JPH0658066B2

JPH0658066B2 - 内燃機関の空燃比制御装置

Info

Publication number: JPH0658066B2
Application number: JP62083096A
Authority: JP
Inventors: 秀男永長; 博史野口; 豊一梅花; 雄彦広瀬
Original assignee: Toyota Motor Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp
Priority date: 1987-04-06
Filing date: 1987-04-06
Publication date: 1994-08-03
Anticipated expiration: 2009-08-03
Also published as: JPS63248915A

Description

【発明の詳細な説明】〔産業上の利用分野〕この発明は２サイクル内燃機関に適した燃料供給量制御
装置に関する。また、この発明は４サイクル内燃機関で
あっても、４バルブ機関のようにバルブオーバラップ期
間が長く、燃料の吹き抜け量の多い内燃機関にも適用す
ることができる。

〔従来の技術及び問題点〕

２サイクル内燃機関では掃気のために吸気ポートと排気
ポートとが連通する期間が非常に長くなる。通常のよう
に気化器により混合気の形で燃料をシリンダに供給する
と吹き抜けにより排気系にそのまま排出されることが多
い。そこで、燃料インジェクタを設置し、機関の吸気サ
イクルにおける所定の期間だけ燃料を噴射させるシステ
ムが提案される（特開昭53-27731号）。ところが、この
ような燃料噴射システムを採用しても燃料の吹き抜けを
完全に防止することはできない。即ち、燃料の吹き抜け
を効果的に防止するには排気弁が閉鎖後でかつ吸気弁の
閉鎖手前のクランク角度において燃料噴射弁を作動させ
る必要があるが、このクランク角度期間は全運転条件に
渡って十分な量の燃料を噴射するほどには長くない。即
ち、低負荷・低回転運転時には必要な量の燃料を噴射で
きるが、高負荷・高回転運転時には必要な量の燃料を噴
射できない。そこで、高負荷運転時には早めに即ち排気
弁の開いているうちに燃料噴射を開始しなければならな
い。その結果高負荷時には燃料の排気管への吹き抜けが
どうしても出てくる。その結果、過渡状態では燃料の量
が足りなくなるため、安定した燃焼ができなくなる。

この発明は高負荷・高回転側での燃料の吹き抜けを正確
に補償できるようにすることを目的とする。

〔問題点を解決するための手段〕

この発明によれば、第１図において、２サイクル内燃機
関等のように吹き抜けが多い内燃機関において、空燃比
制御装置は、内燃機関１に所望の量の燃料を供給する燃
料供給手段２と、負荷や回転数等の内燃機関の運転条件
で決まる燃料供給量を算出する燃料供給量算出手段３
と、内燃機関の複数の運転条件に応じて、燃料の吹き抜
けを補償するための補正因子データを格納する記憶手段
４と、内燃機関の実測される運転条件に適合する補正因
子の値を記憶手段に格納されたデータより演算し、燃料
供給量算出手段３が算出する燃料供給量を修正する燃料
供給量修正手段５と、修正された量の燃料が機関に供給
されるように燃料供給手段２への燃料供給信号を形成す
る手段６とから構成される。

〔実施例〕

第２図は、この発明が応用される吸入弁及び排気弁を有
するタイプの６気筒の２サイクル内燃機関の全体概略構
成を、第３図は一つの気筒を示す。後述するようにこの
タイプの２サイクル内燃機関はブローダウン後の排気の
逆流時に排気スワールを起こさせて、新気を燃焼室上部
の点火栓の付近に集中させるという成層作用を生起さ
せ、軽負荷運転時の着火性の向上を図る工夫をしたもの
である。しかしながら、この発明はこのタイプの２サイ
クル内燃機関に限定されず、通常のピストンバルブ型の
２サイクル内燃機関にも応用することができる。また、
４サイクル内燃機関であっても４バルブ型のようにバル
ブオーバラップ期間が長いため吸入空気、新気の吹き抜
けが多い場合にはこの発明の思想は応用することができ
よう。第２，３図において、１０は内燃機関の本体であ
り、シリンダブロック１２と、シリンダボア１４と、ク
ランク軸１５と、ピストン１６と、燃焼室１７と、シリ
ンダヘッド１８と、点火栓１９とを備える。シリンダヘ
ッド１８は二つの吸気ポート20ａ，20ｂ、二つの排気ポ
ート22ａ，22ｂを有し、夫々の吸気ポート、排気ポート
を開閉するため吸気弁24ａ，24ｂと、排気弁26ａ，26ｂ
とを備えた所謂４バルブ型である。吸気弁及び排気弁は
夫々専用のカム27,28によって開閉駆動される。30,31は
バルブスプリングである。排気ポート22ａ，22ｂはブロ
ーダウン後に排気ガスがシリンダボアにその負圧により
逆流するときに、シリンダボア内にその垂直軸線の回り
に排気ガスの旋回運動（スワール）が得られるような形
状に選定される。

第２図において、３２はサージタンクを示す、気筒数と
一致した数の吸気管３３に接続される。吸気管３３は内
部仕切壁33−１を有し、二つの吸気通路34ａ，34ｂが形
成され、夫々、吸気ポート20ａ，20ｂに接続される。第
２の吸気通路34ｂはその有効寸法が第１の吸気通路34ａ
より大きく、かつ吸気制御弁３６が設置される。各気筒
の吸気制御弁３６はリンク手段３６′によってアクチュ
エータ３７に連結される。アクチュエータ３７は、例え
ば負圧作動のダイヤフラム機構であり、図示しない切換
弁によって負圧又は大気圧との間の切り換えられ、吸気
制御弁３６は吸気通路34ｂを開放する位置と、閉鎖する
位置とを選択的にとることができる。吸気制御弁３６に
後述の通り、軽負荷時に閉鎖され、高負荷時に開放され
る。燃料インジェクタ38ａ，38ｂが吸気通路34ａ，34ｂ
に配置される。40ａ，40ｂはリード弁であり、逆流の制
御のため必要に応じて設置される。

サージタンク３２の上流における吸気系にはインタクー
ラ４２、機械式過給機４４、スロットル弁４６、エアフ
ローメータ４８及びエアクリーナ５０が順々に配置され
る。機械式過給機４４は例えばルーツポンプ又はベーン
ポンプによって構成され、その駆動軸44−１上にプーリ
44−２が設けられ、ベルト44−３によりクランク軸１５
上のプーリ１５′に連結される。機械式過給機４４を迂
回するバイパス通路４４′にバイパス制御弁４５が設置
され、過給機４４とスロットル弁４６の間の圧力の調整
を行うものである。インタクーラ４２はこの実施例では
空冷式として構成され、入口容器42−１と、出口容器42
−２と、その間を連通する熱交換管42−３と、熱交換管
42−３上に取り付けられるフィン42−４とから構成され
る。排気マニホルド５４は、この実施例では、♯１〜♯
３までの気筒グループ、♯４〜♯６までの気筒グループ
の夫々のため二つに別々に設置される。このグループ分
けは、これらの二つのグループ間で点火が交互に起こる
ようになされる。即ち、この実施例では点火順序は♯
１，♯６，♯２，♯４，♯３，♯５の順序であるものと
する。点火を交互とするグループ分けにより、後述のよ
うに、掃気行程における一つの気筒の排気圧力が他の気
筒の排気圧力によって影響されないようにすることがで
きる。♯１〜♯３の気筒ブループ、♯４〜♯６の気筒グ
ループの排気マニホルド５４は夫々専用の触媒イコンバ
ータ（マフラを兼用する又は専用のマフラを別に設置し
ても良い）５６に接続される。

５８はディストリビュータであり、周知のように、各気
筒の点火栓１９に接続され、所望のクランク角度で点火
が行われるように、図示しないイグナイタ及び点火コイ
ルにより制御される。

制御回路６０はこの発明に従って所望の空燃比が得られ
るようにインジェクタ38ａ，38ｂの作動を制御するもの
であり、マイクロコンピュータ・システムとして構成さ
れる。制御回路６０はマイクロプロセシング・ユニット
(MPU)60−１と、メモリ60−２と、入力ポート60−３
と、出力ポート60−４と、これらを接続するバス60−５
とから構成される。入力ポート60−３には各センサが接
続され、運転条件信号が入力される。エアフローメータ
４８は、体積流量型のものとすることができ、吸気管を
通過する吸入空気の流量Ｑの計測を行う。エアフローメ
ータの代わりに吸気管圧力を検出する圧力センサを設置
した燃料噴射システムにもこの発明は応用することがで
きる。この場合は、反導体型の吸気管圧力センサ６１が
スロットル弁４６の下流で、過給機４４の上流に設置さ
れ、吸気管圧力ＰＭに応じた信号を発生する。圧力セン
サ６１の設置箇所は、バイパス通路４４′を設置したこ
の実施例では、バイパス空気流量により圧力が影響を受
けないようにバイパス通路４４′の接続箇所の上流に設
置するのが好適である。バイパスを設置しない過給シス
テムであれば、過給機の下流に圧力センサを設置するこ
とも可能である。クランク角度センサ62,64がディスト
リビュータ５８に設置される。第１のクランク角度セン
サ６２はディストリビュータ軸58−１上に固定されるマ
グネット片58−２と対面設置されて、例えばクランク角
度で360°毎（機関１サイクルに相当）のパルス信号を
発生し、基準信号となる。一方、第２のクランク角度セ
ンサ６４はディストリビュータ軸58−１上のマグネット
片58−３と対面設置され、例えばクランク角度で３０°
毎のパルス信号を発生し、機関回転数を知ることができ
ると共に、燃料噴射ルーチンの開始信号となる。水温セ
ンサ６８が機関本体１０に設置され、ウォータジャケッ
ト10−１内の冷却水の温度ＴＨＷに応じた信号を発生す
る。

MPU60−１はメモリ60−２に格納されたプログラム及び
データに従って演算処理を実行し、吸気制御弁アクチュ
エータ３７、並びにインジェクタ38ａ，38ｂの駆動信号
の形成処理を実行する。出力ポート60−４はアクチュエ
ータ３７及び各気筒の燃料インジェクタ38ａ，38ｂに接
続され、駆動信号が印加される。

第４図はカム２７及び２８のプロフィール及び向きで決
まる一つの気筒における吸気弁24ａ，24ｂ及び排気弁26
ａ，26ｂの作動タイミングを示すものである。先ず、排
気弁26ａ，26ｂは下死点(BDC)手前８０°で開き始め、
下死点(BDC)後４０°で閉じ終わる。一方吸気弁24ａ，2
4ｂは下死点(BDC)手前６０°で開き始め、下死点(BDC)
後６０°で閉じ終わる。Ｉは燃料噴射期間を示し、吸気
弁24ａ，24ｂの閉弁の直前に終了するように設定され
る。燃料噴射期間Ｉの開始は燃料噴射量の大小によって
変化し、当然ながら燃焼噴射量が多くなるほど早めとな
る。第５図は各気筒での排気弁の作動している期間をク
ランク角度に対して示すタイミング図である。２サイク
ル機関であることから、360゜CAで一サイクルが完了さ
れ、点火順序に従って排気弁はクランク角度６０°毎に
第３図に示される期間ＥＸにわたって開弁される。点火
順序が一つ置き気筒を集めた一つのグループ（♯１〜♯
３又は♯４〜♯６）についていうと、排気弁は120°毎
に開放され、その各グループでは点火順序の隣接する気
筒間では排気弁の開放期間が相互に重複しないようにな
っている。これにより、或る一つの気筒の排気圧力がそ
のグループ内で次に点火される気筒の排気圧力に影響を
及ぼすことがなくなる。即ち、排気圧力はブローダウン
の影響で脈動するが、この脈動が他の気筒に伝達される
とその圧力が予測できないような形で変化し、そのため
新気や燃料の吹き抜け量の予測性が失われ、吹き抜け量
に応じて空燃比を正確に補償することができなくなって
しまうので、これを防止しているのである。一方、二つ
のグループを含めていうと、排気弁の開放期間は点火順
序が隣接する気筒間では相互に重複があるが、排気マニ
ホルド５４はこれらの気筒間で別々となっているので、
一つの気筒の排気圧力が他の気筒の排気圧力に影響を及
ぼすということはない。

この発明が応用される吸気弁及び排気弁を備えたタイプ
の２サイスル内燃機関の燃焼作動について先ず説明す
る。機関の軽負荷時には吸気制御弁３６は閉鎖され、吸
入空気は第１の吸気通路34ａのみを介して機関に導入さ
れる。ピストン１６の下降の過程において、先ず下死点
(BDC)前８０°付近で排気弁26ａ，26ｂが開き始める。
そのため、燃焼室より排気ガスは第６図(イ)の矢印Ｐの
ように排気ポート22ａ，22ｂに流出され、所謂ブローダ
ウンが起こるが、このブローダウンは弱いためすぐに終
了し、排気ポート22ａ，22ｂの圧力は、次に点火すべき
気筒が別の排気マニホルド５４を別とするグループに属
しているため、その気筒の排気圧力の影響を受けること
がない。そして、ピストン１６が更に下降するとシリン
ダボア１４内は弱いが負圧となるため、排気ポート22
ａ，22ｂとの圧力差によって矢印Ｑのようにシリンダボ
アに向けて排気ガスが逆流する（第６図(ロ)）。そし
て、排気ポート26ａ，26ｂの形状故にシリンダボア内に
矢印Ｒで示すような排気ガスの旋回流（スワール）が形
成される。この頃、吸気弁24ａ（24ｂも）が開き始める
が、そのリフトが未だ小さいこと、スロットル弁４６が
絞られていること、吸気制御弁３６が閉鎖され、有効寸
法の大きい吸気通路34ｂは閉鎖され、有効寸法の小さな
吸気通路34ａのみ空気が流れ得ること、に基づいて新気
の導入は実質的に起こらない。ピストン１６が更に下降
すると、排気ガスのスワールが継続され、一方吸気弁24
ａ，24ｂのリフトが大きくなるので新気は矢印Ｓのよう
にシリンダボアに導入され、この際排気ガスはスワール
に乗ってシリンダボア１４の下部に移り、一方噴射され
た燃料と混ざった新気はスワールした排気ガスの部分の
上方の点火栓電極の近傍に集まる（第６図(ハ)という成
層化が達成される。このような排気ガスＲと新気Ｓとの
成層状態はピストンが下死点(BDC)に到達しても維持さ
れる（第６図(ニ)）。(ホ)では吸気弁24ａ，24ｂが閉鎖さ
れ、新気の吹き返しが防止される。それからピストンは
上昇に移行するが、このような成層状態は圧縮完了まで
維持され、点火栓近傍の新気部分に容易に着火させるこ
とができる。

機関の高負荷状態では、吸気制御弁３６は開放される。
そのため、今まで閉鎖されていた吸気通路34ｂが開放さ
れる。第７図においてピストン１６の下降の過程で先ず
排気弁26ａ，26ｂが開くとシリンダボア１４内の排気ガ
スがブローダウンＰによって排気ポート22ａ，22ｂに流
出されるが、そのブローダウンは軽負荷時と比較して強
くかつ持続時間が長く（第７図(イ)）、大量の排気ガス
が排気ポートに排出される。第７図(ロ)の時点で吸気弁2
4ａ，24ｂが開き始めるが、今度は吸気制御弁３６が開
放しており、スロットル弁４６の開度が大きく、かつ過
給機４４が充分な過給作動を行っているので、新気の導
入が矢印Ｔのように行われる。この際、吸気ポート20
ａ，20ｂの双方から新気が導入され、この新気は矢印Ｔ
のようにシリンダボア壁面に沿って上から下に向け流
れ、排気ガスを矢印Ｕのように排気ポート22ａ，22ｂに
流出せしめ、所謂横断掃気が実現される。第７図(ハ)の
時点では強いブローダウンに基づく圧力波パルスにおけ
る負圧成分が現れ、排気ポート22ａ，22ｂが一時的に負
圧となり、その結果シリンダボアへの新気Ｔの導入が更
に促進され、一部の新気はＶのように排気ポート22ａ，
22ｂに一旦流出し貯蔵される。この貯蔵された新気は、
排気ポート22ａ，22ｂの圧力が正圧に復帰すると矢印Ｗ
のようにシリンダボアに逆流し、新気のスワールＸを生
成せしめる（第７図(ニ)）。これにより、乱れが発生し
着火後の火炎伝播性が向上する。第７図(ホ)の時点で吸
気弁24ａ，24ｂが閉鎖を完了し、新気の吹き返しが防止
される。

次に、以上述べた燃焼作動における吸気制御弁３６の作
動を行わしめる制御回路６０の作動を第８図のフローチ
ャートによって説明する。このルーチンは一定時間毎に
実行させることができる。ステップ100ではフラグFTVIS
＝１か否か判別される。FTVIS＝０のときはステップ102
に進み、吸入空気量−回転数比Q/NEが所定値(Q/NE)₀よ
り大きいか否か判別され、ステップ104では回転数ＮＥ
が所定値(NE)₀より大きいか否か判別される。吸入空気
量−回転数比Q/NE＞所定値(Q/NE)₀又は回転数ＮＥ＞所
定値(NE)₀のときはステップ106に進み、出力ポート60−
４よりアクチュエータ３７に吸気制御弁３６を開放せし
める信号が出力される。ステップ108ではフラグFTVIS＝
１とセットされる。FTVIS＝１のときステップ110に進
み、吸入空気量−回転数比Q/NEが所定値(Q/NE)₁より小
さいか否か判別され、ステップ112では回転数ＮＥが所
定値(NE)₁より小さいか否か判別される。吸入空気量−
回転数比Q/NE＜所定値(Q/NE)₁でかつ回転数ＮＥ＜所定
値(NE)₁のときはステップ114に進み、出力ポート60−４
よりアクチュエータ３７に吸気制御弁３６を閉鎖せしめ
る信号が出力される。ステップ116ではフラグFTVIS＝０
とセットされる。

次にこの発明の燃料噴射制御について説明する。４サイ
クル機関における通常の燃料噴射制御装置と同様に、こ
の発明では原理的には吸入空気量を計測し、その計測値
に応じて量の燃料噴射を行うことにより初期の空燃比を
得ようとするものである。ところが、通常のピストンバ
ルブの２サイクル内燃機関でも同様な問題があるのであ
るが、排気弁及び吸気弁が同時に開放保持される時期が
長いため新気や燃料の吹き抜けの問題が多い。そして、
吹き抜けする新気の割合は負荷や、回転数や、その他の
運転条件に応じて変化する。そこで、新気の吹き抜けは
特開昭53-27731号のように代数関数近似等により吹き抜
けを補償できるし、もっと精密にはこの発明の実施例で
提案するようにマップにより補償することができる。と
ころが、新気だけでなく燃料の吹き抜けも発生するし、
この吹き抜け量は負荷や回転数に応じて変化する。即
ち、燃料噴射弁の作動期間Ｉ（第４図）はなるべく排気
弁の閉鎖後でかつ吸気弁が開いている期間に設定される
が、高負荷・高回転側ではこの期間では必要な量の燃料
を噴射することができず、どうしても排気弁が開いてい
る期間中の燃料噴射量が多くなり、必然的に燃料の吹き
抜け量が多くなり、かつその吹き抜け量は機関の運転条
件で変化する。そこで、この発明では燃料の吹き抜け量
を表す係数ｆ_FTR（即ち、全噴射量に対する吹き抜け燃
焼量の比）を導入し、これにより基本燃料噴射量の補正
を行うことにより、燃料の吹き抜けに関わらずできる
し、もっと精密には所期の空燃比が得られるようにした
ものである。第９図は燃料噴射ルーチンを示すもので、
このルーチンは第２クランク角度センサ６４から３０°
CA信号に到来毎に実行されるクランク角度割り込みルー
チンである。ステップ130では燃料噴射演算タイミング
か否かの判別が行われる。第３図に示すように燃料噴射
は吸気弁24ａ，24ｂの開き始め後の所定角度範囲で行わ
れるのでこれに僅か先立つ所定のクランク角度でこの演
算は実行される。このタイミングは第１クランク角度セ
ンサ６２からの360゜CA信号によりクリヤされ、第２クラ
ンク角度センサ６４からの30゜CA信号によりインクリメ
ントされるカウンタの値により知ることができる。燃料
噴射演算タイミングと判別すれば、ステップ132に進
み、基本燃料噴射量Ｔ_pが、Ｔ_p＝ｋ（Ｑ′／ＮＥ）によって算出される。ここにＱ′は質量に換算された吸
入空気量Ｑであり、エアフローメータ４８の計測値を吸
入空気温度等で補正した後の値である。（吸気管圧力Ｐ
Ｍにより燃料噴射量を知るシステムではＱ′／NEの代わ
りにＰＭを使用することができる。）ステップ134では
新気捕捉係数ｆ_TRのマップ演算が実行される。ここに新
気捕捉係数ｆ_TRとはエアフローメータ４８により計測さ
れる吸入空気量に対して、吹き抜けにより排気系に流出
した新気量を引いた、シリンダボア内で実際に燃焼に関
与する新気の割合に関する燃料噴射量の補正因子のこと
を言う。新気捕捉係数ｆ_TRが、吸入空気量−回転数比と
回転数とに対してどのように変化するかを第１０図に概
念的に示す。ブローダウンによる排気管の圧力脈動の影
響等により吸入空気量−回転数比及び回転数に対して複
雑に変化することが分かる（ブローダウンによる影響が
ない場合を破線で示す）。そして、吸気制御弁３６を開
放と閉鎖とで切り換えるとその境目で新気捕捉係数ｆ_TR
が不連続的に変化することも分かる（２点鎖線参照）。
メモリ60−２には第１０図に従って、吸入空気量−回転
数比と回転数との組み合わせに対する新気捕捉係数ｆ_TR
のデータが格納されている。そして、実測の吸入空気量
−回転数比と回転数とによって補間演算が実行され、現
在の運転条件に適合した新気捕捉係数ｆ_TRの算出が行わ
れる。尚、吸気管圧力ＰＭにより燃料噴射量を知るシス
テムではＰＭと回転数との組み合わせにより新気捕捉係
数ｆ_TRのマップが組まれ、圧力センサ６１により実測さ
れる吸気管圧力より補間演算が実行される。

ステップ136では燃料の吹き抜け係数ｆ_FTRの算出が実行
される。燃料の吹き抜け量は高回転・高負荷程多くな
る。これは、高回転・高負荷程燃料噴射弁を吸気弁と排
気弁とがオーバラップした早期に作動するからである。
この吹き抜け係数はメモリに負荷としての吸入空気量−
回転数比及び回転数に対してマップがある。このマップ
よりその吸入空気量−回転数比及び回転数の値での吹き
抜け係数ｆ_FTRの値が補間により算出される。吸入空気
量−回転数比及び回転数のマップを組む代わりに他の第
１１図のように基本燃料噴射量Ｔ_pとのマップによって
吹き抜け係数ｆ_FTRを算出することができる。即ち、基
本燃料噴射量Ｔ_pは吸入空気量−回転数比及び回転数に
より変化するので、基本燃料噴射量は運転条件に応じて
変化する吹き抜け係数ｆ_FTRの適性な指標となる。ステ
ップ138では最終噴射量ＴＡＵが、ＴＡＵ＝ｆ_TR×(1/f_FTR)×Ｔ_p×α×β によって算出される。即ち、Ｔ_pに１／ｆ_FTRを乗算する
ことで吹き抜けた燃料の分だけ噴射量が増加され、エン
ジンが要求する量の燃料を常に供給することができる。
尚α，βはこの発明と直接関係しないため説明を省略す
る補正係数、補正量を代表的に示している。

ステップ140ではフラグFTVIS＝１か否か、即ち吸気制御
弁３６が開放状態か、閉鎖状態かの判別が行われる。吸
気制御弁３６が開いているときはステップ142に進み、
第１の燃料インジェクタ38ａの燃料噴射時間を格納する
アドレスＴＡＵａにＴＡＵが入れられ、第２の燃料イン
ジェクタ38ｂの燃料噴射時間を格納するアドレスＴＡＵ
ｂに零が入れられる。即ち、第１のインジェクタ38ａの
み作動され、第２のインジエクタ38ｂは作動されない。
ステップ140で吸気制御弁３６が閉じているときはステ
ップ144に進み、第１の燃料インジェクタ38ａの燃料噴
射時間を格納するアドレスＴＡＵａにＴＡＵの1/3が入
れられ、第２の燃料インジェクタ38ｂの燃料噴射時間を
格納するアドレスＴＡＵｂにＴＡＵの残りの２／３が入
れられる。ここに1/3,2/3は特定の意味はなく、適合定
数であり、第２の吸気通路34ｂの有効寸法＞第１の吸気
通路34ａの有効寸法であることから、空燃比をどちらで
も一定とするため、第２のインジェクタ38ｂからの燃料
噴射量が第１のインジェクタ38ａからの燃料噴射量より
多いことを示すに過ぎない。ステップ146では所期の噴
射開始時期からTAUa,TAUbに応じた期間だけインジェク
タ38ａ，38ｂが作動されるように燃料噴射信号形成処理
が行われる。この処理自体は周知であるから詳細説明は
省略する。ステップ148では３０°CA信号の到来毎に実
行開始される他の処理を概括的に示している。

〔発明の効果〕

この発明では２サイクル内燃機関等の吹き抜けが多い内
燃機関において、機関の運転条件に応じて燃料吹き抜け
係数を算出し、これに吹き抜け係数に応じて燃料噴射量
を増量補正することにより常に最適な量の燃料を供給す
ることが可能になり、特に過渡状態での運転性（加速性
能）を向上することができる。また、燃料増量が必要に
して十分な量となるので燃料消費率が向上される。

【図面の簡単な説明】

第１図はこの発明の構成を示す図。第２図はこの発明の実施例のシステム全体概略図。第３図は一つの気筒の横断面を示す図（第２図のIII−I
II線に沿う図）。第４図は機関の１サイクルでの一つの気筒の吸気弁、排
気弁の作動タイミング角度線図。第５図は機関の１サイクルでの各気筒の排気弁の作動タ
イミングを示す線図。第６図は軽負荷時におけるこの発明の実施例の吸気弁及
び排気弁付き２サイクル内燃機関の１サイクルにおける
燃焼作動を説明する図。第７図は高負荷時におけるこの発明の実施例の吸気弁及
び排気弁付き２サイクル内燃機関の１サイクルにおける
燃焼作動を説明する図。第８図及び第９図は制御回路の作動を説明するフローチ
ャート図。第１０図は吸入空気量−回転数比及び回転数に対する新
気捕捉係数ｆ_TRの変化の概念図。第11図は基本噴射量と燃料吹き抜け係数の関係を示すグ
ラフ。１０…機関本体、１７…燃焼室、 24ａ，24ｂ…吸気弁、26ａ，26ｂ…排気弁、 34ａ，34ｂ…吸気通路、３６…吸気制御弁、 38ａ，38ｂ…燃料インジェクタ、４２…インタクーラ、４４…機械式過給機、４８…エアフローメータ、５４…排気マニホルド、６０…制御回路、 62,64…クランク角度センサ。

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】２サイクル内燃機関等のように吹き抜けが
多い内燃機関において以下の構成要素から成る空燃比制
御装置、内燃機関に所望の量の燃料を供給する燃料供給手段、内燃機関の負荷や、回転数等の基本的な運転条件で決ま
る燃料供給量を算出する燃料供給量算出手段、内燃機関の複数の運転条件に応じて燃料の吹き抜けを補
償するための補正因子データを格納する記憶手段、内燃機関の実測される運転条件に適合する補正因子値を
記憶手段に格納されたデータより演算し、燃料供給量算
出手段が算出する燃料供給量を修正する燃料供給量修正
手段、修正された後の量の燃料が機関に供給されるように燃料
供給手段への燃料供給信号を形勢する手段。