target intake air amount). On the other hand, as the intake air amount deviation amount ΔGa increases in the negative direction (that is, as the actual intake air amount is smaller than the target intake air amount), the coefficient K1 becomes a value larger than zero.
[0022]
According to this, as the actual intake air amount is larger than the target intake air amount, the coefficient K1 becomes a value (negative value) smaller than zero. Therefore, the number of basic steps in the current routine calculated according to the above equation (2). Correction coefficient FS n Becomes smaller accordingly. As a result, the final step number S calculated according to the above equation (1) is also reduced. Therefore, in this case, the throttle opening (that is, the opening of the throttle valve 20) is reduced, and the actual intake air amount approaches the target intake air amount. On the other hand, as the actual intake air amount is smaller than the target intake air amount, the coefficient K1 becomes a larger value (positive value). Therefore, the basic step number correction coefficient FS in the current routine calculated according to the above equation (2). n Increases by that amount. As a result, the final step number S calculated according to the above equation (1) also increases. Therefore, in this case, the throttle opening becomes large, and the actual intake air amount approaches the target intake air amount.
[0023]
In the intake air amount control method described above, the basic step number Sbase is finally determined using two maps, the map of FIG. 4A and the map of FIG. The basic step number Sbase is stored in advance in the form of a map as a function of the engine speed N and the required torque T, and the basic step number Sbase is determined based on the engine speed N and the required torque T from this map. You may make it do. In this sense, the above intake air amount control method is merely an example, and the intake air amount may be controlled by another method.
[0024]
FIG. 5 shows a flowchart for executing control of the throttle valve (that is, control of the intake air amount) according to the present embodiment.
In the routine of FIG. 5, first, at step 10, the target intake air amount TGa in the current routine is determined from the map of FIG. 4A based on the engine speed N and the required torque T. Next, at step 11, the basic step number Sbase in the current routine is read from the map of FIG. 4B based on the target intake air amount TGa determined at step 10. Next, at step 12, the coefficient K1 is read based on the intake air amount deviation amount ΔGa.
[0025]
Next, in step 13, the basic step number correction coefficient FS in the current routine is calculated according to the above equation (2). Next, at step 14, the number of steps S in the current routine is calculated according to the above equation (1). Finally, in step 15, the number of steps of the step motor 19 for throttle valve control is controlled to the number of steps S calculated in step 14.
[0026]
Next, a method for controlling the fuel injection amount (that is, the amount of fuel injected from the fuel injection valve 6) in the present embodiment will be described.
In the present embodiment, the intake air amount (this is the actual intake air amount) so that the air-fuel ratio (that is, the ratio of the intake air amount to the fuel amount before the fuel is burned in the combustion chamber 5) becomes the stoichiometric air-fuel ratio. Alternatively, the target fuel injection amount may be determined based on the assumption that the actual intake air amount is accurately controlled to the target intake air amount.
[0027]
In this embodiment, the opening time of the fuel injection valve 6 that allows the actual fuel injection amount to be the target fuel injection amount (specifically, the fuel injection valve 6 of this embodiment opens when electric power is supplied). The valve opening time of the fuel injection valve 6 is controlled by controlling the energization time) because it is a type of fuel injection valve that injects fuel by valve, and is obtained in advance by experiments or the like, and this is calculated as the basic valve opening time Τ AUbase As a function of the target fuel injection amount TQ, it is stored in advance in the ROM 42 in the form of a map as shown in FIG. According to the map of FIG. 6A, the basic valve opening time ＵBase increases as the target fuel injection amount TQ increases. During engine operation, the basic valve opening time Τ BASE is determined from this map based on the target fuel injection amount TQ.
[0028]
Finally, the valve opening time AU of the fuel injection valve 6 is calculated according to the following equation (3).
ΤAU = ΤAUbase ・ FAF n ... (3)
[0029]
Where FAF n Is a correction coefficient (hereinafter referred to as “basic valve opening time correction coefficient”) for correcting the basic valve opening time ΤBase so that the actual fuel injection amount becomes the target fuel injection amount. ).
FAF n = FAF n-1 + K2 (4)
[0030]
Where FAF n-1 Is a basic valve opening time correction coefficient in the previous routine, and K2 is calculated as follows.
That is, in the present embodiment, the actual air-fuel ratio (hereinafter referred to as “actual air-fuel ratio” in the previous routine with respect to the theoretical air-fuel ratio) (hereinafter referred to as “actual air-fuel ratio calculation method will be described later)” The coefficient K2 is stored in advance in the ROM 42 in the form of a map as shown in FIG. During engine operation, the coefficient K2 is calculated from this map based on the air-fuel ratio deviation amount ΔA / F. According to the map of FIG. 6B, the coefficient K2 becomes smaller than zero as the air-fuel ratio deviation amount ΔA / F increases in the positive direction (that is, as the actual air-fuel ratio is larger than the target air-fuel ratio). Become. On the other hand, as the air-fuel ratio deviation amount ΔA / F increases in the negative direction (that is, as the actual air-fuel ratio becomes smaller than the target air-fuel ratio), the coefficient K2 becomes a value larger than zero.
[0031]
According to this, as the actual air-fuel ratio is larger than the target air-fuel ratio, the coefficient K2 becomes a value (negative value) smaller than zero. Therefore, the basic valve opening in the current routine calculated according to the above equation (4). Time correction factor FAF n Becomes smaller accordingly. As a result, the final valve opening time ΤAU calculated according to the above equation (3) is also reduced. Therefore, in this case, the fuel injection amount decreases, and the actual air-fuel ratio approaches the target air-fuel ratio. On the other hand, as the actual air-fuel ratio is smaller than the target air-fuel ratio, the coefficient K2 becomes a value (positive value) larger than zero. Therefore, the basic valve opening time correction coefficient in the current routine calculated according to the above equation (4). FAF n Increases by that amount. As a result, the final valve opening time ΤAU calculated according to the above equation (3) also increases. Therefore, in this case, the fuel injection amount increases, and the actual air-fuel ratio approaches the target air-fuel ratio.
[0032]
Next, a method for calculating the actual air-fuel ratio in the present embodiment will be described with reference to FIG. In FIG. 7, the horizontal axis is the crank angle CA, and the vertical axis is the in-cylinder pressure P. In FIG. 7, TDC is the compression top dead center, and BDC is the intake bottom dead center and the expansion bottom dead center, respectively.
In the example shown in FIG. 7, when the air-fuel mixture in the combustion chamber 5 is compressed by the piston 4 in the compression stroke, the in-cylinder pressure P gradually increases. When the crank angle CA reaches a predetermined timing CAi, the air-fuel mixture is ignited by the spark plug 6a. According to this, the in-cylinder pressure P rises at once, and the in-cylinder pressure P reaches a peak when the crank angle CA reaches a certain timing CAmax. When the crank angle CA exceeds the timing CAmax, the in-cylinder pressure P gradually decreases.
[0033]
Incidentally, the in-cylinder pressure is related to the amount of fuel burned in the combustion chamber 5 (hereinafter referred to as “fuel combustion amount”). Therefore, if a relational expression between the in-cylinder pressure and the fuel combustion amount can be derived, the fuel combustion amount can be calculated based on the in-cylinder pressure from this relational expression. Traditionally, efforts have been made to derive this relationship. However, since the in-cylinder pressure is also related to factors other than the fuel combustion amount, it has been considered that it is very difficult to derive a relational expression for calculating the fuel combustion amount based on the in-cylinder pressure.
[0034]
However, the inventor of the present application uses the product of the in-cylinder pressure that changes every moment and the corresponding in-cylinder volume (that is, the volume in the combustion chamber 5), and takes into consideration the energy conservation law, the following equation (5) It was found that the relationship between the in-cylinder pressure and the amount of fuel combustion can be expressed with a relatively simple relational expression such as
[Equation 3]
Where Q fuel Is the amount of fuel combustion, P 1 Is the in-cylinder pressure at the post-combustion timing (crank angle CAf in FIG. 7), which is the timing after the completion of fuel combustion in the combustion chamber, 1 Is the in-cylinder volume at the timing after the completion of combustion, and κ g Is the specific heat ratio (= Cp / Cv, Cp: constant pressure specific heat, Cv: quantitative specific heat) of burned gas remaining in the combustion chamber after fuel combustion, P 0 Is the in-cylinder pressure at the pre-combustion timing (crank angle CAb in FIG. 7), which is the timing before the start of fuel combustion in the combustion chamber, 0 Is the in-cylinder volume at the timing before the start of combustion. a Is the specific heat ratio (= Cp / Cv, Cp: constant pressure specific heat, Cv: quantitative specific heat) of unburned gas in the combustion chamber before the combustion of fuel, P is the in-cylinder pressure, Q w Is the amount of heat received by the gas in the combustion chamber from the pre-combustion timing to the post-combustion timing (usually, since the heat is released from the combustion chamber, this heat amount is a negative value in most cases).
[0035]
When the above equation (5) is transformed, the following equation (6) is obtained.
[Expression 4]
[0036]
If this formula (6) is used, the amount of fuel combustion can be calculated based on the in-cylinder pressure. If the fuel combustion amount is known, the actual air-fuel ratio can be calculated from the relationship with the actual intake air amount. In the fuel injection amount control described above, the actual air-fuel ratio thus calculated is used. That is, in the above-described embodiment, the fuel injection amount is controlled using the in-cylinder pressure. In this embodiment, the in-cylinder pressure is detected by the in-cylinder pressure sensor, and the in-cylinder volume can be known from the position of the piston based on the crank angle.
[0037]
By the way, although the fuel injection amount control described above may be used in all engine operation regions, it may be used only in a specific engine operation region as described below.
[0038]
That is, even if the outputs of the air-fuel ratio sensors 27a and 27 are used, the fuel injection amount can be controlled so that the air-fuel ratio becomes the stoichiometric air-fuel ratio. However, the air-fuel ratio sensor accurately detects the air-fuel ratio only when the temperature reaches the activation temperature (that is, the temperature at which the air-fuel ratio sensor accurately detects the air-fuel ratio of the exhaust gas). Therefore, if the temperature of the air-fuel ratio sensor does not reach the activation temperature because the temperature of the internal combustion engine is low, even if the fuel injection amount is controlled using the output of the air-fuel ratio sensor, the air-fuel ratio is not necessarily the stoichiometric air-fuel ratio. It is not always controlled.
[0039]
Therefore, when the temperature of the air-fuel ratio sensor does not reach the activation temperature (in particular, immediately after the internal combustion engine is started, the temperature of the air-fuel ratio sensor often does not reach the activation temperature, so the internal combustion engine is started). Until the predetermined time elapses), the fuel injection amount is controlled using the above-described in-cylinder pressure, and when the temperature of the air-fuel ratio sensor reaches the activation temperature (in particular, the internal combustion engine is started). After a predetermined time elapses), the fuel injection amount may be controlled using the output of the air-fuel ratio sensor.
[0040]
According to this, when the fuel injection amount (that is, the air-fuel ratio) is controlled using the output of the air-fuel ratio sensor, the temperature of the air-fuel ratio sensor does not reach the activation temperature, and the air-fuel ratio sensor Even when the fuel injection amount cannot be controlled using the output of, the in-cylinder pressure can be used to control the fuel injection amount. Therefore, the air-fuel ratio can be accurately controlled to the target air-fuel ratio in all engine operation regions.
[0041]
Note that the temperature of the internal combustion engine can be estimated using the output of the water temperature sensor 35, and further, the temperature of the air-fuel ratio sensors 27a and 27b can be estimated using the output of the water temperature sensor 35.
[0042]
By the way, the combustion characteristics of the fuel in the combustion chamber differ depending on whether the fuel is light or heavy. Specifically, when the fuel property is heavy, the fuel is harder to burn than when the fuel property is light. Therefore, if the control is performed on the premise that the fuel property is light despite the fact that the fuel property is heavy, the combustion characteristics of the fuel in the combustion chamber are optimal. It cannot be said that exhaust emissions and drivability deteriorate.
[0043]
On the other hand, the fuel combustion amount calculated using the above equation (6) can be used to determine the property of the fuel (that is, whether it is a light fuel or a heavy fuel).
[0044]
Therefore, in the present embodiment, the fuel combustion amount calculated using the above equation (6) is used to determine whether the fuel property is light or heavy as follows. And specific control (in the example demonstrated below, the timing which injects a fuel from the fuel injection valve 6) is changed with the case where the property of a fuel is light and the case where it is heavy.
[0045]
That is, according to the fuel injection amount control of the above-described embodiment, the fuel injection amount actually injected from the fuel injection valve 6 should be the target fuel injection amount. Therefore, the amount of fuel supplied into the combustion chamber 5 is this target fuel injection amount. On the other hand, from the above equation (6), the amount of fuel actually burned in the combustion chamber 5 can be calculated. Here, if all the fuel supplied into the combustion chamber 5 is combusted, the fuel combustion amount calculated from the above equation (6) should be equal to the target fuel injection amount. However, since the fuel is a heavy fuel, when all the fuel is not combusted in the combustion chamber 5, the fuel combustion amount calculated from the above equation (6) is smaller than the target fuel injection amount. Become. Therefore, for example, the ratio of the fuel combustion amount to the target fuel injection amount is taken, and when this ratio is small, it can be determined that the fuel is heavy fuel.
[0046]
Therefore, in the above-described embodiment, the ratio of the fuel combustion amount (the fuel combustion amount calculated from the above equation (6)) to the target fuel injection amount is taken, and when this ratio is larger than a predetermined value, the fuel is It is determined that the fuel is light, and the fuel is injected from the fuel injection valve 6 in the intake asynchronous injection mode described below. On the other hand, when the ratio is smaller than the predetermined value, it is determined that the fuel is a heavy fuel, and the fuel is injected from the fuel injection valve 6 in the intake synchronous injection mode described below.
[0047]
As will be described later, if fuel is injected from the fuel injection valve 6 in the intake synchronous injection mode, even if the fuel is heavy fuel, this fuel burns well in the combustion chamber 5.
[0048]
Next, the intake asynchronous injection mode and the intake synchronous injection mode will be described with reference to FIG. In FIG. 8, CA indicates a crank angle, TDC indicates an exhaust top dead center, EX indicates an exhaust valve opening period, and IN indicates an intake valve opening period. VOL indicates a valve overlap period in which the valve opening period EX of the exhaust valve and the valve opening period IN of the intake valve overlap. Qas and Qs indicate the opening period of the fuel injection valve.
[0049]
FIG. 8A shows a case where fuel injection is performed in the intake asynchronous injection mode. In this case, the valve opening period Qas of the fuel injection valve 6 is before the valve opening period IN of the intake valve 7 starts. Completed. That is, the fuel injection mode in which the fuel injection is performed at the timing when the fuel injection is completed before the start of the valve opening period IN of the intake valve 7 is the intake asynchronous injection mode. When the fuel injection is completed before the intake valve 7 is opened as described above, the air in the intake port 8 is stagnant, so that the fuel easily adheres to the inner wall surface of the intake port 8. However, when the fuel is a light fuel, even if the fuel adheres to the inner wall surface of the intake port 8, the fuel is likely to diffuse into the air in the intake port 8. As a result, when the intake valve 7 is opened, all of the injected fuel is sucked into the combustion chamber 5. Moreover, since the fuel is sufficiently diffused into the air in the intake port 8 before the intake valve 7 is opened, the fuel sucked into the combustion chamber 5 when the intake valve 7 is opened is sufficient in the air. Has spread. In this case, the fuel combustion characteristics are improved.
[0050]
On the other hand, FIG. 8B shows a case where fuel injection is performed in the intake synchronous injection mode. In this case, the valve opening period Qs of the fuel injection valve 6 starts the valve opening period IN of the intake valve 7. Has been completed. That is, the fuel injection mode in which fuel injection is performed at the timing when fuel injection is completed after the start of the valve opening period IN of the intake valve 7 is the intake synchronization mode. When the fuel injection is completed after the intake valve 7 is opened in this way, there is a period during which the air in the intake port 8 is sucked into the combustion chamber 5 during the fuel injection. It becomes difficult for fuel to adhere to the wall surface. Generally, once the heavy fuel adheres to the inner wall surface of the intake port 8, it becomes difficult to diffuse into the air in the intake port 8. However, according to the intake synchronous injection mode, since it is difficult for the fuel to adhere to the inner wall surface of the intake port 8, all of the injected fuel is sucked into the combustion chamber 5. In addition, according to this, since the fuel is injected into the air in the middle of intake into the combustion chamber 5, the fuel is likely to diffuse into the air. Therefore, the combustion characteristics of the fuel are improved.
[0051]
Next, a method for controlling the fuel injection amount (air / fuel ratio) using the output of the air / fuel ratio sensor will be described. In the following description, the engine air-fuel ratio means the ratio of the amount of air supplied to the combustion chamber in the same manner as the amount of fuel supplied to the combustion chamber, and the exhaust air-fuel ratio refers to the exhaust gas air-fuel ratio. Means fuel ratio.
[0052]
When the upstream air-fuel ratio sensor 27a detects that the exhaust air-fuel ratio is leaner than the stoichiometric air-fuel ratio, the engine air-fuel ratio is leaner than the stoichiometric air-fuel ratio. The air / fuel ratio is made to approach the stoichiometric air / fuel ratio. On the other hand, when the upstream air-fuel ratio sensor 27a detects that the exhaust air-fuel ratio is richer than the stoichiometric air-fuel ratio, the engine air-fuel ratio is richer than the stoichiometric air-fuel ratio, so the fuel injection amount is gradually reduced. The engine air-fuel ratio is made to approach the stoichiometric air-fuel ratio.
[0053]
Further, in order to maintain the engine air-fuel ratio as a whole at the stoichiometric air-fuel ratio, when it is detected that the engine air-fuel ratio has deviated from the stoichiometric air-fuel ratio, the engine air-fuel ratio that has deviated is determined as quickly as possible. It is preferable to approach. Therefore, when the upstream air-fuel ratio sensor 27a detects that the engine air-fuel ratio has changed from lean to rich than the stoichiometric air-fuel ratio, the fuel injection amount is reduced relatively large in a skipping manner, and the engine air-fuel ratio becomes the theoretical air-fuel ratio. When it is detected that the air-fuel ratio has changed from rich to lean, the fuel injection amount is increased relatively large in a skipping manner.
[0054]
In order to bring the engine air-fuel ratio closer to the stoichiometric air-fuel ratio more quickly, as described above, when the engine air-fuel ratio switches between rich and lean than the stoichiometric air-fuel ratio, an amount that is reduced stepwise, Alternatively, the amount of increase in a stepwise manner should be increased as the deviation of the engine air-fuel ratio from the stoichiometric air-fuel ratio when the engine air-fuel ratio switches between rich and lean than the stoichiometric air-fuel ratio becomes larger. Therefore, the amount to be reduced stepwise and the amount to increase stepwise are corrected as follows based on the output value of the downstream air-fuel ratio sensor 27b.
[0055]
That is, the longer the period during which lean air is output than the stoichiometric air-fuel ratio in the downstream air-fuel ratio sensor 27b (hereinafter referred to as “lean output period”), the engine air-fuel ratio in the upstream air-fuel ratio sensor 27a becomes the stoichiometric air-fuel ratio. When the change from rich to lean is detected, the amount of fuel injection that is increased in a skipping manner is increased. This is because the longer the lean output period, the more the engine air-fuel ratio deviates from the stoichiometric air-fuel ratio toward the lean side. That is, the air-fuel ratio of the exhaust gas flowing out from the three-way catalyst 25 should theoretically become the stoichiometric air-fuel ratio due to the oxygen absorption / release capability of the three-way catalyst 25. Nevertheless, the case where the lean output period is output for a long time means that oxygen that cannot be absorbed by the three-way catalyst 25 is supplied to the three-way catalyst 25 (that is, the engine air-fuel ratio is higher than the stoichiometric air-fuel ratio). Is also greatly deviated to the lean side).
[0056]
On the other hand, the longer the period in which the rich air is output in the downstream air-fuel ratio sensor 27b (hereinafter referred to as the “rich output period”), the engine air-fuel ratio in the upstream air-fuel ratio sensor 27a is richer than the stoichiometric air-fuel ratio. The fuel injection amount to be reduced when the change is detected is increased. This is because the longer the rich output period, the greater the engine air-fuel ratio shifts from the stoichiometric air-fuel ratio to the rich side. That is, the air-fuel ratio of the exhaust gas flowing out from the three-way catalyst 25 should theoretically become the stoichiometric air-fuel ratio due to the oxygen absorption / release capability of the three-way catalyst 25. Nevertheless, when the rich output period is output for a long time, the oxygen supplied to the three-way catalyst 25 is so small that all the oxygen absorbed in the three-way catalyst 25 is released (that is, the engine air-fuel ratio is low). This is a case where it deviates greatly from the theoretical air-fuel ratio to the rich side).
[0057]
By controlling the engine air-fuel ratio in this way, the engine air-fuel ratio can be maintained at the stoichiometric air-fuel ratio as a whole.
[0058]
Next, an example of control of the fuel injection amount (air-fuel ratio) according to the above-described embodiment will be described with reference to the flowcharts shown in FIGS.
In the routine of FIG. 9, first, at step 20, it is judged if the feedback execution flag Ffb is set (Ffb = 1). Here, the feedback execution flag Ffb is used when the control of the fuel injection amount (air-fuel ratio) using the outputs of the air-fuel ratio sensors 27a and 27b is executed (for example, the temperature of the air-fuel ratio sensor reaches the activation temperature). Or when other predetermined conditions are met, or when both are met, and the fuel injection amount (air / fuel ratio) is controlled using the output of the air / fuel ratio sensor. This flag is reset when is not running.
[0059]
When it is determined in step 20 that Ffb = 1, the routine proceeds to step 21 and the basic valve opening time correction coefficient FAF in this routine is determined. n FAF calculation control I for calculating is executed. This FAF calculation control I is executed according to the flowchart shown in FIG. This flowchart will be described later.
[0060]
Next, in step 22, the basic valve opening time correction coefficient FAF in the current routine calculated in step 21. n Is read. Next, at step 23, for example, the basic valve opening time ΤBase is calculated based on the target fuel injection amount TQ from the map of FIG. Next, at step 24, the valve opening time ΤAU is calculated according to the above equation (3). Next, in step 25, fuel is injected from the fuel injection valve 6 in the asynchronous injection mode.
[0061]
On the other hand, at step 20, it is determined that Ffb = 0 (that is, the feedback execution flag has been reset, and therefore the control of the fuel injection amount (air-fuel ratio) using the output of the air-fuel ratio sensor is not executed). If so, the routine proceeds to step 26, where FAF calculation control II for calculating the basic valve opening time correction coefficient FAFn in the current routine is executed. This FAF calculation control II is executed according to the flowchart shown in FIG. This flowchart will be described later.
[0062]
Next, in step 27, the basic valve opening time correction coefficient FAF in the current routine calculated in step 26 is displayed. n Is read. Next, at step 28, for example, the basic valve opening time ΤBase is calculated based on the target fuel injection amount TQ from the map of FIG. Next, at step 29, the valve opening time ΤAU is calculated according to the above equation (3).
[0063]
Next, at step 30, the fuel combustion rate (that is, the ratio of the amount of fuel actually burned in the combustion chamber 5 to the amount of fuel injected from the fuel injection valve 6) R is greater than a predetermined value Rth. It is determined whether (R> Rth). Here, when it is determined that R> Rth (that is, when the fuel is light fuel), the routine proceeds to step 31, and fuel is injected from the fuel injection valve 6 in the asynchronous injection mode. The On the other hand, when it is determined at step 30 that R ≦ Rth (that is, when the fuel is heavy fuel), the routine proceeds to step 32 where the fuel injection valve 6 is started in the synchronous injection mode. Fuel is injected.
[0064]
Next, the FAF calculation control I shown in FIG. 10 executed in step 21 in FIG. 9 will be described. In the routine of FIG. 10, first, at step 40, it is judged if the feedback execution flag Ffb is set (Ffb = 1). The feedback execution flag Ffb is the same as the feedback execution flag Ffb described with reference to FIG. When it is determined in step 40 that Ffb = 0 (that is, when the fuel injection amount (air-fuel ratio) control using the output of the air-fuel ratio sensor is not executed), the routine ends. On the other hand, when it is determined at step 40 that Ffb = 1, the routine proceeds to step 41 where the output voltage VOM of the upstream air-fuel ratio sensor 27a corresponds to the reference output value Vr (FIG. 3) corresponding to the stoichiometric air-fuel ratio. In the example shown, it is determined whether 0.5V) or less (VOM ≦ Vr). That is, it is determined whether the air-fuel ratio of the exhaust gas flowing into the three-way catalyst 25 (hereinafter referred to as “inflow exhaust air-fuel ratio”) is leaner than the stoichiometric air-fuel ratio.
[0065]
When it is determined at step 41 that VOM ≦ Vr, the routine proceeds to step 42 where it is determined whether or not the inflowing exhaust air-fuel ratio is reversed from rich to lean than the stoichiometric air-fuel ratio. Here, when it is determined that the inflowing exhaust air-fuel ratio has been reversed from rich to lean than the stoichiometric air-fuel ratio, the routine proceeds to step 43 and the basic valve opening time correction coefficient FAF in this routine is determined. n Is calculated according to the following equation (7).
FAF n = FAF n-1 + RSR (7)
That is, in step 43, the correction coefficient FAF in the previous routine. n-1 Is a value that is relatively large and increased in a skip-wise manner by a skip increase amount RSR (this is a value calculated according to the flowchart shown in FIG. 11). n It is said.
[0066]
On the other hand, when it is determined in step 42 that the inflow exhaust air-fuel ratio has not reversed from rich to lean than the stoichiometric air-fuel ratio (that is, the inflow exhaust air-fuel ratio has already been lean), the routine proceeds to step 45. Proceeding, basic valve opening time correction coefficient FAF in this routine n Is calculated according to the following equation (8).
FAF n = FAF n-1 + KIR (8)
That is, in step 45, the correction coefficient FAF in the previous routine. n-1 Is a value that is relatively small and increased by a constant KIR is the correction coefficient FAF in this routine. n It is said. According to this, immediately after the inflow exhaust air-fuel ratio becomes richer to lean than the stoichiometric air-fuel ratio, the correction coefficient FAF is increased in a skipping manner so that the lean degree of the inflow exhaust air-fuel ratio decreases, and thereafter, The correction coefficient FAF is increased so that the lean degree of the inflowing exhaust air-fuel ratio decreases.
[0067]
On the other hand, when it is determined at step 41 that VOM> Vr, the routine proceeds to step 46, where it is determined whether or not the inflowing exhaust air-fuel ratio is reversed from lean to rich than the stoichiometric air-fuel ratio. Here, when it is determined that the inflowing exhaust air-fuel ratio has been reversed from lean to rich than the stoichiometric air-fuel ratio, the routine proceeds to step 47 and the basic valve opening time correction coefficient FAF in this routine is determined. n Is calculated according to the following equation (9).
FAF n = FAF n-1 -RSL (9)
That is, in step 47, the correction coefficient FAF in the previous routine is displayed. n-1 Is a correction factor FAF in the current routine, which is a relatively large skip reduction value RSK (this is a value calculated according to the flowchart shown in FIG. 11). n It is said.
[0068]
On the other hand, when it is determined in step 46 that the inflow exhaust air-fuel ratio has not reversed from lean to rich than the stoichiometric air-fuel ratio (that is, the inflow exhaust air-fuel ratio has already been rich), the routine proceeds to step 48. Proceeding, basic valve opening time correction coefficient FAF in this routine n Is calculated according to the following equation (10).
FAF n = FAF n-1 -KIL (10)
That is, in step 48, the correction coefficient FAFn-1 in the previous routine is reduced by a constant KIL to a relatively small value to obtain the correction coefficient FAF in the current routine. n It is said. According to this, immediately after the inflow exhaust air-fuel ratio becomes leaner to richer than the stoichiometric air-fuel ratio, the correction coefficient FAF is decreased so that the rich degree of the inflow exhaust air-fuel ratio decreases in a skipping manner, and thereafter The correction coefficient FAF is decreased so that the richness of the inflowing exhaust air-fuel ratio becomes smaller.
[0069]
In step 44, the correction coefficient FAF is subjected to guard processing so that the correction coefficient FAF is between the allowable minimum value and the allowable maximum value.
[0070]
Next, the RSR / RSL calculation control shown in FIG. 11 for calculating the skip increase amount RSR and the skip decrease amount RSL used in steps 43 and 47 in FIG. 10 will be described. In the routine of FIG. 10, first, at step 50, it is judged if the feedback execution flag Ffb is set (Ffb = 1). The feedback execution flag Ffb is the same as the feedback execution flag Ffb described with reference to FIG. When it is determined in step 50 that Ffb = 0 (that is, when the control of the fuel injection amount (air-fuel ratio) using the output of the air-fuel ratio sensor is not executed), the routine ends. On the other hand, when it is determined at step 50 that Ffb = 1, the routine proceeds to step 51 where the output voltage VOS of the downstream air-fuel ratio sensor 27b corresponds to the reference output value Vr (FIG. 3) corresponding to the stoichiometric air-fuel ratio. In the example shown, it is determined whether or not it is 0.5 V) or less (VOS ≦ Vr). That is, it is determined whether or not the air-fuel ratio of the exhaust gas flowing out from the three-way catalyst 25 (hereinafter referred to as “outflow exhaust air-fuel ratio”) is leaner than the stoichiometric air-fuel ratio.
[0071]
When it is determined in step 51 that VOS ≦ Vr, the routine proceeds to step 52, and the step increase amount RSR in this routine is calculated according to the following equation (11).
RSR n = RSR n-1 + ΔRS (11)
That is, in step 52, the skip increase amount RSR in the previous routine is displayed. n-1 Is increased by the predetermined amount ΔRS, the skip increase amount RSR in the current routine n It is said.
[0072]
On the other hand, when it is determined in step 51 that VOS> Vr, the routine proceeds to step 55, and the skip increase amount RSR in the current routine is calculated according to the following equation (12).
RSR n = RSR n-1 -ΔRS (12)
That is, in step 55, the skip increase amount RSR in the previous routine is displayed. n-1 Is a value obtained by decreasing the predetermined amount ΔRS by the skip increase amount RSR in the current routine. n It is said.
[0073]
In step 53, the skip increase amount RSR is guarded so that the skip increase amount RSR is between the allowable minimum value and the allowable maximum value. Next, at step 54, a skip reduction amount RSL is calculated according to the following equation (13).
RSL = 0.1-RSR (13)
[0074]
The FAF calculation control II shown in FIG. 12 executed in step 26 in FIG. 9 will be described. In the routine of FIG. 12, first, in step 60, for example, the coefficient K2 is calculated based on the air-fuel ratio deviation amount ΔA / F from the map of FIG. Next, at step 61, the basic valve opening time correction coefficient FAF in the current routine. n Is calculated according to the following equation (14).
FAF n = FAF n-1 + K2 (14)
That is, in step 61, the correction coefficient FAF in the previous routine. n-1 The value obtained by increasing the value by the coefficient K2 is the correction coefficient FAF in this routine. n It is said.
[0075]
In the above-described embodiment, the valve opening time (that is, the fuel injection amount) of the fuel injection valve 6 is corrected. Instead, or in addition thereto, the intake amount (that is, the throttle opening) is changed. It may be corrected. Therefore, generally expressing the above-described embodiment, the actual combustion fuel amount is estimated based on the change in the in-cylinder pressure, and the air-fuel ratio is calculated from the estimated actual combustion fuel amount and the actual intake air amount. It can be said that at least one of the fuel injection amount and the intake air amount is controlled so that the air-fuel ratio becomes the target air-fuel ratio based on the air-fuel ratio.
[0076]
【The invention's effect】
According to the present invention, the actual air-fuel ratio is calculated from the amount of fuel actually burned in the combustion chamber and the amount of air sucked into the combustion chamber, and the air-fuel ratio is set to the target based on the calculated air-fuel ratio. Since the air-fuel ratio is controlled to be the air-fuel ratio, the air-fuel ratio is accurately controlled to the target air-fuel ratio.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is an overall view of an internal combustion engine to which the present invention is applied.
FIG. 2 is a view showing a purification action of a three-way catalyst.
FIG. 3 is a diagram showing output characteristics of an air-fuel ratio sensor.
FIG. 4 is a diagram showing a map used for controlling an intake air amount (throttle valve), in which (A) is for determining a target intake air amount TGa based on an engine speed N and a required torque T; (B) shows a map used to calculate the basic step number Sbase based on the target intake air amount TGa, and (C) shows a map based on a deviation amount ΔGa of the actual intake air amount with respect to the target intake air amount. A map used for calculating the basic step number correction coefficient K1 is shown.
FIG. 5 is a flowchart for executing control of a throttle valve (intake amount) according to the present embodiment.
FIG. 6 is a diagram showing a map used for controlling the fuel injection amount (fuel injection valve), wherein FIG. 6A is used for determining the basic valve opening time Τ BASE based on the target fuel injection amount TQ. (B) shows a map used for calculating the basic valve opening time correction coefficient K2 based on the deviation amount ΔA / F of the actual air-fuel ratio with respect to the stoichiometric air-fuel ratio.
7 is a diagram showing a relationship between a crank angle CA and an in-cylinder pressure P. FIG.
8A and 8B are diagrams for explaining a fuel injection mode, in which FIG. 8A shows an intake asynchronous injection mode, and FIG. 8B shows an intake synchronous injection mode.
FIG. 9 is a diagram showing an example of a flowchart for controlling the fuel combustion amount (air-fuel ratio) according to the present invention.
FIG. 10 is a diagram showing an example of a flowchart for calculating a basic valve opening time correction coefficient FAF according to the present invention.
FIG. 11 is a diagram showing an example of a flowchart for calculating a skip increase amount RSR and a skip decrease amount RSL according to the present invention.
FIG. 12 is a diagram showing an example of a flowchart for calculating a basic valve opening time correction coefficient FAF according to the present invention.
[Explanation of symbols]
1 ... Engine body
5 ... Combustion chamber
6 ... Fuel injection valve
6a ... ignition plug
7 ... Intake valve
9 ... Exhaust valve
20 ... Throttle valve
21 ... Mass flow rate detector
25. Three-way catalyst
27a, 27b ... air-fuel ratio sensor
34 ... In-cylinder pressure sensor
35 ... Water temperature sensor