JP2005127229A - エンジンの燃料噴射量制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】燃料噴射弁のレイアウトの変更等があっても、再度の適合実験を不要としてエンジン開発時間の短縮を図る。
【解決手段】吸気ポート（４）内または燃焼室（５）内に燃料を噴射する燃料噴射弁（２１）と、この燃料噴射弁（２１）から噴射される噴霧が燃焼室内の壁面に付着して形成される壁流燃料の蒸発に関わる基本特性と、１サイクル中の所定区間での前記蒸発に寄与する実効温度を推定する手段（４３、４５）と、１サイクル中の所定区間での前記蒸発に寄与する実効圧力前を推定する手段（４４、４６）とを有し、この実効温度または実効圧力から前記基本特性を用いて燃焼室内に形成される前記壁流燃料からの１サイクル中の所定区間での蒸発量または蒸発率を算出する手段（３１）と、この算出された蒸発量または蒸発率を用いて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出する手段（３１）とを備える。
【選択図】図１

Description

本発明は、エンジンの燃料噴射量制御装置に関する。

燃料噴射弁による噴射燃料の壁面付着率Ｒｍ（ｋ）と、その付着燃料の残留率Ｐｍ（ｋ）とからなる燃料挙動を表すパラメータを吸気圧の変化度合に基づいて可変に設定し、その燃料挙動パラメータを用いて燃料噴射量を補正するようにしたものがある（特許文献１参照）。また、シリンダ付着燃料量を算出するに際してシリンダ壁温を推定するものがある（特許文献２参照）。
特開平９−３０３１７３号公報 特開平１１−２１８０４３号公報

ところで、燃料噴射弁から噴射される噴霧は燃焼室内の壁面に付着して液状のまま流れる、いわゆる燃料壁流を形成し、この燃焼室内に形成される壁流燃料からはその一部が燃焼室の気中に蒸発する。この燃焼室内に形成される壁流燃料の蒸発に関わる基本特性を決定しておけば、例えば燃料噴射弁のレイアウトの変更で噴霧の付着する場所が変わったことにより燃焼室内に形成される壁流燃料からの蒸発量が異なっても、その同じ基本特性を用いて燃焼室内の気中に蒸発する蒸発量を算出することが可能となり、再度の実験適合が必要でなくなり、適合工数が大幅に低減でき、適合に要する期間も短縮できる。

しかしながら、上記の特許文献１は個別のエンジン毎の適合実験に要する適合工数を削減できるものでない。すなわち、特許文献１では上記の壁面付着率Ｒｍ（ｋ）や付着燃料の残留率Ｐｍ（ｋ）の適合を実験によっているので、例えば一つのエンジンに対して上記の壁面付着率Ｒｍ（ｋ）や付着燃料の残留率Ｐｍ（ｋ）の適合を実験により完了した後に、その一つのエンジンに備えていた燃料噴射弁にレイアウトの変更があると、同じエンジンでありながら再度同じ工数の実験適合が必要となる。

そこで本発明は、燃焼室内に形成される壁流燃料の蒸発に関わる基本特性を決定しておくことにより、燃料噴射弁のレイアウトの変更があっても、再度の適合実験を不要としてエンジン開発時間の短縮を図ることを目的とする。

一方、燃焼室内に形成される壁流燃料からの蒸発量（または蒸発率）としては吸気終了から点火による燃焼までの区間に蒸発して燃焼に寄与する蒸発量または蒸発率（Ｖ０、Ｗ０）や燃焼が完了してから排気終了までの区間に蒸発し燃焼に寄与せずに排出される蒸発量または蒸発率（Ｖ１、Ｗ１）を算出したいという要求がある。

ここで、吸気終了から点火による燃焼までの区間や燃焼が完了してから排気終了までの区間は１サイクル中の所定区間である。

そこで本発明は、１サイクル中の所定区間での蒸発に寄与する実効温度（Ｔｃ、Ｔｅ）や１サイクル中の所定区間での前記蒸発に寄与する実効圧力（Ｐｃ、Ｐｅ）を推定することにより、燃焼室内に形成される壁流燃料からの１サイクル中の所定区間での蒸発量の算出精度を高めることをも目的とする。

なお、上記の特許文献２はシリンダ壁温をエンジン水温に応じた値を初期値として指数関数で与えるものに過ぎず、本発明のように、１サイクル中の所定区間での蒸発に寄与する実効温度（Ｔｃ、Ｔｅ）や１サイクル中の所定区間での蒸発に寄与する実効圧力（Ｔｃ、Ｔｅ）を考慮するものでない。

本発明は、吸気ポート内または燃焼室内に燃料を噴射する燃料噴射弁と、この燃料噴射弁から噴射される噴霧が燃焼室内の壁面に付着して形成される壁流燃料の蒸発に関わる基本特性（図１３参照）と、１サイクル中の所定区間での前記蒸発に寄与する実効温度（Ｔｃ、Ｔｅ）を推定する実効温度推定手段と、１サイクル中の所定区間での前記蒸発に寄与する実効圧力（Ｐｃ、Ｐｅ）を推定する実効圧力推定手段とを有し、この実効温度（Ｔｃ、Ｔｅ）または実効圧力（Ｐｃ、Ｐｅ）から前記基本特性を用いて燃焼室内に形成される前記壁流燃料からの１サイクル中の所定区間での蒸発量または蒸発率（Ｖ０、Ｗ０、Ｖ１、Ｗ１）を算出する量・率算出手段と、この算出された蒸発量または蒸発率（Ｖ０、Ｗ０、Ｖ１、Ｗ１）を用いて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出する燃料噴射量算出手段とを備える。

本発明によれば、例えば燃料噴射弁のレイアウトで噴霧の付着場所が変わり、燃焼室内に形成される壁流燃料からの蒸発量が異なる場合においても、燃焼室内に形成される壁流燃料の蒸発に関わる基本特性を用いて燃焼室内に形成される壁流燃料からの蒸発量（もしくは蒸発率）を算出することができるので、再度の適合実験は必要なく、適合工数が大幅に低減でき、適合に要する期間も短縮できる。

また、燃焼室内に形成される壁流燃料からの蒸発量（もしくは蒸発率）を算出する際には１サイクル中の所定区間での蒸発に寄与する実効温度（Ｔｃ、Ｔｅ）または１サイクル中の所定区間での蒸発に寄与する実効圧力（Ｐｃ、Ｐｅ）を気化特性に対して用いるので、燃焼室内に形成される壁流燃料からの１サイクル中の所定区間での蒸発量を精度良く算出できる。

以下、図面に基づき本発明の実施形態について説明する。図１はＬ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンに適用した本発明の一実施形態のシステムを説明するための概略図である。

吸気絞り弁２３により調量される空気は、吸気コレクタ２に蓄えられた後、吸気マニホールド３を介して各気筒の燃焼室５に導入される。燃料は各気筒の吸気ポート４に配置された燃料噴射弁２１より、エアフローメータ３２により検出される吸入空気流量と、クランク角センサ（３３、３４）からの信号に基づいて演算されるエンジン回転速度とに応じ、所定のタイミングで吸気ポート内に、より具体的には吸気ポートに遮るように存在する吸気弁１５（傘裏部）に向けて、間欠的に噴射供給される。

吸気弁１５に向けて噴射された燃料は、吸気と混合して混合気を作り、この混合気は吸気弁１５を閉じることで燃焼室５内に閉じこめられ、ピストン６の上昇によって圧縮され、点火プラグ１４により着火されて燃焼する。この燃焼によるガス圧がピストン６を押し下げる仕事を行い、このピストン６の往復運動はクランクシャフト７の回転運動へと変換される。燃焼後のガス（排気）は排気弁１６が開いたとき排気通路８へと排出される。

排気通路８には三元触媒９を備える。三元触媒９は排気の空燃比が理論空燃比を中心とした狭い範囲にあるとき、排気に含まれるＨＣ、ＣＯ及びＮＯｘを同時に効率よく除去できる。このため、エンジンコントローラ３１では運転条件に応じて燃料噴射弁２１からの基本燃料噴射量を定めると共に、三元触媒９の上流に設けたＯ₂センサ３５からの信号に基づいて空燃比をフィードバック制御する。

上記の吸気絞り弁２３はスロットルモータ２４により駆動される。運転者が要求するトルクはアクセルペダル４１の踏み込み量（アクセル開度）に現れるので、エンジンコントローラ３１ではアクセルセンサ４２からの信号に基づいて目標トルクを定め、この目標トルクを実現するための目標空気量を定め、この目標空気量が得られるようにスロットルモータ２４を介して吸気絞り弁２３の開度を制御する。

吸気弁用カムシャフト２５、排気弁用カムシャフト２６及びクランクシャフト７の各前部にはそれぞれカムスプロケット、クランクスプロケットが取り付けられ、これらスプロケットにタイミングチェーン（図示しない）を掛け回すことで、カムシャフト２５、２６がエンジンのクランクシャフト７により駆動されるのであるが、このカムスプロケットと吸気弁用カムシャフト２５との間に介在して、作動角一定のまま吸気弁用カムの位相を連続的に制御し得る機構（以下、「吸気弁作動角可変機構」という。）２７と、カムスプロケットと排気弁用カムシャフト２６との間に介在して、作動角一定のまま排気弁用カムの位相を連続的に制御し得る機構（以下、「排気弁作動角可変機構」という。）２８とを備える。吸気弁１５の開閉時期や排気弁１６の開閉時期を変えると燃焼室５に残留する不活性ガスの量が変化する。燃焼室５内の不活性ガスの量が増えるほどポンピングロスが減って燃費がよくなるので、運転条件によりどのくらいの不活性ガスが燃焼室５内に残留したらよいかを目標吸気弁閉時期や目標排気弁閉時期にして予め定めており、エンジンコントローラ３１ではそのときの運転条件（エンジンの負荷と回転速度）より目標吸気弁閉時期と目標排気弁閉時期を定め、それら目標値が得られるように吸気弁作動角可変機構２７、排気弁作動角可変機構２８の各アクチュエータを介して吸気弁閉時期ＩＶＣと排気弁閉時期ＥＶＣを制御する。

さて、Ｌ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンを前提として、本実施形態では、燃焼予測型制御を行う。具体的には温度を主なパラメータとして吸気ポート４、燃焼室５内の壁流燃料と未燃分燃料を推定し、その結果を燃料噴射制御に適用する。

まず、今回改めて噴射弁２１から噴射された燃料が燃焼するまでの燃料の挙動を見直した結果を図２、図３に示す。図２において破線は、噴射弁２１から噴射された燃料がガス状で移動することを、実線は噴霧の状態で移動することを示す。なお、噴霧のうち微細なもの（微粒噴霧）はガスと同じに扱えるので、ガスのほうに分類している。この場合、ガス、微粒噴霧は再び吸気ポートや燃焼室内に付着することはないと仮定する。

ここでは、燃焼室入口までの燃料挙動と燃焼室内での燃料挙動とに大きく分ける。

（１）燃焼室入口までの燃料挙動：
噴射弁２１から吸気ポート４に噴射された燃料は、気化してガス（気体）となる分と、噴霧のまま漂う分とに大きく分岐される。ガス、微粒噴霧となった燃料はポート壁４ａや吸気弁傘裏部１５ａに付着することなく燃焼室５に吸入される。噴霧のまま漂う燃料は、その一部が気流に運ばれて燃焼室５に直接吸入され、残りは吸気弁傘裏部１５ａと吸気ポート壁４ａとに付着する。

ここで、吸気弁１５に付着して形成される壁流は、傘裏部１５ａだけでなく吸気弁１５の燃焼室５に臨む表面１５ｂにも形成される。この燃焼室側表面１５ｂに形成される壁流は燃焼室５内に形成される壁流のほうで扱うので、以下では吸気弁１５の傘裏部１５ａの壁面のみを「吸気弁壁」と定義する。

ポート壁４ａ、吸気弁壁１５ａに付着した燃料は壁流を形成する。この場合、各壁では主に壁温度が大きく異なり（冷間始動後は同じであるが、エンジンの暖機が進むほど吸気弁壁の温度のほうがポート壁の温度より高くなってゆく）、各壁流から異なる特性で燃料が蒸発するので、壁流も別々に扱う。

これら各壁流は、一部はそれぞれの壁温度など蒸発し易さの物理量の結果を受けてガスとなり燃焼室５に吸入され、残りは吸気の流れや重力により壁流から剥がされて噴霧となりまたは壁流としておのおの壁部を伝って燃焼室５内に流入する。

（２）燃焼室での燃料挙動：
このようにしていろいろな経緯を経て燃焼室５に吸入された燃料群は、一部はガス、微粒噴霧として直接燃焼に寄与し、一部は燃焼室５内の壁流を形成する。燃焼室５内の壁流は、現実には吸気弁１５の燃焼室側表面１５ｂ、排気弁１６の燃焼室側表面（図２、図３には図示していない）、吸気ポート４ａにつながっているシリンダヘッド壁５１、ピストン冠面６ａ、点火プラグ表面（図示しない）、さらにはシリンダ面壁５２とどこにでも存在する。燃焼室５内の壁流は、一部は点火による燃焼までの間に圧縮熱や壁熱などで蒸発、気化してガス、微粒噴霧となり燃焼に寄与し、一部は燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに排気行程で排気通路８へと排出される。特に、シリンダ面壁５２の壁流を形成する燃料はその一部がオイルに希釈されたままクランクケースに逃げてブローバイガスに含まれる。

ここでは、燃焼室５内に壁流が形成される部位をシリンダ面壁５２とそれ以外の燃焼室壁とに分ける。

ここで、シリンダ面壁５２以外の燃焼室壁を「燃焼室壁」と定義する。一般的に「燃焼室壁」といった場合、シリンダ面壁を含むので紛らわしいのであるが、他に適切な表現が見あたらないので本実施形態ではシリンダ面壁５２を除いた概念として「燃焼室壁」を使う。この燃焼室壁には吸気弁の燃焼室側表面１５ｂが含まれる。

燃焼室壁とシリンダ面壁５２との２つに分けたのも両壁に主に壁温度差が大きくあり（シリンダブロックに形成されるシリンダはシリンダブロック内のウォータジャケットを流れる冷却水により冷却されるため、シリンダ面壁５２の温度はほぼ水温に等しい温度で推移するため、燃焼室壁の温度のほうがシリンダ面壁５２の温度より高い）、各壁流からの燃料蒸発特性が大きく異なるためと、演算ロジックを簡素化して適合を容易にするためである。

ただし、分ける数は２つに限定されるものでない。詳しくいうと、燃焼室壁は、上述したように吸気弁１５の燃焼室側表面１５ｂ、排気弁１６の燃焼室側表面、シリンダヘッド壁５１、ピストン冠面６ａ、点火プラグ表面などからなり、これらの間でも大きな壁温度差がある。すなわち、排気弁１６の燃焼室側表面の温度が最も高く、吸気弁の燃焼室側表面１５ｂとピストン冠面６ａとはほぼ同じ温度、またこれら吸気弁の燃焼室側表面１５ｂ、ピストン冠面６ａの温度のほうがシリンダヘッド壁５１の温度より高い。従って、燃焼室壁を壁温度毎にさらに２以上に分割することが考えられる（例えば高温部燃焼室壁と低温部燃焼室壁とに分割する）。

このように、壁温度の違いにより燃焼室５内に形成される壁流を２つに分割し（燃焼室壁流とシリンダ面壁流）、さらに燃焼室５内の燃料を燃焼に寄与する分と、未燃のまま排出される分と、オイルに希釈される分との３つに分けると、これらは次のように整理できる。

〔１〕燃焼に寄与する燃料：
これは（ａ）噴射弁２１より噴射された直後にガス、微粒噴霧となった燃料、（ｂ）燃焼室５に吸入された噴霧から蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、（ｃ）ポート壁流より蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、（ｄ）吸気弁壁流より蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、（ｅ）燃焼室壁流より点火による燃焼までの間に蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料、（ｆ）シリンダ面壁流より点火による燃焼までの間に蒸発してガス、微粒噴霧となった燃料の合計である。

〔２〕未燃のまま排出される燃料：
これは、（ｇ）燃焼室壁流より燃焼が完了してから蒸発してガス、微粒噴霧となり、排気行程で排気通路８へと排出される燃料と、（ｈ）シリンダ面壁流より燃焼が完了してから蒸発してガス、微粒噴霧となり、排気行程で排気通路８へと排出される燃料との合計である。

〔３〕オイル落ち燃料：
これは、（ｉ）シリンダ面壁流よりオイルに希釈されたままクランクケースに逃げてブローバイガスに含まれる燃料である。

図２、図３に示したこうした燃料挙動の解析結果に基づいて４つの各壁流（ポート壁流、吸気弁壁流、燃焼室壁流、シリンダ面壁流）を図４に示したようにモデル化して１気筒当たりのポート、燃焼室の混合気モデルを構築する。すなわち、図４のように当該混合気モデルを、燃料噴射量算出手段５１、各部燃料分岐割合算出手段５２、４つの燃料付着量算出手段（吸気弁壁付着量算出手段５３、ポート壁付着量算出手段５４、燃焼室壁付着量算出手段５５、シリンダ面壁付着量算出手段５６）、燃焼分燃料算出手段５７、未燃分燃料算出手段５８、オイル落ち量算出手段５９、排気燃料算出手段６０から構成する。

まず吸気弁壁付着量算出手段５３とポート壁付着量算出手段５４では、１噴射毎（＝吸入行程毎）つまり１燃焼サイクル毎に各壁流量（燃料付着量）が変化するものとして、１燃焼サイクル当たり一回、次の漸化式を用いて吸気弁壁付着量Ｍｆｖとポート壁付着量Ｍｆｐを算出する。

Ｍｆｖ＝Ｍｆｖ_n-1＋Ｆｉｎ・Ｘ１−Ｍｆｖ_n-1（Ｙ０＋Ｙ１＋Ｙ２）…（１）
Ｍｆｐ＝Ｍｆｐ_n-1＋Ｆｉｎ・Ｘ２−Ｍｆｐ_n-1（Ｚ０＋Ｚ１＋Ｚ２）…（２）
ただし、Ｍｆｖ ；吸気弁壁付着量、
Ｍｆｖ_n-1 ；Ｍｆｖの１燃焼サイクル前の値、
Ｍｆｐ ；ポート壁付着量、
Ｍｆｐ_n-1 ；Ｍｆｐの１燃焼サイクル前の値、
Ｆｉｎ ；燃料噴射量、
Ｘｎ、Ｙｎ、Ｚｎ；各部燃料分岐割合、
ここで、上記（１）式は、１燃焼サイクル前の吸気弁壁付着量であるＭｆｖ_n-1に対して今回の噴射により壁流となって増える燃料分（右辺第２項）を加算し、今回の噴射までに減っている燃料分（右辺第３項、第４項、第５項）を減算するものである。すなわち、右辺第２項のＦｉｎ・Ｘ１は、今回の燃料噴射量Ｆｉｎのうち吸気弁壁流に変化する燃料分である。右辺第３項のＭｆｖ_n-1・Ｙ０はＭｆｖ_n-1のうち今回の噴射までに蒸発してガス、微粒噴霧となりそのまま燃焼室５に吸入されて燃焼する燃料分である。右辺第４項のＭｆｖ_n-1・Ｙ１はＭｆｖ_n-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れて燃焼室壁流となる燃料分、Ｍｆｖ_n-1・Ｙ２はＭｆｖ_n-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れてシリンダ面壁流となる燃料分である。

上記（２）式は上記（１）式と同様である。すなわち、右辺第２項のＦｉｎ・Ｘ２は、今回の燃料噴射量のうちポート壁流に変化する燃料分である。右辺第３項のＭｆｐ_n-1・Ｚ０はＭｆｐ_n-1のうち今回の噴射までに蒸発してガス、微粒噴霧となりそのまま燃焼室５に吸入されて燃焼する燃料分である。右辺第４項のＭｆｐ_n-1・Ｚ１はＭｆｐ_n-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れて燃焼室壁流となる燃料分、右辺第５項のＭｆｐ_n-1・Ｚ２はＭｆｐ_n-1のうち今回の噴射までに引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れてシリンダ面壁流となる燃料分である。

燃焼室壁付着量算出手段５５とシリンダ面壁付着量算出手段５６でも、１噴射毎つまり１燃焼サイクル毎に各燃料付着量が変化するものとして、１燃焼サイクル当たり一回、次の漸化式を用いて燃焼室壁付着量Ｃｆｈとシリンダ壁付着量Ｃｆｃを算出する。

Ｃｆｈ＝Ｃｆｈ_n-1＋Ｆｉｎ・Ｘ３＋Ｍｆｖ・Ｙ１＋Ｍｆｐ・Ｚ１
−Ｃｆｈ_n-1（Ｖ０＋Ｖ１） …（３）
Ｃｆｃ＝Ｃｆｃ_n-1＋Ｆｉｎ・Ｘ４＋Ｍｆｖ・Ｙ２＋Ｍｆｐ・Ｚ２
−Ｃｆｃ_n-1（Ｗ０＋Ｗ１＋Ｗ２）…（４）
ただし、Ｃｆｈ ；燃焼室壁付着量、
Ｃｆｈ_n-1 ；Ｃｆｈの１燃焼サイクル前の値、
Ｃｆｃ ；シリンダ面壁付着量、
Ｃｆｃ_n-1 ；Ｃｆｃの１燃焼サイクル前の値、
Ｆｉｎ ；燃料噴射量、
Ｘｎ、Ｙｎ、Ｚｎ、Ｖｎ、Ｗｎ：各部燃料分岐割合、
上記（３）式において、右辺第２項のＦｉｎ・Ｘ３は、今回の燃料噴射量Ｆｉｎのうち燃焼室壁流に変化する燃料分である。右辺第３項、第４項のＭｆｖ・Ｙ１、Ｍｆｐ・Ｚ１はそれぞれＭｆｖ、Ｍｆｐから引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れて燃焼室壁流に変化する燃料分である。右辺第５項のＣｆｈ_n-1・Ｖ０はＣｆｈ_n-1のうち点火による燃焼までの間に圧縮熱や壁熱等で蒸発、気化して燃焼に寄与した燃料分、右辺第６項のＣｆｈ_n-1・Ｖ１はＣｆｈ_n-1のうち燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに排気行程で排出された燃料分である。

上記（４）式は、右辺第７項のＣｆｃ_n-1・Ｗ２を除いて上記（３）式と同様である。すなわち、右辺第２項のＦｉｎ・Ｘ４は、今回の燃料噴射量のうちシリンダ面壁流に変化する燃料分である。右辺第３項、第４項のＭｆｖ・Ｙ２、Ｍｆｐ・Ｚ２それぞれＭｆｖ、Ｍｆｐから引き剥がされて噴霧となった後にあるいは壁流のまま流れてシリンダ面壁流に変化する燃料分である。右辺第５項のＣｆｃ_n-1・Ｗ０はＣｆｃ_n-1のうち点火による燃焼までの間に圧縮熱や壁熱等で蒸発、気化して燃焼に寄与した燃料分、右辺第６項のＣｆｃ_n-1・Ｗ１はＣｆｃ_n-1のうち燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに排気行程で排出された燃料分である。右辺第７項のＣｆｃ_n-1・Ｗ２はＣｆｃ_n-1のうちオイルに希釈されたままクランクケースに逃げてブローバイガスに含まれてしまった燃料分である。

なお、図４は全体でもモデルであるが、部分でもモデルである。すなわち、上記（１）式が吸気弁壁流モデル、上記（２）式がポート壁流のモデル、上記（３）式が燃焼室壁流のモデル、上記（４）式がシリンダ面壁流のモデルである。また、燃料噴射量ＦｉｎがＸ０〜Ｘ４に分かれるとするのもモデルである。

燃焼分燃料算出手段５７、未燃分燃料算出手段５８、オイル落ち量算出手段５９では次式により燃焼分燃料Ｆｃｏｍ、未燃分燃料Ｆａｃ、オイル落ち量Ｆｏｉｌをそれぞれ算出する。

Ｆｃｏｍ＝Ｆｉｎ・Ｘ０＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０
＋Ｃｆｃ・Ｗ０ …（５）
Ｆａｃ ＝Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１…（６）
Ｆｏｉｌ＝Ｃｆｃ・Ｗ２ …（７）
ここで、（５）式は上記（ａ）〜（ｆ）の燃料の合計を燃焼分燃料Ｆｃｏｍと、（６）式は上記（ｇ）、（ｈ）の燃料の合計を未燃分燃料Ｆａｃと、（７）式は上記（ｉ）の燃料をオイル落ち量Ｆｏｉｌとして数式化したもの（モデル）である。

排気燃料算出手段６０では、次式のようにこれら燃焼分燃料Ｆｃｏｍと未燃分燃料Ｆａｃを合計した値を、排気に影響する排気燃料Ｆｏｕｔとして算出する。

Ｆｏｕｔ＝Ｆｃｏｍ＋Ｆａｃ…（８）
（８）式は燃焼分も未燃分も燃焼室５内のすべてのガスが排気通路８へ排出されることを表している。実際には一部のガスは排気通路８へ排出されることなく燃焼室５内に残留するのであるが、この残留ガスは図４に示した混合気モデルでは考えていない。

これら４つの算出手段５７〜６０での算出タイミングは、燃料付着量算出手段５３〜５６と同じである。

このようにして、上記（１）〜（８）式が得られたが、これら式中の値のうち代表的なものを図３に図示している。

次に、図５は図４に示した混合気モデルを用いて気筒別の燃料噴射量をＴｉを算出するためのデータフローを示した図である。

まず性能要求判定手段７１では、運転条件より三元触媒９からの排気要求と、出力要求（または安定度要求）のいずれがあるのか否かを判定する。例えば低温始動直後の燃焼が安定しにくい領域は安定度要求があるとき、全負荷領域は出力要求があるときである。また、触媒の活性化後は三元触媒９からの排気要求があるときである。

目標当量比決定手段７２では、こうした判定結果より排気要求があるときには排気要求当量比Ｔｆｂｙｅ（＝１．０）を、また出力要求（または安定度要求）があるときには出力要求当量比Ｔｆｂｙｐ（１．１〜１．２の値で固定値）を目標当量比Ｔｆｂｙａとして決定する。

ここで、当量比は理論空燃比（≒１４．７）を空燃比で除した値である。このため、当量比＝１．０のとき空燃比は理論空燃比となり、当量比＝１．１〜１．２のとき空燃比は理論空燃比よりもリッチ側の値となる。

要求噴射量算出手段７５では、このようにして決定した目標当量比Ｔｆｂｙａ及び性能要求判定手段７１の判定結果と、各部付着量算出手段７３、各部燃料分岐割合算出手段７４（それぞれ図４の一部）の算出結果とに基づいて次式により要求噴射量Ｆｉｎを算出する。

（１）出力要求（または安定度要求）があるとき；
Ｆｉｎ＝｛Ｋ＃・Ｔｆｂｙａ・Ｔｐ−（Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０
＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）／Ｘ０ …（９）
（２）排気要求があるとき；
Ｆｉｎ＝｛Ｋ＃・Ｔｆｂｙａ・Ｔｐ−（Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０
＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０＋Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１）｝
／Ｘ０ …（１０）
ここで、（９）式は出力要求または安定度要求があるときにシリンダ吸入空気量（Ｑｃｙｌ）と、前記３つの燃焼分（Ｘ０、Ｙ０＋Ｚ０、Ｖ０＋Ｗ０）の燃料（Ｆｉｎ・Ｘ０＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）との比が理論空燃比よりリッチ側の値となるように要求噴射量Ｆｉｎを算出する式である。これに対して（１０）式は三元触媒９からの排気要求があるときにシリンダ吸入空気量（Ｑｃｙｌ）と、３つの燃焼分（Ｘ０、Ｙ０＋Ｚ０、Ｖ０＋Ｗ０）の燃料（Ｆｉｎ・Ｘ０＋Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）及び未燃分（Ｖ１＋Ｗ１）の燃料（Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１）の合計との比が理論空燃比となるように燃料噴射弁２１からの燃料噴射量を算出する式である。

（１０）式は（９）式に対して未燃分燃料Ｆａｃ（＝Ｃｆｈ・Ｖ１＋Ｃｆｃ・Ｗ１）を加えている点のみが相違する。排気中の空燃比を考えるときには未燃分燃料をも考慮する必要があるためである。この逆に、未燃分燃料は出力には寄与しないので除く必要がある。

（９）式で代表して述べると、（９）式は次式より導出したものである。

Ｋ＃・Ｔｆｂｙａ・Ｔｐ＝Ｆｉｎ・Ｘ０
＋（Ｍｆｖ・Ｙ０＋Ｍｆｐ・Ｚ０＋Ｃｆｈ・Ｖ０＋Ｃｆｃ・Ｗ０）…（１１）
ただし、Ｋ＃；定数、
Ｔｐ；エアフローメータ３２よりから求めた基本噴射量、
（１１）式は、ガス、微粒噴霧となる燃料分（右辺第１項）及び燃料壁流に奪われる燃料分（右辺第２項〜第５項）の合計とが左辺の噴射燃料量に等しいことを表している。この式をＦｉｎについて整理すれば、上記（９）式が得られる。

ここで、（１１）式左辺の基本噴射量Ｔｐは１気筒当たりの値であるので、右辺のＦｉｎ、Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃの各値も１気筒当たりの値である。基本噴射量Ｔｐの実際の単位は質量の単位である［ｍｇ］でなく時間の単位である［ｍｓ］であるため、右辺のＦｉｎ、Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃの各値について、その単位を［ｍｓ］で定義すれば、定数Ｋ＃は１．０でよい。Ｆｉｎ、Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃの単位を［ｍｇ］で定義してもかまわない。ただし、このときには定数Ｋ＃を、［ｍｓ］より［ｍｇ］への変換係数として導入する。

最終噴射量算出手段７６では、このようにして算出した要求噴射量Ｆｉｎ［ｍｓ］を用いて次式のいずれかによりシーケンシャル噴射時の最終噴射量Ｔｉ［ｍｓ］を算出する。

Ｔｉ＝Ｆｉｎ×α×αｍ×２＋Ｔｓ …（１２ａ）
Ｔｉ＝Ｆｉｎ×（α＋αｍ−１）×２＋Ｔｓ…（１２ｂ）
ただし、α ；空燃比フィードバック補正係数、
αｍ；空燃比学習補正係数、
Ｔｓ；無効パルス幅、
これら最終噴射量Ｔｉの式はＬ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンにおける従来の燃料噴射量Ｔｉ［ｍｓ］の演算式とは趣が異なる。ちなみに、当該演算式（シーケンシャル噴射時）は次のようなものである。

Ｔｉ＝（Ｔｐ＋Ｋａｔｈｏｓ）×ＴＦＢＹＡ×（α＋αｍ−１）×２
＋ＣＨＯＳｎ＋Ｔｓ …（１３）
ＴＦＢＹＡ＝１＋ＫＴＷ＋ＫＡＳ＋ＫＵＢ＋ＫＭＲ …（１４）
ただし、ＴＦＢＹＡ ；従来装置の目標当量比、
Ｋａｔｈｏｓ；壁流補正量（応答の遅いもの）、
ＣＨＯＳｎ ；壁流補正量（応答の速いもの）、
ＫＴＷ ；水温増量補正係数、
ＫＡＳ ；始動後増量補正係数、
ＫＵＢ ；未燃分補正係数、
ＫＭＲ ；混合気補正係数、
（１３）、（１４）式に示す従来の演算式では、増量補正係数がたくさんあることからもわかるように、低水温時、低温始動直後で燃焼不安定な状態、未燃分、全負荷時、加減速時などに対してそれぞれに別個の増量補正係数（ＫＴＷ、ＫＡＳ、ＫＵＢ、ＫＭＲ、Ｋａｔｈｏｓ、ＣＨＯＳｎ）を導入し、個別に対応していた。しかしながら、こうした方法だと増量補正係数の数に応じて適合工数が飛躍的に増大せざるを得ない。また、ＫＴＷ、ＫＡＳ、ＫＵＢの適合については燃料挙動までは解析されていない。

一方、すべての燃料増量をトータルで考えてみると、すべて壁流燃料に関係する。従って、上記図２、図３のように今回改めて噴射弁２１から噴射された燃料が燃焼するまでの燃料の挙動を見直し、その結果を用いて図４、図５のように混合気モデルと燃料噴射量算出モデルとを構築するようにした本実施形態によれば、ＫＴＷ、ＫＡＳ、ＫＵＢ、ＫＭＲの各補正係数は不要となる。また、Ｋａｔｈｏｓ、ＣＨＯＳｎに代えて、４つの付着量Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃが置き換わる。すなわち、上記（１）〜（１０）式及び（１２ａ）、（１２ｂ）式のいずれかを用いる本実施形態によれば、（１３）、（１４）式の従来の演算式を用いるガソリン噴射エンジンに対して次の効果が得られる。

効果１；特に低温始動、暖機途中の空燃比制御精度がよくなり、この制御精度の向上に より排気性能が向上しかつ始動性、運転性（トルク精度）が向上する。

効果２；吸気ポート、燃焼室内の壁流挙動（噴射してから燃焼するまでのすべての燃料 挙動）を解析しているので、机上適合が容易になり適合工数を低減できる。

効果３；このように精密に壁流挙動を解析して燃料噴射を行わせた結果、それでも空燃 比が目標より外れていれば、それは噴射弁やエアフローメータなど部品の精度に 関係するものと判断できるので、制御結果を空燃比制御にフィードバックするこ とで、エンジンそのものの素質を改善できる。

ところで、性能要求判定手段７１による判定方法はこれに限らない。出力要求時（または安定度要求時）から排気要求時への切換時またはその逆への切換時に前記（９）式の要求噴射量より（１０）式の要求噴射量へとステップ的に切換えまたはその逆への切換時に（１０）式の要求噴射量より（９）式の要求噴射量へとステップ的に切換えたのではトルク段差が生じ、これによりトルクショックによる不快感や音質変化などが感じられる。

そこで、低温始動からの時間、アクセル開度、三元触媒９の温度の少なくとも一つに応じて出力要求と排気要求の要求比を設定し、この要求比で前記（９）、（１０）式の２つの要求噴射量を補間計算した値を、改めて要求噴射量として算出することにより、２つの要求噴射量の間を要求比に応じて滑らかに繋ぎ、２つの要求噴射量の間をステップ的に切換える際に生じるトルクショックによる不快感や音質変化などを防止する。

これについて説明すると、排気要求と出力要求の比を要求度数（要求比）で定義する。ここでは出力要求のみに応ずるときの要求度数を１００％とし、排気要求のみに応ずるときの要求度数を０％として、そのときの運転条件に応じた要求度数を設定する。具体的には、低温始動直後は燃焼室内での燃焼が安定しにくいので、出力要求である。全負荷領域でも出力要求に応じる必要がある。また、排気通路８に設けている触媒９が活性化した後には排気要求に応じる必要がある。これらの要求のため、要求度数を図６、図７、図８に示したように設定している。すなわち、図６のように初期値を１００％として低温始動直後の出力要求に応じると共に、始動後時間（あるいは壁温度）が経過するほど要求度数を小さくしていくことにより出力要求から排気要求へとゆるやかに切換える。図７のようにアクセルペダル４１を最大まで踏み込む付近で要求度数を大きくすることにより全負荷領域での出力要求に応える。図８のように初期値を１００％として触媒温度が上昇するほど要求度数を小さくしていくことにより出力要求から排気要求へと緩やかに切換える。

このようにして、始動後時間、アクセル開度、触媒温度より図６、図７、図８を内容とするテーブルを参照して３つの要求度数を得た後は、これら３つの要求度数のうち最も大きい値を選択する。

そして、上記（１０）式の要求噴射量ＦｉｎをＦｉｎ１（第１の燃料噴射量）、上記（９）式の要求噴射量ＦｉｎをＦｉｎ２（第２の燃料噴射量）として区別し、この選択した要求度数でこれら２つの要求噴射量Ｆｉｎ１、Ｆｉｎ２を補間計算した値を要求噴射量Ｆｉｎとして算出する。

Ｆｉｎ＝Ｆｉｎ２×要求度数＋Ｆｉｎ１×（１−要求度数）…（１５）
（１５）式によれば要求度数＝１００％のときＦｉｎ＝Ｆｉｎ２、要求度数＝０％のときＦｉｎ＝Ｆｉｎ１となる。

ここで、始動後時間はエンジン始動タイミングで起動するタイマにより計測する。アクセル開度はアクセルセンサ４２により検出する。触媒温度は触媒温度センサ４３により検出する。

次に、図４の各部燃料分岐割合算出手段５２では、各部燃料（Ｆｉｎ、Ｍｆｖ、Ｍｆｐ、Ｃｆｈ、Ｃｆｃ）の分岐割合を算出するが、この各部燃料の分岐割合の算出について以下に説明する。上記（１）〜（７）、（１０）、（１１）式をみればわかるように本実施形態では各部燃料分岐割合Ｘｎ、Ｙｎ、Ｚｎ、Ｖｎ、Ｗｎが適合値になる。そして、これらを精度よく適合することで空燃比制御精度を高めることができる。

ここでは、Ｌ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンのうち、標準システムを有するあらゆるエンジンを対象として検討しているため、吸気行程噴射を行うものやアシストエアー方式の燃料噴射弁を備えるもの、成層燃焼を行うもの、スワールコントロールバルブを備えるものなどを含めているが、適用するエンジンに該当しないものはカットすればよい。

ここで、「標準システム」のガソリン噴射エンジンとは次の２つの条件を満足するものをいう。

（ア）吸気通路に吸気弁を備えること。

（イ）可変動弁機構を備えていないか、備えていても可変動弁の可変代が小さいこと。

本実施形態は（ア）、（イ）の条件を共に満足するので、標準システムのガソリン噴射エンジンである。一方、吸気絞り弁を備えておらず吸気弁のみで吸入空気流量を調整するエンジン、電磁駆動の吸気弁を備えるエンジン、圧縮比可変のエンジンは標準システムのガソリン噴射エンジンでない。従って、これらエンジンは対象外である。

さて、噴射弁噴霧の分岐モデルを図９のように構築する。すなわち、当該モデルを、噴霧粒径分布算出手段４１、噴射時気化割合算出手段４２、直接噴き入り割合算出手段４３、吸気系浮遊割合算出手段４４、燃焼室浮遊割合算出手段４５、吸気系付着割合割り振り手段４６、燃焼室付着割合割り振り手段４７、気化、浮遊割合算出手段４８から構成する。

まず、噴霧粒径分布算出手段４１では、エンジンコントローラ３１内のＲＯＭに予め記憶されている噴霧の粒径分布を読み出してくる。ここで、噴霧の粒径分布は、粒径の小区分毎（粒径毎）の噴霧の質量割合を行列としたもので、噴霧の粒径分布の算出とはエンジンコントローラ３１内のＲＯＭからこの粒径の小区分毎の噴霧の質量割合の行列を読み出してくる操作のことである。

噴射時気化割合算出手段４２では、温度、圧力、流速等の信号から粒径の小区分毎の噴霧の気化率を算出し、これらを全ての粒径区分について総和することにより、噴射時の総噴霧のうちから気化する分である噴射時気化分Ｘ０´［％］を算出する。この結果、１００−Ｘ０´の噴霧分ＸＢ［％］が吸気ポート４に気化することなく残留する。

直接噴き入り割合算出手段４３では、噴射時気化割合算出手段４２からのこの残留噴霧分ＸＢ（＝１００−Ｘ０´）を受け、これと噴射タイミングＩ／Ｔ、噴射弁２１と吸気弁１５の挟み角βとを用いて、吸気弁１５または吸気ポート４に衝突することなく燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧分ＸＤ［％］を算出する。この結果、ＸＢ−ＸＤの噴霧分ＸＣ［％］が吸気ポート４に残留する。この吸気ポート４に残留する噴霧分ＸＣは吸気系浮遊割合算出手段４４に、また燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧分ＸＤは燃焼室浮遊割合算出手段４５に出力される。

吸気系浮遊割合算出手段４４では、粒径の小区分毎の噴霧の気化率を算出し、これらを全ての粒径区分について総和することにより、吸気ポート４での浮遊分Ｘ０´´［％］を、また残りを吸気ポート壁４ａと吸気弁壁１５ａとに付着する噴霧分（以下、吸気ポート壁４ａに付着する噴霧分と吸気弁壁１５ａに付着する噴霧分とを総称して「吸気系付着分」という。）ＸＥ（＝ＸＣ−Ｘ０´´）［％］として算出する。

同様にして、燃焼室浮遊割合算出手段４５では粒径の小区分毎の噴霧の気化率を算出し、これらを全ての粒径区分について総和することにより、燃焼室５での浮遊分Ｘ０´´´［％］を、また残りを燃焼室壁（上記のようにシリンダ面壁を除く）とシリンダ面壁５２とに付着する噴霧分（以下、燃焼室壁に付着する噴霧分とシリンダ面壁５２に付着する噴霧分とを総称して「燃焼室付着分」という。）ＸＦ（＝ＸＤ−Ｘ０´´´）［％］として算出する。

気化、浮遊割合算出手段４８ではこのようにして求められた噴射時気化分Ｘ０´、吸気ポート４での浮遊分Ｘ０´´、燃焼室５での浮遊分Ｘ０´´´の３つを合計して１噴射トータルでの気化、浮遊分Ｘ０を算出する。

一方、吸気系付着割合割り振り手段４６では吸気系付着分ＸＥを、吸気弁壁１５ａに付着する分Ｘ１［％］と、ポート壁４ａに付着する分Ｘ２［％］とに、また燃焼室付着割合割り振り手段４７では燃焼室付着分ＸＦを、燃焼室壁に付着する分Ｘ３［％］と、シリンダ面壁５２に付着する分Ｘ４［％］とにそれぞれ割り振る。

次に、噴霧分岐のモデル同定について項分け説明する。
〈１〉噴霧分岐のモデル同定（噴霧分岐全体プロセス）
図１０は噴霧の各分岐分（Ｘ０、Ｘ１、Ｘ２、Ｘ３、Ｘ４）の推定（同定）に用いる噴霧分岐全体のプロセスをモデルで示したもので、噴射時からの燃料噴霧の分岐を図示のように時系列的に６つに分解している。

１）噴射時気化：
噴射時噴霧は粒径の異なる燃料噴霧の集まりである。従って、横軸に粒径Ｄ［μｍ］を、縦軸に噴霧の質量割合［％］を採れば、図１０上段左端に示したように粒径Ｄに対して山形の分布（ＸＡ）を有し（太実線参照）、その山形の曲線で囲まれる面積が、噴射時の総噴霧の総和である１００％になる。山形の分布を有する燃料噴霧のうちから一部が噴射時に気化し、残りは噴霧のまま滞留する。粒径の小さい噴霧ほど気化しやすいので、気化せずに残る噴霧の分布（細実線参照）は噴射時噴霧の分布（ＸＡ）より粒径の小さい側が小さなものとなる。これら２つの分布の間の面積分が噴射時に気化する噴霧分Ｘ０´［％］であり、１００−Ｘ０´が気化せずに噴霧のまま滞留する噴霧分ＸＢ［％］である。

２）噴射噴霧の燃焼室への直接噴き入り：
図１０上段左より２番目の特性において、大きな山（太実線参照）は気化せずに吸気ポート４に残留する噴霧の噴霧の分布であり、このうち燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧の分布を小さな山（細実線参照）で重ねて描いている。この小さな山の面積が燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧分ＸＤ［％］であり、ＸＢ−ＸＤつまり大きな山と小さな山の間の面積分が吸気系に残留する噴霧分ＸＣ［％］である。

３）吸気系噴霧付着浮遊：
燃焼室５へと直接噴き入れられず吸気ポート（吸気系）に残留する噴霧のうち一部は噴霧のまま浮遊し（気化する分を含む）、残りは吸気系の壁面（ポート壁４ａと吸気弁壁１５ａ）とに付着する。粒径の小さい噴霧ほど噴霧のまま浮遊しやすいので、図１０上段右から２番目の特性において吸気系の壁面に付着する噴霧の分布（細実線参照）は吸気系に残留する噴霧の分布（太実線参照）より粒径の小さい側が小さなものとなる。これら２つの分布の間の面積分が吸気系に噴霧のまま浮遊する分（吸気系での気中浮遊割合）Ｘ０´´［％］であり、上記吸気系に残留する噴霧分ＸＢからこの浮遊分Ｘ０´´を差し引いた値が吸気系付着分ＸＥ（吸気系付着割合）［％］となる。

４）燃焼室噴霧付着浮遊：
燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧のうち一部は噴霧のまま燃焼室５内を浮遊し（気化する分を含む）、残りは燃焼室壁及びシリンダ面壁５２に付着する。粒径の小さい噴霧ほど噴霧のまま浮遊しやすいので、図１０下段右から２番目の特性において燃焼室壁及びシリンダ面壁５２に付着する噴霧の分布（細実線参照）は燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧の分布（太実線参照）より粒径の小さい側が小さなものとなる。これら２つの分布の間の面積分が燃焼室５内で噴霧のまま浮遊する分（燃焼室５での気中浮遊割合）Ｘ０´´´［％］であり、上記燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧分ＸＤからこの浮遊分Ｘ０´´´を差し引いた値が燃焼室壁付着分（燃焼室付着割合）ＸＦ［％］である。

５）吸気系噴霧付着場所：
図１０上段右端の特性において、大きな山（太実線参照）は上記の吸気系付着分のＸＥの分布、小さな山（細実線参照）は吸気弁壁１５ａに付着する噴霧分の分布である。この小さな山の面積が吸気弁壁１５ａに付着する噴霧分Ｘ１［％］であり、上記吸気系付着分ＸＥからこの吸気弁壁付着分Ｘ１を差し引いた値がポート壁付着分Ｘ２［％］である。

６）燃焼室噴霧付着場所：
図１０下段右端の特性において、大きな山（太実線参照）は上記の燃焼室付着分ＸＦの分布、小さな山（細実線参照）は燃焼室壁に付着する噴霧の分布である。この小さな山の面積が燃焼室壁付着分Ｘ３［％］であり、上記燃焼室付着分ＸＦからこの燃焼室壁付着分Ｘ３を差し引いた値がシリンダ面壁付着分Ｘ４［％］である。

このように、吸気系残留分ＸＢ、ＸＣ、直接噴き入れられる噴霧分ＸＤ、吸気系付着分ＸＥ、燃焼室壁付着分ＸＦ、噴射時気化分Ｘ０´、浮遊分Ｘ０´´、Ｘ０´´´は同じ単位［％］であるが、ＸＡだけはこれらと相違して分布そのものを表している。

以下、上記の噴射時噴霧の粒径分布ＸＡ、各分岐分ＸＢ、ＸＣ、ＸＤ、ＸＦ、Ｘ０´、Ｘ０´´、Ｘ０´´´の算出方法を個別に詳述する。
〈２−１〉噴霧分岐のモデル同定（気化）
１）ＸＡ；噴射時噴霧の粒径分布：
噴射時噴霧の質量割合についての粒径分布ＸＡは噴射弁２１の噴霧計測結果を用いる。

噴霧の粒径区分は、等間隔（例えば１０μｍ毎）としてもよいし（図１１（ａ）参照）、２ⁿ毎に区分してもよい（図１１（ｂ）参照）。粒径区分の数は多いほど精度がよくなるが、その反面でメモリ容量や演算時間が大きくなるので、ＣＰＵの能力に合わせて設計すればよい。

簡単には粒径区分を一つだけとしてもかまわない。これは、噴射時の総噴霧の平均の粒径を用いることを意味する。この場合、噴霧の蒸発割合や滞留割合を近似的に粒径から求めることとなり、粒径が似通った場合は実験値で蒸発、滞留特性を近似できる。ただし、噴霧の粒径分布が大きく変わる噴射法、噴射弁では合わないこととなるので、このときには噴霧の粒径分布を用いればよい。

２）Ｘ０´；噴射時気化分：
噴射時噴霧の気化については図１２のように噴霧の質量をｍ、表面積をＡ、直径をＤ、噴霧の気化量をΔｍ、また、吸気ポート４の流速をＶ、吸気ポート４の温度をＴ、吸気ポート４の圧力（この圧力は大気圧より低くなり、大気圧を基準とすれば負圧となる。）をＰとすると、気化率Ｘ０´と気化量Δｍとは次式で表される。

Ｘ０´＝Δｍ／ｍ …（１６）
Δｍ＝ｆ（Ｖ、Ｔ、Ｐ）×Ａ×ｔ…（１７）
ここで、（１７）式のｆ（Ｖ、Ｔ、Ｐ）は単位表面積、単位時間当たりの蒸発量（この値を以下「気化特性」という。）で、気化特性ｆ（Ｖ、Ｔ、Ｐ）は流速Ｖ、温度Ｔ、圧力Ｐの関数であることを表している。（１７）式のｔは単位時間である。

この場合、Ａ＝Ｄ²×Ｋ１＃、ｍ＝Ｄ³×Ｋ２＃（Ｋ１＃、Ｋ２＃は定数）であるから、これらを（１６）、（１７）式に代入し、さらにΔｍを消去すると、次式が得られる。

Ｘ０´＝ΣＸＡk×ｆ（Ｖ、Ｔ、Ｐ）×Ａ×ｔ×ＫＡ＃／Ｄk…（１８）
ここで、ＸＡk はｋ番目の区分の粒径に対する質量割合、Ｄkはｋ番目の区分の粒径で、Σは粒径の全区分（ｋについて１から最大区分数まで）にわたって総和することを表している。ＫＡ＃はガス流速Ｖの表面積での有効利用率（１より小さい定数）である。

上記の気化特性ｆ（Ｔ、Ｖ、Ｐ）は温度Ｔと流速Ｖとから図１３を内容とする特性のマップを検索して求める。図１３に示したように気化特性ｆ（Ｖ、Ｔ、Ｐ）は温度Ｔが高くなるほど、また流速Ｖが大きくなるほど大きくなる。図１３では横軸の温度を−４０℃から３００℃まで広く採っているが、実際には「温度範囲」と記した領域で噴霧の気化、蒸発が行われる。

横軸の第２項の（Ｐａ−Ｐ）／Ｐａ×＃ＫＰＴは、圧力Ｐによる温度補正分である。これは、圧力Ｐによる揮発性差、つまり低負荷時のように圧力Ｐが大気圧Ｐａより低いときのほうが高負荷時のように圧力Ｐが低負荷時より高いときより蒸発量が多くなることを考慮したものである。

ところで、気化特性ｆ（Ｔ、Ｖ、Ｐ）のパラメータのうち流速Ｖには、噴霧の貫通力による相対流速分と吸気の燃焼室吸入による流速分とがあるので、噴射時気化分Ｘ０´を噴霧貫通分と吸気気流分の合計として、つまり上記（１８）式に代えて次式により求める。

Ｘ０´＝ΣＸＡk×ｆ（Ｖ１、Ｔ、Ｐ）×Ａ×ｔ１×ＫＡ＃／Ｄk
＋ΣＸＡk×ｆ（Ｖ２、Ｔ、Ｐ）×Ａ×ｔ２×ＫＡ＃／Ｄk…（１９）
ただし、Ｖ１；噴霧貫通力による噴霧の速度、
ｔ１；噴霧の貫通に要する時間、
Ｖ２；吸気気流の速度、
ｔ２；吸気気流に噴霧が暴露されている時間、
ここで、噴霧貫通力による噴霧の速度Ｖ１と噴霧の貫通に要する時間ｔ１とは、噴射弁２１に作用する燃圧Ｐｆが決まれば一定値である。これらＶ１、ｔ１の値は噴射弁２１の仕様が決まれば定まる。燃圧Ｐｆを可変に制御するエンジンでは、燃圧ＰｆによりＶ１、ｔ１が変化するので、燃圧Ｐｆの関数として設定する。

燃焼室５への空気の吸入は間欠的なので、吸気気流の速度（吸気ポート４の流速）Ｖ２はエンジン回転速度Ｎｅに比例する、つまりＶ２は次式により計算できる。

Ｖ２＝Ｎｅ×＃ＫＶ …（２０）
ただし、＃ＫＶ；流速指数、
（２０）式の流速指数＃ＫＶは流路面積（吸気ポート４の流路面積）を気筒容積で割った値により定まる値である。この指数には単位合わせの分も含める。ここで、流路面積、気筒容積は図面より求めることができる。

噴霧の流速への曝され度合いを表す吸気気流の暴露時間ｔ２は噴射タイミングＩ／Ｔとエンジン回転速度Ｎｅの影響を受けるので、噴射タイミングＩ／Ｔと回転速度Ｎｅから図１４を内容とするマップを検索することにより求める。

気化特性ｆ（Ｔ、Ｖ、Ｐ）のパラメータのうち温度Ｔには吸気温度を用いる。ただし、残留ガス（外部ＥＧＲガスや内部ＥＧＲガス）を考慮するときにはこの残留ガスと混合したガス温度を用いる。このガス温度は吸気温度や水温から推定する。簡単には吸気温度と水温の単純平均値や加重平均値をガス温度の推定値とすればよい。吸気温度は吸気温度センサ４７により、水温は水温センサ３７により検出する。気化熱は無視し適合でカバーする。気化特性ｆ（Ｔ、Ｖ、Ｐ）のパラメータのうち圧力Ｐには吸気圧力を用いる。吸気圧力は吸気コレクタ２に設ける圧力センサ４４により検出する。

３）ＸＢ；吸気ポートに残留する噴霧分：
このようにして噴射時気化分Ｘ０´が求まると、噴霧のまま吸気ポート４に残留する噴霧分ＸＢは次式で与えられる。

ＸＢ＝ＸＡ−Ｘ０´…（２１）
〈２−２〉噴霧分岐のモデル同定（直接噴き入り）
１）ＸＤ；燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧分：
噴射弁２１からの噴霧は、排気行程中の噴射であれば吸気弁１５が全閉しているので、吸気弁１５、吸気ポート４にしか直撃しないのであるが、吸気弁傘裏部を狙って吸気行程で噴射するときには、図１５のようにその一部が吸気弁１５または吸気ポートに衝突することなく吸気弁１５と弁シートの隙間を抜けて燃焼室５へと直接噴き入れられる。この直接噴き入り率をＫＸＤとし、燃焼室５へと直接噴き入れられる噴霧分ＸＤを次式により算出する。

ＸＤ＝ＸＢ×ＫＸＤ…（２２）
直接噴き入り率ＫＸＤは噴射タイミングのほか、噴射方向（噴射弁２１の向きと吸気弁１５の向き）の影響も受ける。そこで、噴射タイミングＩ／Ｔと噴射弁２１の軸と吸気弁１５の軸との挟み角βとから図１６を内容とするマップを検索することにより直接噴き入り率ＫＸＤを求める。挟み角βは図面からわかる。図１６の特性は適合により求める。

また、吸気弁作動角可変機構２７を備えるエンジンでは吸気弁１５の弁リフト、プロフィールも直接噴き入り率ＫＸＤに影響するので、当該エンジンでは次式により直接噴き入り率ＫＸＤを算出する。

ＫＸＤ＝ＫＸＤ０×Ｈ／Ｈ０…（２３）
ただし、Ｈ ；吸気弁１５の最大リフト、
Ｈ０；基準最大リフト、
（２３）式のＨ０は吸気弁作動角可変機構２７を働かせないときの吸気弁１５の最大リフトである。吸気弁作動角可変機構２７を働かせるときには、通常、吸気弁１５の最大リフトＨがＨ０より小さくなるので、その分直接噴き入り率が減る。そこで（２３）式によりその分の減量補正を行わせるものである。

２）ＸＣ；吸気系残留噴霧分：
このようにして直接噴き入れられる噴霧分ＸＤが求まると、吸気系に残留する噴霧分ＸＣは次式で与えられる。

ＸＣ＝ＸＢ−ＸＤ…（２４）
〈２−３〉噴霧分岐のモデル同定（浮遊）
１）Ｘ０´´；吸気系での浮遊分：
吸気ポート４に噴霧がくまなく分布し、図１７のように各噴霧は重力加速度により空気に抗して落下するものと仮定する。こうした自然落下モデルでは、落下してポート壁４ａに到達しない噴霧は浮遊し、ポート壁４ａに到達した噴霧はポート壁４ａに付着するとみなす。

ただし、自然落下では噴霧の落下速度は、速度あるいは速度の２乗の比例した空気抵抗がある場合を含めて粒径Ｄ（∝質量）に関係しないのであるが、本実施形態では噴霧の落下速度Ｖは粒径Ｄの関数であり、図１８のように粒径Ｄが大きいほど大きくなるものとみなしている。

噴霧の落下距離Ｌは、この落下速度Ｖに噴霧の浮遊時間（あるいは到達制限時間）ｔを掛けた値である。図１８に壁面までの最大距離＃Ｌ（ポート高さ＃ＬＰ）を採ると、噴霧の落下距離Ｌがこの最大距離＃Ｌ以上となる噴霧は全てポート壁４ａに付着するので、粒径毎の浮遊分の特性は図１８のように右下がりの特性となり、粒径毎の浮遊分が０以上の面積分を粒径について総和した値が吸気系での浮遊分Ｘ０´´になる。これは次式により求めることができる。

Ｘ０´´＝Σ（１−Ｌk／＃ＬＰ）…（２５）
ここで、Ｌｋは粒径区分ｋにおける噴霧の到達距離である。このＬkは、
Ｌk＝Ｖk×ｔｐ…（２６）
の式により表されるので（Ｖkは粒径区分ｋにおける噴霧の落下速度、ｔｐは浮遊時間（あるいは到達制限時間）としての噴射タイミングＩ／Ｔより圧縮行程開始までの時間）、これを（２５）式に代入すると、次式が得られる。

Ｘ０´´＝Σ（１−Ｖk×ｔｐ／＃ＬＰ）…（２７）
この結果、粒径Ｄをパラメータとする小区分毎の噴霧の落下速度Ｖのテーブル（図１８参照）を作成しておき、粒径区分ｋが１よりＤ０となるまで、（２７）式により総和すれば吸気系での浮遊分Ｘ０´´を求めることができる。Ｄ０は図１８において粒径毎の浮遊分が０となるときの粒径である。ｔｐはエンジンコントローラ３１内蔵のタイマにより計測させればよい。＃ＬＰは一定値であり、図面より定まる。

２）Ｘ０´´´；燃焼室での浮遊分：
考え方は吸気系での浮遊分Ｘ０´´と同様である。すなわち、燃焼室５内に噴霧がくまなく分布し、図１７のように各噴霧は重力加速度により空気に抗して落下するものと仮定する。こうした自然落下モデルでは、落下してピストン冠面６ａに到達しない噴霧は浮遊し、ピストン冠面６ａに到達した噴霧は燃焼室（燃焼室壁やシリンダ面壁５２）に付着するとみなす。

また、噴霧の落下速度Ｖは粒径Ｄの関数であり、図１８のように粒径Ｄが大きいほど大きくなるものとみなす。

噴霧の落下距離Ｌは、この落下速度Ｖに噴霧の浮遊時間（あるいは到達制限時間）ｔを掛けた値である。図１８に壁面までの最大距離＃Ｌである燃焼室高さ＃ＬＣ（例えばピストン中点で代表させる）を採ると、噴霧の落下距離Ｌがこの燃焼室高さ＃ＬＣ以上となる燃料噴霧は全て燃焼室に付着するので、粒径毎の浮遊分の特性は図１８のように右下がりの特性となり、粒径毎の浮遊分が０以上の面積分を粒径について総和した値が燃焼室での浮遊分Ｘ０´´´になる。これは次式により求めることができる。

Ｘ０´´´＝Σ（１−Ｌk／＃ＬＣ）…（２８）
ここで、Ｌkは粒径区分ｋにおける噴霧の到達距離であり、このＬkは、
Ｌk＝Ｖk×ｔｃ…（２９）
の式により表されるので（Ｖkは粒径区分ｋにおける噴霧の落下速度、ｔｃは浮遊時間（あるいは到達制限時間）としての噴射タイミングＩ／Ｔ（または吸気行程開始）より圧縮行程終了（または燃焼開始）までの時間）、これを（２８）式に代入すると、次式が得られる。

Ｘ０´´´＝Σ（１−Ｖk×ｔｃ／＃ＬＣ）…（３０）
この結果、粒径Ｄをパラメータとする小区分毎の噴霧の落下速度Ｖのテーブル（図１８参照）を作成しておき、粒径区分が１よりＤ０となるまで、（３０）式により総和すれば燃焼室での浮遊分Ｘ０´´´を求めることができる。Ｄ０は図１８において粒径毎の浮遊分が０となるときの粒径である。ｔｃエンジンコントローラ３１内蔵のタイマにより計測させればよい。＃ＬＣは一定値であり、図面より定まる。

３）ＸＥ、ＸＦ；吸気系、燃焼室に付着する分：
このようにして吸気系での浮遊分Ｘ０´´、燃焼室での浮遊分Ｘ０´´´が求まると、吸気系付着分ＸＥ、燃焼室付着分ＸＦは次式で与えられる。

ＸＥ＝ＸＣ−Ｘ０´´ …（３１）
ＸＦ＝ＸＤ−Ｘ０´´´…（３２）
吸気弁作動角可変機構２７を備えるエンジンでは、直接噴き入れられる噴霧の２次微粒化が促進されるため、直接噴き入れられる噴霧分ＸＤと燃焼室での浮遊分Ｘ０´´´の補正を行う。ここで、２次微粒化とは、吸気弁作動角可変機構２７が働くとき、吸気弁１５の最大リフトが小さくなって吸気弁１５と弁シートの隙間を流れる気流が、吸気弁作動角可変機構２７が働かないときより高速となり、そのぶん直接噴き入れられる噴霧の微粒化が促進されることをいう。

この２次微粒化によって粒径毎の浮遊分及び粒径毎の燃焼室での付着分の各分布が、図１０下段の右から２番目の特性に示したように実線から破線の特性へと移行する。この破線特性の各分布とするには、直接噴き入れられる噴霧分ＸＤ及び燃焼室での浮遊分Ｘ０´´´の各分布を粒径が小さくなる方向に２格子ずつずらすなどして補正し、この新たな補正後の各分布を用いて前述のようにして直接噴き入れられる噴霧分ＸＤ、燃焼室内での浮遊分Ｘ０´´´を求め、これら求めたＸＤ、Ｘ０´´´を上記（３２）式に用いる。
〈２−４〉噴霧分岐のモデル同定（付着部位）
１）Ｘ１、Ｘ２；吸気弁壁付着分、ポート壁付着分：
吸気系付着分ＸＥの分布は図１９において下側の太実線であり、このうち吸気弁壁付着分Ｘ１の分布は図１９において下側の破線のようになり、２つの分布の間がポート壁付着分Ｘ２の分布である。従って、吸気系付着分ＸＥを、吸気弁直撃率＃ＤＶＲに応じて次式のように吸気弁壁付着分Ｘ１と、ポート壁付着分Ｘ２とに割り振る。

Ｘ１＝ＸＥ×ＫＸ１…（３３）
Ｘ２＝ＸＥ−Ｘ１ …（３４）
ただし、ＫＸ１；吸気弁直撃率係数、
ここで、吸気弁直撃率係数ＫＸ１は吸気弁直撃率＃ＤＶＲと圧力Ｐとから図２０を内容とするマップを検索することにより求める。図２０に示したように吸気弁直撃率係数ＫＸ１は吸気弁直撃率＃ＤＶＲが大きくなるほど大きくなる。また、吸気弁直撃率＃ＤＶＲが同じでも圧力Ｐが小さくなる低負荷時のほうが吸気弁直撃率係数ＫＸ１の値が小さくなる。図２０において「負圧無」とは圧力Ｐが大気圧に近づく高負荷時のこと、「高負圧」とは圧力Ｐが大気圧より離れて小さくなる低負荷時のことである。吸気弁直撃率＃ＤＶＲは、噴射弁２１からの噴霧が吸気弁１５に衝突する割合のことで、吸気ポート４と噴射弁噴霧の図面から算出できる。

２）Ｘ３、Ｘ４；燃焼室壁付着分、シリンダ面壁付着分：
燃焼室壁、シリンダ面壁５２に付着する噴霧の分布を図１９に重ねて示す。燃焼室付着分ＸＦを、割り振り率ＫＸ４で次式のように燃焼室壁付着分Ｘ３と、シリンダ面壁付着分Ｘ４とに割り振る。

Ｘ４＝ＸＦ×ＫＸ４…（３５）
Ｘ３＝ＸＦ−Ｘ４ …（３６）
ここで、噴霧流入のレイアウトによりシリンダ付着指標を定め、このシリンダ付着指標から図２１を内容とするテーブルを検索して割り振り率ＫＸ４を求める。ここで、シリンダ指標は噴射弁２１からの噴霧が吸気弁１５と弁シートの隙間を抜けて燃焼室５内に入って各部壁に付着する燃料のうち、シリンダ面壁に向かう割合を表すもので、例えば噴霧形状を円錐として吸気弁１５と弁シートの隙間を抜ける割合をＲＢ、ＲＢのうちシリンダ面壁に向かう割合をＲＡとすれば、ＲＡ／ＲＢをシリンダ指標として用いればよい。図２１のように、割り振り率ＫＸ４はシリンダ付着指標が大きくなるほど大きくなる値である。

シリンダ付着指標は流れのシミュレーションモデルや、単体試験での部位別壁流回収実験等の結果から設定することができる。

このようにして、図９に示した噴射弁噴霧の分岐モデルによれば、噴射弁２１からの噴射時噴霧の各分岐割合Ｘ０、Ｘ１、Ｘ２、Ｘ３、Ｘ４を算出することができ、これらは従来の方法である温度、回転速度、負荷信号等の運転条件から直接マップやテーブルを使って求めるものと比べて、物理モデルを促進しているので、個別のエンジン実験による適合をほとんど無くすことができており、適合工数の低減や適合期間の短縮が可能となっている。

また実施形態には示してないが、噴霧の粒径情報を持っているので、それを燃焼のプロセスまで延長して算出させれば、燃焼の効率、排気性能まで予測することに繋がる可能性を持っている。

次に図４に示した残りの分岐割合である壁流の分岐割合Ｙ０〜Ｙ２，Ｚ０〜Ｚ２、Ｖ０〜Ｖ１，Ｗ０〜Ｗ２の算出について項分け説明する。
〈３〉壁流の蒸発、持ち去りのモデル同定
ここではまず壁流を物理モデルとするに際しての基本的な考え方を示す。

１）壁流の蒸発：
図２２のように壁流の蒸発モデルを考える。すなわち、蒸発表面積Ａは波の高さと比例し、また波の高さは付着量ｍと比例すると仮定すると、次式が成立する。

Ａ＝ｍ×Ｋ＃ …（３７）
ただし、Ｋ＃；定数、
蒸発量Δｍは次式により与えられる。

Δｍ＝ｆ（Ｔ、Ｖ、Ｐ）×Ａ …（３８）
（３８）式のｆ（Ｔ、Ｖ、Ｐ）は壁流の蒸発特性である。この壁流の蒸発は噴霧の蒸発と同様であるから、壁流の蒸発特性としては図１３に示した気化特性をそのまま流用している。ただし、（３８）式は上記（１７）式と比較して右辺に単位時間ｔがない。つまり、ここでのΔｍは単位時間当たりで考えている。

（３７）、（３８）式を用いると、壁流の蒸発率ｙは次式により与えられる。

ｙ＝Δｍ／ｍ＝ｆ（Ｔ、Ｖ、Ｐ）×Ｋ＃…（３９）
この結果、壁流の蒸発量は付着量と比例する。

２）壁流の持ち去り（噴霧再飛散、壁流移動）：
図２３のように壁流の再飛散（飛散）と壁流の移動のモデルを考える。すなわち、壁流の再飛散量Δｍ´も波の高さと比例し、波の高さは付着量ｍと比例すると仮定すると、壁流の飛散率ｙ１、２は次式により与えられる。

ｙ１、２＝Δｍ´／ｍ＝ｆ（Ｔ、Ｖ、粘度、表面張力）×Ｋ＃…（４０）
（４０）式のｆ（Ｔ、Ｖ、粘度、表面張力）は再飛散率基本値（飛散率基本値）で、その特性を図２４に示す。使用燃料であるガソリンが決まると粘度と表面張力が定まり、その使用燃料に対して適合することにより、図２４に示したように温度Ｔと流速Ｖに対する特性が得られる。再飛散率基本値は温度Ｔが高くなるほど、また流速Ｖが大きくなるほど大きくなる値である。

これより壁流の再飛散量も付着量と比例すると仮定する。

同じく図２３において壁流は流速Ｖに押し流されて移動し、その壁流の移動速度が壁流厚さＨの影響を受けないと仮定すると、壁流の移動量Δｍ´´、壁流厚さＨは次式により与えられる。

Δｍ´´＝Ｈ×Ｖｗ …（４１）
Ｈ＝ｍ×Ｋ＃ …（４２）
ただし、Ｖｗ；壁流の移動速度、
（４１）式の壁流の移動速度Ｖｗは、
Ｖｗ＝ｆ（Ｖ、Ｔ、粘度） …（４３）
である。ここで、（４３）式のｆ（Ｖ、Ｔ、粘度）は移動率基本値で、その特性を図２５に示す。使用燃料であるガソリンが決まると粘度が定まり、その使用燃料に対して適合することにより、図２５に示したように温度Ｔと流速Ｖに対する特性が得られる。移動率基本値は温度Ｔが高くなるほど、また流速Ｖが大きくなるほど大きくなる値である。

（４１）〜（４３）式を用いると、壁流の移動率ｙ１、２´は次式により与えられる。

ｙ１、２´＝Δｍ／ｍ＝ｆ（Ｖ、Ｔ、粘度）×Ｋ＃ …（４４）
これより壁流の移動量も付着量と比例すると仮定する。

このように、壁流の蒸発、持ち去りはすべて付着量に比例するとみなして次に述べる壁流モデルを構築する。
〈４−１〉蒸発、持ち去りの各部モデルへの適用
１）吸気弁壁流への適用：
図２６は図２２、図２３の壁流モデルを吸気弁１５に形成される壁流に適用した図である。この吸気弁壁流からの蒸発燃焼分、吸気弁壁流からの燃焼室壁への分岐分、吸気弁壁流からのシリンダ面壁５２への分岐分をそれぞれ次のように算出する。

蒸発燃焼分 ；Ｙ０＝Δｍ／ｍ
＝ｆ（図１３）×＃ＫＷＶＶ …（４５）
燃焼室壁分岐分 ；Ｙ１＝（Δｍ´＋Δｍ´´）／ｍ
＝ｆ（図２４）×＃ＫＶＣ＋ｆ（図２５）×＃ＫＶＴ
…（４６）
シリンダ面壁分岐分；Ｙ２＝（Δｍ´＋Δｍ´´）／ｍ
＝ｆ（図２４）×（１−＃ＫＶＣ）
＋ｆ（図２５）（１−×＃ＫＶＴ）…（４７）
ここで、＃ＫＷＶＶは吸気弁壁流の蒸発係数、＃ＫＶＣは吸気弁壁流の再飛散係数、＃ＫＶＴは吸気弁壁流の移動係数である。

２）吸気ポート壁流への適用：
図２７は図２２、図２３の壁流モデルを吸気ポートに形成される壁流に適用した図である。この吸気ポート壁流からの蒸発燃焼分、吸気ポート壁流からの燃焼室壁への分岐分、吸気ポート壁流からのシリンダ面壁５２への分岐分をそれぞれ次のように算出する。

蒸発燃焼分 ；Ｚ０＝Δｍ／ｍ
＝ｆ（図１３）×＃ＫＷＶＰ …（４８）
燃焼室壁分岐分 ；Ｚ１＝（Δｍ´＋Δｍ´´）／ｍ
＝ｆ（図２４）×＃ＫＨＣ＋ｆ（図２５）×＃ＫＨＴ
…（４９）
シリンダ面壁分岐分；Ｚ２＝（Δｍ´＋Δｍ´´）／ｍ
＝ｆ（図２４）×（１−＃ＫＨＣ）
＋ｆ（図２５）（１−×＃ＫＨＴ）…（５０）
ここで、＃ＫＷＶＰは吸気ポート壁流の蒸発係数、＃ＫＨＣは吸気ポート壁流の再飛散係数、＃ＫＨＴは吸気ポート壁流の移動係数である。

上記（４５）〜（５０）式におけるｆ（図１３）は図１３に示した気化特性ｆ（Ｖ、Ｔ、Ｐ）のこと、ｆ（図２４）は図２４に示した再飛散率基本値ｆ（Ｔ、Ｖ、粘度、表面張力）のこと、ｆ（図２５）は図２５に示した移動率基本値ｆ（Ｖ、Ｔ、粘度）のことである。

この場合に、ｆ（図１３）、ｆ（図２４）、ｆ（図２５）を求めるのに用いる温度Ｔ、流速Ｖ、圧力Ｐは次のように推定または算出する。

まず温度については次の通りである。吸気弁壁流への適用時の温度は吸気弁壁１５ａの温度、吸気ポート壁流への適用時の温度はポート壁４ａの温度である。吸気弁壁１５ａの温度としては、水温と運転条件から公知の方法（特開平３−１３４２３７号公報参照）により演算したものを用いればよい。ポート壁４ａの温度としては水温または水温より所定値（例えば１５℃程度）低い温度を用いればよい。

流速Ｖと圧力Ｐについては、吸気弁壁流への適用時も吸気ポート壁流への適用時も同じである。流速Ｖは気化特性のところで説明した上記（２０）式を用いて算出すればよい。２次微粒化を考慮するときには流路面積（吸気ポート４の流路面積）を小さい側に補正して用いる。圧力Ｐは圧力センサ４６により検出する。

上記の蒸発係数（＃ＫＷＶＶと＃ＫＷＶＰ）、再飛散係数（＃ＫＶＣと＃ＫＨＣ）、移動係数（＃ＫＶＴと＃ＫＨＴ）は壁流（吸気弁壁流と吸気ポート壁流）の濡れ面積や壁流が移動する長さの関数となる適合項である。

このように吸気弁壁流からの蒸発分や持ち去り分（Ｙ０、Ｙ１、Ｙ２）と吸気ポート壁流からの蒸発分や持ち去り分（Ｚ０、Ｚ１、Ｚ２）とは個別に算出するが、式は同じであり入力するパラメータ（温度、流速、圧力）が異なるだけであり、これも適合工数の時間短縮に寄与するものである。
〈４−２〉蒸発、持ち去りの各部モデルへの適用
１）燃焼室壁流への適用：
図２８は図２２の壁流モデルを燃焼室（シリンダ面壁を除く）に形成される壁流に適用した図である。この燃焼室壁流からの気化燃焼分、燃焼室壁流からの気化未燃排出分をそれぞれ次のように算出する。

気化燃焼分 ；Ｖ０＝ｆ（図１３）×＃ＫＣＶ…（５１）
気化未燃排出分；Ｖ１＝ｆ（図１３）×＃ＫＣＬ…（５２）
ここで、＃ＫＣＶは燃焼室壁流の蒸発係数、＃ＫＣＶは燃焼室壁流の蒸発係数である。

２）シリンダ面壁流への適用：
図２９は図２２、図２３の壁流モデルをシリンダ面壁に形成される壁流に適用した図である。このシリンダ面壁流からの気化燃焼分、シリンダ面壁流からの気化未燃排出分、シリンダ面壁流からのオイル混入分をそれぞれ次のように算出する。

気化燃焼分 ；Ｗ０＝ｆ（図１３）×＃ＫＢＶ…（５３）
気化未燃排出分；Ｗ１＝ｆ（図１３）×＃ＫＢＬ…（５４）
オイル混入分 ；Ｗ２＝ｆ（図３０）×＃ＫＢＯ…（５５）
ここで、＃ＫＢＶはシリンダ面壁流の蒸発係数、＃ＫＢＬはシリンダ面壁流の蒸発係数、＃ＫＢＯはシリンダ面壁流のオイル混入係数である。

上記（５１）〜（５５）式におけるｆ（図１３）は図１３に示した気化特性ｆ（Ｖ、Ｔ、Ｐ）のこと、ｆ（図３０）は図３０に示したオイル混入率基本値ｆ（Ｎｅ、Ｔｐ）のことである。図３０のようにオイル混入率基本値は基本噴射量Ｔｐが同じであればエンジン回転速度が大きくなるほど小さくなり、エンジン回転速度が同じであれば基本噴射量Ｔｐが大きくなるほど大きくなる値である。

ここで、（５１）、（５３）式のｆ（図１３）を求めるのに用いる気化燃焼分の区間での温度Ｔ、流速Ｖ、圧力Ｐと、（５２）、（５４）式のｆ（図１３）を求めるのに用いる気化未燃排出分の区間での温度Ｔ、流速Ｖ、圧力Ｐとは次のように推定または算出する。

（Ａ）温度と圧力；
１サイクル中、温度と圧力は図３１に示すように変化するので、図３１に示した気化燃焼分の区間（吸気終了から燃焼までの区間）と、気化未燃排出分の区間（燃焼から排気終了までの区間）とに分けて推定または算出する。これを図３２のフローチャートにより詳述する。

図３２は燃焼室５の気化燃焼分の区間における実効温度Ｔｃ、実効圧力Ｐｃ、燃焼室５の気化未燃排出分の区間における実効温度Ｔｅ、実効圧力Ｐｅを算出するためのもので、一定時間毎（例えば１０ｍｓｅｃ毎）に実行する。

まずステップ１６１では、吸気弁閉時期ＩＶＣ［ｄｅｇＢＴＤＣ］、温度センサ４３（実効温度推定手段）により検出されるコレクタ内温度ＴＣＯＬ［Ｋ］、圧力センサ４４（実効圧力推定手段）により検出されるコレクタ内圧力ＰＣＯＬ［Ｐａ］、温度センサ４５に（実効温度推定手段）より検出される排気温度ＴＥＸＨ［Ｋ］、圧力センサ４６（実効圧力推定手段）により検出される排気圧力ＰＥＸＨ［Ｐａ］、不活性ガス率ＭＲＥＳＦＲ［％］、目標当量比ＴＦＢＹＡ、シリンダ新気量ＭＡＣＹＬ、不活性ガス量ＭＲＥＳを読み込む。

ここで、吸気弁閉時期ＩＶＣは吸気弁作動角可変機構２７に与える指令値から既知である。あるいはフェーズセンサ３４により実際の吸気弁閉時期を検出してもかまわない。

不活性ガス率ＭＲＥＳＦＲは燃焼室５内に残留する不活性ガス（この燃焼室５内に残留する不活性ガスを以下単に「不活性ガス」という。）の量を燃焼室５内の総ガス量で除した値で、その算出についてはシリンダ新気量ＭＡＣＹＬ、不活性ガス量ＭＲＥＳと共に後述する。

目標当量比ＴＦＢＹＡは図示しない燃料噴射量の算出フローにおいて算出されている。目標当量比ＴＦＢＹＡは無名数であり、理論空燃比を１４．７とすると、次式により表される値である。

ＴＦＢＹＡ＝１４．７／目標空燃比…（５６）
例えば（５６）式より目標空燃比が理論空燃比のときＴＦＢＹＡ＝１．０となり、目標空燃比が例えば２２．０といったリーン側の値であるとき、ＴＦＢＹＡは１．０未満の正の値である。

ステップ１６２では、燃焼室５の吸気弁閉時期ＩＶＣにおける温度（つまり圧縮開始時期温度）ＴＩＮＩ［Ｋ］を算出する。燃焼室５に流入するガスの温度は、吸気（新気）と、吸気弁１５が開いたときに吸気マニホールド３へと逆流する不活性ガスとが混合したガス（この不活性ガスとの混合後の吸気を以下「混合ガス」という。）の温度であり、吸気の温度はコレクタ２内温度ＴＣＯＬに等しく、また不活性ガスの温度は排気ポート部近傍の排気温度ＴＥＸＨで近似できるので、燃焼室５の吸気弁閉時期ＩＶＣにおける混合ガス温度ＴＩＮＩは吸気弁閉時期ＩＶＣになったタイミングでの、コレクタ２内温度ＴＣＯＬ、排気温度ＴＥＸＨ、不活性ガスの割合である不活性ガス率ＭＲＥＳＦＲから次式により求めることができる。

ＴＩＮＩ＝ＴＥＸＨ×ＭＲＥＳＦＲ＋ＴＣＯＬ×（１−ＭＲＥＳＦＲ）…（５７）
ステップ１６３では燃焼室５の吸気弁閉時期ＩＶＣにおける圧力（つまり圧縮開始時期圧力）ＰＩＮＩ［Ｐａ］を算出する。すなわち、吸気弁閉時期ＩＶＣになったタイミングでのコレクタ内圧力ＰＣＯＬを吸気弁閉時期ＩＶＣにおける圧力ＰＩＮＩとして取り込む。

ステップ１６４、１６５では、燃焼室５の圧縮終了時期における温度と圧力（つまり圧縮終了時最高温度と圧縮終了時最高圧力）ＴＣＭＡＸとＰＣＭＡＸを次式により算出する。

ＴＣＭＡＸ＝ＴＩＮＩ×ε＾（ｎ−１）…（５８ａ）
ＰＣＭＡＸ＝ＰＩＮＩ×ε＾ｎ …（５９ａ）
ただし、ε；圧縮比、
ｎ；ポリトロープ指数、
（５８ａ）、（５９ａ）式は燃焼室５内の混合ガスが断熱圧縮されると仮定して断熱圧縮変化後の温度と圧力を求める式である。ここで、不可逆断熱変化の場合、ポリトロープ指数ｎは混合ガスの比熱比κに等しいので、（５８ａ）、（５９ａ）式を書き換えると次式が得られる。

ＴＣＭＡＸ＝ＴＩＮＩ×ε＾（κ−１）…（５８ｂ）
ＰＣＭＡＸ＝ＰＩＮＩ×ε＾κ …（５９ｂ）
ステップ１６６では燃焼室５の燃焼時における最高温度ＴＭＡＸを次式により算出する。

ＴＭＡＸ＝ＴＣＭＡＸ＋Ｑ／（ＭＡＳＳＣ×Ｃｐ）…（６０）
ただし、Ｑ ；燃焼による発熱量、
ＭＡＳＳＣ；燃焼室の総ガス量、
Ｃｐ ；燃焼ガスの定圧比熱、
（６０）式は、断熱圧縮変化後の燃焼は燃焼室５容積一定のままでの燃焼（定容燃焼）であると仮定し、燃焼により発生した総熱量が、燃焼室５内の質量ＭＡＳＳＣ、比熱Ｃｐの混合ガスを暖めた際の温度上昇代（右辺第２項）を、吸気終了（圧縮開始）より圧縮終了までの断熱圧縮変化により上昇した温度（右辺第１項）に加算した値を燃焼時における最高温度（左辺）とする物理モデル式である。

ここで、（６０）式右辺の発熱量Ｑは低位発熱量（発熱率）ＱＬと、上記（１２ａ）、（１２ｂ）式の燃料噴射量Ｔｉとから次式により算出する。

Ｑ＝ＱＬ×Ｔｉ…（６１）
（６１）式の低位発熱量ＱＬは目標当量比ＴＦＢＹＡの変化によるリッチ、リーン時の燃焼生成物それぞれの低位発熱量変化のトータル分であり、図３３に示すテーブルを検索することにより算出する（ただし、ＮＯｘ分は無視する）。図３３のようにリッチ側（ＴＦＢＹＡ＞１．０）で低位発熱量ＱＬが減少している。これは、空燃比が理論空燃比（ＴＦＢＹＡ＝１．０）よりリッチになると未燃焼成分（ＣＯ、ＨＣ）が増加して発熱量が減少するためである。

（６０）式の燃焼室５の総ガス量ＭＡＳＳＣはシリンダ新気量ＭＡＣＹＬと不活性ガス量ＭＲＥＳとから次式により算出する。

ＭＡＳＳＣ＝ＭＡＣＹＬ＋ＭＲＥＳ…（６２）
ステップ１６７では燃焼室５の燃焼時における最高圧力ＰＭＡＸを次式により算出する。

ＰＭＡＸ＝ＰＣＭＡＸ×（ＴＭＡＸ／ＴＣＭＡＸ）…（６３）
上記のように圧縮開始から圧縮終了までの断熱圧縮変化後の燃焼が定容燃焼であると仮定したとき、熱力学でいうＴ／Ｐ＝定数の式、つまりＰＣＭＡＸ×ＴＣＭＡＸ＝ＰＭＡＸ×ＴＭＡＸ（＝一定）の式が成立するので、この式を燃焼室５の燃焼時における最高圧力ＰＭＡＸについて解くと（６３）式が得られる。

ステップ１６８、１６９では、燃焼室５の吸気弁閉時期から燃焼までの区間（気化燃焼分の区間）における実効温度Ｔｃと実効圧力Ｐｃとを次式により算出する。

Ｔｃ＝ＴＩＮＩ×ａ＋ＴＭＡＸ×（１−ａ）…（６４）
Ｐｃ＝ＰＩＮＩ×ｂ＋ＰＭＡＸ×（１−ｂ）…（６５）
ただし、ａ，ｂ；重み付け係数（０〜１の値）、
ここで、（６４）式右辺の温度ＴＩＮＩとＴＭＡＸとは吸気弁閉時期から燃焼までの区間における最低温度と最高温度であり、（６４）式はこれら最低、最高２つの温度の重み付け平均値を実効温度Ｔｃとするものである。これは吸気弁閉時期から燃焼までの区間における実効温度Ｔｃはこれら最低温度と最高温度の間にあるはずであるから、これら最低と最高の２つの温度の重み付け平均値によって実効温度Ｔｃを得ようするものである。同様にして（６５）式右辺の圧力ＰＩＮＩとＰＭＡＸとは吸気弁閉時期から燃焼までの区間における最低圧力と最高圧力であり、（６５）式はこれら最低、最高の２つの圧力の重み付け平均値を実効圧力Ｐｃとするものである。これは吸気弁閉時期から燃焼までの区間における実効圧力Ｐｃはこれら最低圧力と最高圧力の間にあるはずであるから、これら最低と最高の２つの圧力の重み付け平均値によって実効圧力Ｐｃを得ようするものである。

ステップ１７０では後述する図３６のステップ７４と同じに燃焼室５の排気弁閉時期ＥＶＣにおける温度ＴＥＶＣを算出する。すなわち、排気弁閉時期ＥＶＣにおいて温度センサ４５により検出される排気温度ＴＥＸＨをＴＥＶＣとする。ＴＥＶＣは、燃料噴射量Ｔｉとそのときの仕事量との差に応じた熱量により変化するため、そのような特性を予めテーブルとして作成しておき、そのテーブルを検索することにより求めてもよい。

ステップ１７１では後述する図３６のステップ７５と同じに燃焼室５の排気弁閉時期ＥＶＣにおける圧力ＰＥＶＣを算出する。すなわち、排気弁閉時期ＥＶＣにおいて圧力センサ４６により検出される排気圧力ＰＥＸＨをＰＥＶＣとする。ＰＥＶＣは混合ガスの体積と排気系の管内抵抗とで決まるため、混合ガスの体積流量に応じた特性を予めテーブルとして作成しておき、そのテーブルを検索することにより求めてもよい。

ステップ１７２、１７３では、燃焼室５の燃焼（具体的には膨張行程）から排気弁閉時期ＥＶＣまでの区間（気化未燃排出分の区間）における実効温度Ｔｅ、実効圧力Ｐｅを次式により算出する。

Ｔｅ＝ＴＥＶＣ×ｃ＋ＴＭＡＸ×（１−ｃ）…（６６）
Ｐｅ＝ＰＥＶＣ×ｄ＋ＰＭＡＸ×（１−ｄ）…（６７）
ただし、ｃ，ｄ；重み付け係数（０〜１の値）、
ここで、（６６）式右辺の温度ＴＭＡＸとＴＥＶＣとは燃焼から排気弁閉時期ＥＶＣまでの区間における最高温度と最低温度であり、（６６）式はこれら最高、最低の２つの温度の重み付け平均値を実効温度Ｔｅとするものである。これは燃焼から排気弁閉時期ＥＶＣまでの区間における実効温度Ｔｅはこれら最高温度と最低温度の間にあるはずであるから、これら最高と最低の２つの温度の重み付け平均値によって実効温度Ｔｅを得ようするものである。同様にして（６７）式右辺の圧力ＰＭＡＸとＰＥＶＣとは燃焼から排気弁閉時期ＥＶＣまでの区間における最高圧力と最低圧力であり、（６７）式はこれら最高、最低２つの圧力の重み付け平均値を実効圧力Ｐｅとするものである。これは燃焼から排気弁閉時期ＥＶＣまでの区間における実効圧力Ｐｅはこれら最高圧力と最低圧力の間にあるはずであるから、これら最高と最低の２つの圧力の重み付け平均値によって実効圧力Ｐｅを得ようするものである。

上記（６４）式〜（６７）式の４つの式において、重み付け係数ａ、ｂ、ｃ、ｄは適合値である。実効温度Ｔｃ、実効圧力Ｐｃから図１３に示した気化特性ｆ（Ｖ、Ｔ、Ｐ）を求め、上記（５１）、（５３）式を用いて気化燃焼分Ｖ０、Ｗ０を算出し、また実効温度Ｔｅ、実効圧力Ｐｅから図１３に示した気化特性ｆ（Ｖ、Ｔ、Ｐ）を求め、上記（５２）、（５４）式を用いて気化未燃排出分Ｖ１、Ｗ１を算出するのであるが、吸気弁閉時期ＩＶＣから燃焼までの区間に気化して燃焼するガスの質量（つまりＶ０、Ｗ０）、燃焼後から排気終了までの区間蒸発して燃焼することなく排出されるガスの質量（つまりＶ１、Ｗ１）と、燃焼室５内の圧力とは現在の技術で測定可能である。従って、Ｖ０、Ｗ０、Ｖ１、Ｗ１について測定値と演算値とが一致するように重み付け係数ａ、ｂ、ｃ、ｄを適合する。

次に、図３４は不活性ガス率ＭＲＥＳＦＲを算出するためのもので、一定時間毎（例えば１０ｍｓｅｃ毎）に実行する。このフローは上記図３２のフローに先立って実行する。

ステップ５１ではエアフローメータ３２の出力と目標当量比ＴＦＢＹＡを読み込む。ステップ５２ではエアフロメータ３２の出力に基づいて、燃焼室５に流入する新気量（シリンダ新気量）ＭＡＣＹＬを算出する。このシリンダ新気量ＭＡＣＹＬの算出方法については公知の方法を用いればよい（特開２００１−５００９１号公報参照）。

ステップ５３では、不活性ガス量ＭＲＥＳを算出する。この不活性ガス量ＭＲＥＳの算出については、図３５のフローにより説明する。

図３５（図３４ステップ５３のサブルーチン）においてステップ６１では、燃焼室５内の排気弁閉時期ＥＶＣにおける不活性ガス量ＭＲＥＳＣＹＬを算出する。この不活性ガス量ＭＲＥＳＣＹＬの算出についてはさらに図３６のフローにより説明する。

図３６（図３５ステップ６１のサブルーチン）においてステップ７１では、排気弁閉時期ＥＶＣ［ｄｅｇＢＴＤＣ］、温度センサ４５により検出される排気温度ＴＥＸＨ［Ｋ］、圧力センサ４６により検出される排気圧力ＰＥＸＨ［ｋＰａ］を読み込む。

ここで、吸気弁閉時期ＩＶＣが吸気弁作動角可変機構２７に与える指令値から既知であるように、排気弁閉時期ＥＶＣも排気弁作動角可変機構２８に与える指令値から既知である。

ステップ７２では燃焼室５の排気弁閉時期ＥＶＣにおける容積ＶＥＶＣ［ｍ³］を算出する。燃焼室５の排気弁閉時期における容積ＶＥＶＣは、ピストン６のストローク位置によって決まる。ピストン６のストローク位置はエンジンのクランク角位置によって決まる。

図４９を参照して、エンジンのクランクシャフト８１の回転中心８２がシリンダの中心軸８３からオフセットしている場合を考える。コネクティングロッド８４、コネクティングロッド８４とクランクシャフト８１との結節点８５、コネクティングロッド８４とピストンをつなぐピストンピン８６が図に示す関係にあるとする。このときの、燃焼室５の排気弁閉時期における容積ＶＥＶＣは次式（補１）〜（補５）で表すことができる。

ＶＥＶＣ＝ｆ１（θevc）
＝Ｖｃ＋（π／４）Ｄ²・Ｈevc …（補１）
Ｖｃ ＝（π／４）Ｄ²・Ｈx／（ε−１） …（補２）
Ｈevc＝｛（ＣＮＤ＋ＳＴ²／２）−（ＣＲoff−ＰＩＳoff）²｝^1/2
−｛（ＳＴ／２）・cos（θevc＋θoff）｝＋（ＣＮＤ²−Ｘ²）^1/2
…（補３）
Ｘ ＝（ＳＴ／２）・sin（θevc＋θoff）−ＣＲoff＋ＰＩＳoff
…（補４）
θoff＝arcsin｛（ＣＲoff−ＰＩＳoff）／（ＣＮＤ・（ＳＴ／２））｝
…（補５）
ただし、Ｖｃ ：隙間容積［ｍ³］、
ε ：圧縮比、
Ｄ ：シリンダボア径［ｍ］、
ＳＴ ：ピストンの全ストローク［ｍ］、
Ｈevc ：排気弁閉時期におけるピストンピン８６のＴＤＣからの
距離［ｍ］、
Ｈx ：ピストンピン８６のＴＤＣからの距離の最大値と最小値
の差［ｍ］、
ＣＮＤ ：コネクティングロッド８４の長さ［ｍ］、
ＣＲoff ：結節点８５のシリンダ中心軸８３からのオフセット距離 ［ｍ］、
ＰＩＳoff：クランクシャフト回転中心８２のシリンダ中心軸８３か らのオフセット距離［ｍ］、
θevc ：排気弁閉時期のクランク角［ｄｅｇＡＴＤＣ］、
θoff ：ピストンピン８６とクランクシャフト回転中心８２と
を結ぶ線がＴＤＣにおいて垂直線となす角度［ｄｅｇ］、
Ｘ ：結節点８５とピストンピン８６との水平距離［ｍ］、
排気弁閉時期のクランク角θevcはエンジンコントローラ３１から排気弁作動角可変機構２８への指令信号によって決まるので、既知である。（補１）式〜（補５）式にこのときのクランク角θevc（＝ＥＶＣ）を代入すれば、燃焼室５の排気弁閉時期における容積ＶＥＶＣを算出することができる。したがって、実用上は燃焼室５の排気弁閉時期における容積ＶＥＶＣは吸気弁閉時期ＥＶＣをパラメータとするテーブルで設定したものを用いる。排気弁作動角可変機構２８を備えないときには定数で与えることができる。

また、図示しないが圧縮比を変化させる機構を有する場合には、圧縮比の変化量に応じた排気弁閉時期における燃焼室容積ＶＥＶＣをテーブルから求める。排気弁作動角可変機構２８に加えて圧縮比を変化させる機構をも有する場合には、排気弁閉時期と圧縮比変化量とに応じたマップを検索することにより排気弁閉時期における燃焼室容積を求める。

ステップ７３では、目標当量比ＴＦＢＹＡから図４４に示すテーブルを検索することにより、不活性ガスのガス定数ＲＥＸを求める。図４４に示すように、不活性ガスのガス定数ＲＥＸは目標当量比ＴＦＢＹＡが１．０のとき、つまり理論空燃比のとき最も小さく、これより大きくても小さくても大きくなる。

ステップ７４では、排気温度ＴＥＸＨに基づいて燃焼室５の排気弁閉時期ＥＶＣにおける温度ＴＥＶＣを推定する。簡単には排気弁閉時期ＥＶＣにおける排気温度ＴＥＸＨをそのままＴＥＶＣとおけばよい。なお、燃焼室５の排気弁閉時期における温度ＴＥＶＣは、燃料噴射量Ｔｉに応じた熱量により変化するため、このような特性をも加味すれば、ＴＥＶＣの算出精度が向上する。

ステップ７５では、排気圧力ＰＥＸＨに基づいて燃焼室５の排気弁閉時期ＥＶＣにおける圧力ＰＥＶＣを算出する。簡単には排気弁閉時期ＥＶＣにおける排気圧力ＰＥＸＨをＰＥＶＣとおけばよい。

ステップ７６では、燃焼室５の排気弁閉時期ＥＶＣにおける容積ＶＥＶＣ、排気弁閉時期ＥＶＣにおける温度ＴＥＶＣ、排気弁閉時期ＥＶＣにおける圧力ＰＥＶＣ及び不活性ガスのガス定数ＲＥＸから、燃焼室５の排気弁閉時期ＥＶＣにおける不活性ガス量ＭＲＥＳＣＹＬを次式により算出する。

ＭＲＥＳＣＹＬ＝（ＰＥＶＣ×ＶＥＶＣ）／（ＲＥＸ×ＴＥＶＣ）…（６８）
このようにして燃焼室５の排気弁閉時期ＥＶＣにおける不活性ガス量ＭＲＥＳＣＹＬの算出を終了したら図３５に戻り、ステップ６２で吸排気弁１５、１６のオーバーラップ（図では「Ｏ／Ｌ」と略記する）中に排気側から吸気側へ吹き返す不活性ガス量であるオーバーラップ中吹き返し不活性ガス量ＭＲＥＳＯＬを算出する。

この不活性ガス量ＭＲＥＳＯＬの算出については図３７のフローにより説明する。

図３７（図３５ステップ６２のサブルーチン）においてステップ８１では、吸気弁開時期ＩＶＯ［ｄｅｇＢＴＤＣ］と、排気弁閉時期ＥＶＣ［ｄｅｇＢＴＤＣ］、図３６のステップ７４で算出されている燃焼室５の排気弁閉時期ＥＶＣにおける温度ＴＥＶＣを読み込む。

ここで、吸気弁開時期ＩＶＯは、吸気弁閉時期ＩＶＣより吸気弁１５の開き角だけ前の時期となるので、吸気弁閉時期ＩＶＣより吸気弁１５の開き角（予め分かっている）とから求めることができる。

ステップ８２では吸気弁開時期ＩＶＯと排気弁閉時期ＥＶＣとから、吸排気弁のオーバーラップ量ＶＴＣＯＬ［ｄｅｇ］を次式により算出する。

ＶＴＣＯＬ＝ＩＶＯ＋ＥＶＣ…（６９）
例えば、吸気弁作動角可変機構２７用アクチュエータへの非通電時に吸気弁開時期ＩＶＯが吸気上死点位置にあり、吸気弁作動角可変機構２７用アクチュエータへの通電時に吸気弁開時期が吸気上死点より進角する特性であり、かつ排気弁作動角可変機構２８用アクチュエータへの非通電時に排気弁閉時期ＥＶＣが排気上死点にあり、排気弁作動角可変機構２８用アクチュエータへの通電時に排気弁閉時期ＥＶＣが排気上死点より進角する特性である場合には、ＩＶＯとＥＶＣの合計が吸排気弁のオーバーラップ量ＶＴＣＯＬとなる。

ステップ８３では、吸排気弁のオーバーラップ量ＶＴＣＯＬから、図４５に示すテーブルを検索することによりオーバーラップ中の積算有効面積ＡＳＵＭＯＬを算出する。図４５に示すようにオーバーラップ中の積算有効面積ＡＳＵＭＯＬは吸排気弁のオーバーラップ量ＶＴＣＯＬが大きくなるほど大きくなる値である。

ここで、図４６は、吸排気弁のオーバーラップ中の積算有効面積ＡＳＵＭＯＬの説明図であり、横軸はクランク角、縦軸は吸気弁１２と排気弁１５とのそれぞれの開口面積を示している。オーバーラップ中の任意の時点における有効開口面積は、排気弁開口面積と吸気弁開口面積とのうち小さい方とする。オーバーラップ中の全期間における積算有効面積ＡＳＵＭＯＬは、吸気弁１５及び排気弁１６が開いている期間の積分値（図中の斜線部）である。

このようにオーバーラップ中積算有効面積ＡＳＵＭＯＬを算出することで、吸気弁１５と排気弁１６とのオーバーラップ量を１つのオリフィス（流出孔）であると近似することができ、排気系の状態と吸気系の状態とからこの仮想オリフィスを通過するガス流量を簡略的に算出し得る。

ステップ８４では、目標当量比ＴＦＢＹＡと、燃焼室５の排気弁閉時期ＥＶＣにおける温度ＴＥＶＣとから、図４７に示すマップを検索することにより、不活性ガスの比熱比ＳＨＥＡＴＲを算出する。図４７に示したように、不活性ガスの比熱比ＳＨＥＡＴＲは目標当量比ＴＦＢＹＡが１．０の近傍にあるときが最も小さくなり、それより大きくても小さくても大きくなる。また、目標当量比ＴＦＢＹＡが一定の条件では、燃焼室５の排気弁閉時期ＥＶＣにおける温度ＴＥＶＣが高くなるほど小さくなる。

ステップ８５では過給判定フラグＴＢＣＲＧ及びチョーク判定フラグＣＨＯＫＥ１を設定する。この過給判定フラグＴＢＣＲＧ及びチョーク判定フラグＣＨＯＫＥ１の設定については図３８のフローにより説明する。

図３８（図３７ステップ８５のサブルーチン）においてステップ１０１では、圧力センサ４４により検出される吸気圧力ＰＩＮ（＝ＰＣＯＬ）と、図３６のステップ７５で算出されている燃焼室５の排気弁閉時期ＥＶＣにおける圧力ＰＥＶＣを読み込む。

ステップ１０２では、吸気圧力ＰＩＮと、燃焼室５の排気弁閉時期ＥＶＣにおける圧力ＰＥＶＣとから、次式により吸気排気圧力比ＰＩＮＢＹＥＸを算出する。

ＰＩＮＢＹＥＸ＝ＰＩＮ／ＰＥＶＣ…（７０）
この吸気排気圧力比ＰＩＮＢＹＥＸは無名数であり、これと１をステップ１０３で比較する。吸気排気圧力比ＰＩＮＢＹＥＸが１以下の場合には過給無しと判断し、ステップ１０４に進んで過給判定フラグＴＢＣＲＧ（ゼロに初期設定）＝０とする。

吸気排気圧力比ＰＩＮＢＹＥＸが１より大きい場合には過給有りと判断し、ステップ１０５へ進んで過給判定フラグＴＢＣＲＧ＝１とする。

ステップ１０６では、図３４のステップ５１で読み込まれている目標当量比ＴＦＢＹＡから図４８に示すテーブルを検索することにより、混合ガスの比熱比ＭＩＸＡＩＲＳＨＲを求め、これをステップ１０７で不活性ガスの比熱比ＳＨＥＡＴＲと入れ換える。図４８に示したように、混合ガスの比熱比ＭＩＸＡＩＲＳＨＲは、目標当量比ＴＦＢＹＡが小さくなるほど大きくなる値である。ここで、混合ガスとは吸気弁１５が開いたときに不活性ガスが吸気マニホールド３へと吹き返して吸気と混合したガスのことである。

ステップ１０６、１０７において、不活性ガスの比熱比ＳＨＥＡＴＲを混合ガスの比熱比ＭＩＸＡＩＲＳＨＲに置き換えるのは、ターボ過給や慣性過給等の過給時を考慮したものである。すなわち、過給時には吸排気弁のオーバーラップ中のガス流れが吸気系から排気系へ向かう（吹き抜ける）ので、この場合においては、上記の仮想オリフィスを通過するガスの比熱比を不活性ガスの比熱比から混合ガスの比熱比に変更することで、吹き抜けるガス量を精度良く推定し、内部不活性ガス量を精度良く算出するためである。

ステップ１０８では、図３７のステップ８４または図３８のステップ１０６、１０７で算出している不活性ガスの比熱比ＳＨＥＡＴＲに基づき、最小と最大とのチョーク判定しきい値ＳＬＣＨＯＫＥＬ、ＳＬＣＨＯＫＥＨを次式により算出する。

ＳＬＣＨＯＫＥＬ＝｛２／（ＳＨＥＡＴＲ＋１）｝
＾｛ＳＨＥＡＴＲ／（ＳＨＥＡＴＲ−１）｝ …（７１ａ）
ＳＬＣＨＯＫＥＨ＝｛−２／（ＳＨＥＡＴＲ+１）｝
＾｛−ＳＨＥＡＴＲ／（ＳＨＥＡＴＲ−１）｝…（７１ｂ）
これらのチョーク判定しきい値ＳＬＣＨＯＫＥＬ、ＳＬＣＨＯＫＥＨは、チョークする限界値を算出している。

ステップ１０８において、（７１ａ）右辺、（７１ｂ）右辺の各累乗計算が困難な場合には、（７１ａ）、（７１ｂ）式の算出結果を、最小チョーク判定しきい値ＳＬＣＨＯＫＥＬのテーブルと最大チョーク判定しきい値ＳＬＣＨＯＫＥＨのテーブルとしてそれぞれエンジンコントローラ３１のメモリに予め記憶しておき、不活性ガスの比熱比ＳＨＥＡＴＲから当該テーブルを検索することにより求めてもよい。

テップ１０９では、吸気排気圧力比ＰＩＮＢＹＥＸが、最小チョーク判定しきい値ＳＬＣＨＯＫＥＬ以上でかつ最大チョーク判定しきい値ＳＬＣＨＯＫＥＨ以下の範囲内にあるか否か、すなわちチョーク状態にないか否かを判定する。吸気排気圧力比ＰＩＮＢＹＥＸが範囲内にある場合にはオーバーラップ中のガスの流れにチョークが生じてないと判断し、ステップ１１０に進んでチョーク判定フラグＣＨＯＫＥ１（ゼロに初期設定）＝０とする。

吸気排気圧力比Ｐ１ＮＢＹＥＸが範囲内にない場合にはオーバーラップ中のガスの流れにチョークが生じていると判断し、ステップ１１１に進んでチョーク判定フラグＣＨＯＫＥ１＝１とする。

このようにして過給判定フラグとチョーク判定フラグの設定を終了したら図３７に戻り、ステップ８６〜８８で次の４つの場合分けを行う。

（カ）ＴＢＣＲＧ＝０かつＣＨＯＫＥ１＝０のとき
（キ）ＴＢＣＲＧ＝０かつＣＨＯＫＥ１＝０のとき
（ク）ＴＢＣＲＧ＝０かつＣＨＯＫＥ１＝１のとき
（ケ）ＴＢＣＲＧ＝１かつＣＨＯＫＥ１＝０のとき
そして、上記（カ）のときにはステップ８９に進んで、過給無しかつチョーク無し時のオーバーラップ中の平均吹き返し不活性ガス流量ＭＲＥＳＯＬｔｍｐ１を、上記（キ）のときにはステップ９０に進んで過給無しかつチョーク有り時のオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量ＭＲＥＳＯＬｔｍｐ２を、上記（ク）のときにはステップ９１に進んで過給有りかつチョーク無し時のオーバーラップ中の平均吹き返し不活性ガス流量ＭＲＥＳＯＬｔｍｐ３を、上記（ケ）のときにはステップ９２に進んで過給有りかつチョーク有り時の吹き返し不活性ガス流量ＭＲＥＳＯＬｔｍｐ４をそれぞれ算出し、算出結果をオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量ＭＲＥＳＯＬｔｍｐに移す。

ここで、過給無しかつチョーク無し時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量ＭＲＥＳＯＬｔｍｐ１の算出について図３９のフローにより説明する
図３９（図３７ステップ８９のサブルーチン）においてステップ１２１では、図３６のステップ７３、７５で算出されている不活性ガスのガス定数ＲＥＸ、燃焼室５の排気弁閉時期における圧力ＰＥＶＣを読み込む。

ステップ１２２では、不活性ガスのガス定数ＲＥＸと、図３７のステップ８１で読み込まれている燃焼室５の排気弁閉時期における温度ＴＥＶＣとに基づき、後述するガス流量の算出式に用いる密度項ＭＲＳＯＬＤを次式により算出する。

ＭＲＳＯＬＤ＝ＳＱＲＴ｛１／（ＲＥＸ×ＴＥＶＣ）｝…（７２）
ここで、（７２）式右辺の「ＳＱＲＴ」はすぐ右のカッコ内の値の平方根を計算させる関数である。

なお、密度項ＭＲＳＯＬＤの平方根計算が困難な場合は、（７２）式の算出結果をマップとしてエンジンコントローラ３１のメモリに予め記憶しておき、ガス定数ＲＥＸと燃焼室５の排気弁閉時期における温度ＴＥＶＣとからそのマップを検索することにより求めてもよい。

ステップ１２３では、図３７のステップ８４で算出されている不活性ガスの比熱比ＳＨＥＡＴＲと、図３８のステップ１０２で算出されている吸気排気圧力比ＰＩＮＢＹＥＸとに基づき、後述するガス流量の算出式に用いる圧力差項ＭＲＳＯＬＰを次式により算出する。

ＭＲＳＯＬＰ＝ＳＱＲＴ［ＳＨＥＡＴＲ／（ＳＨＥＡＴＲ−１）
×｛ＰＴＮＢＹＥＸ＾（２／ＳＨＥＡＴＲ）
−ＰＴＮＢＹＥＸ＾（（ＳＨＥＡＴＲ＋１）／ＳＨＥＡＴＲ）｝］…（７３）
ステップ１２４では、これら密度項ＭＲＳＯＬＤ、圧力差項ＭＲＳＯＬＰと、燃焼室５の排気弁閉時期における圧力ＰＥＶＣとから、過給無しかつチョーク無し時のオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量ＭＲＥＳＯＬｔｍｐ１を次式（ガス流量の算出式）により算出し、その算出値をステップ１２５でオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量ＭＲＥＳＯＬｔｍｐに移す。

ＭＲＥＳＯＬｔｍｐ１＝１．４×ＰＥＶＣ×ＭＲＳＯＬＤ×ＭＲＳＯＬＰ…（７４）
次に、過給無しかつチョーク有り時の吹き返し不活性ガス流量の算出について図４０のフローにより説明する
図４０（図３７ステップ９０のサブルーチン）においてステップ１３１、１３２では、図３９のステップ１２１、１２２と同様にして、不活性ガスのガス定数ＲＥＸ、燃焼室５の排気弁閉時期における圧力ＰＥＶＣを読み込み、これらから前述の（７２）式により密度項ＭＲＳＯＬＤを算出する。

ステップ１３３では、図３７のステップ８４で算出されている不活性ガスの比熱比ＳＨＥＡＴＲに基づき、チョーク時圧力差項ＭＲＳＯＬＰＣを次式により算出する。

ＭＲＳＯＬＰＣ＝ＳＱＲＴ［ＳＨＥＡＴＲ×｛２／（ＳＨＥＡＴＲ＋１）｝ ＾｛（ＳＨＥＡＴＲ＋１）／〔ＳＨＥＡＴＲ−１）｝］…（７５）
なお、（７５）式の累乗計算と平方根計算とが困難な場合には、（７５）式の算出結果を、チョーク時圧力差項ＭＲＳＯＬＰＣのテーブルとしてエンジンコントローラ３１のメモリに予めに記憶しておき、不活性ガスの比熱比ＳＨＥＡＴＲからそのテーブルを検索することにより求めてもよい。

ステップ１３４では、これら密度項ＭＲＳＯＬＤ、チョーク時圧力差項ＭＲＳＯＬＰＣと、燃焼室５の排気弁閉時期における圧力ＰＥＶＣとから、過給無しかつチョーク有り時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量ＭＲＥＳＯＬｔｍｐ２を次式により算出し、その算出値をステップ１３５でオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量ＭＲＥＳＯＬｔｍｐに移す。

ＭＲＥＳＯＬｔｍｐ２＝ＰＥＶＣ×ＭＲＳＯＬＤ×ＭＲＳＯＬＰＣ…（７６）
次に、過給有りかつチョーク無し時の吹き返しガス流量の算出について図４１のフローにより説明する
図４１（図３７ステップ９１のサブルーチン）においてステップ１４１では、吸気圧力センサ４４により検出される吸気圧力ＰＩＮを読み込む。

ステップ１４２では、図３８のステップ１０６、１０７で算出されている不活性ガスの比熱比ＳＨＥＡＴＲと、図３８のステップ１０２で算出されている吸気排気圧力比ＰＩＮＢＹＥＸとから、過給時圧力差項ＭＲＳＯＬＰＴを次式により算出する。

ＭＲＳＯＬＰＴ＝ＳＱＲＴ［ＳＨＥＡＴＲ／（ＳＨＥＡＴＲ−１）
×｛ＰＩＮＢＹＥＸ＾（−２／ＳＨＥＡＴＲ）
−ＰＩＮＢＹＥＸ＾（−（ＳＨＥＡＴＲ＋１）／ＳＨＥＡＴＲ）｝］…（７７）
なお、（７７）式の累乗計算と平方根計算とが困難な場合は、（７７）式の算出結果を、過給時圧力差項ＭＲＳＯＬＰＴのマップとしてエンジンコントローラ３１のメモリに予め記憶しておき、不活性ガスの比熱比ＳＨＥＡＴＲと吸気排気圧力比ＰＩＮＢＹＥＸとからそのマップを検索することにより求めてもよい。

ステップ１４３では、この過給時圧力差項ＭＲＳＯＬＰＴと吸気圧力ＰＩＮとに基づいて、過給有りかつチョーク無し時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量ＭＲＥＳＯＬｔｍｐ３を次式により算出し、その算出値をステップ１４４でオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量ＭＲＥＳＯＬｔｍｐに移す。

ＭＲＥＳＯＬｔｍｐ３＝−０．１５２×ＰＩＮ×ＭＲＳＯＬＰＴ…（７８）
ここで、（７８）式の吹き返し不活性ガス流量ＭＲＥＳＯＬｔｍｐ３は負の値とすることで、オーバーラップ中に吸気系から排気系へ吹き抜ける混合気のガス流量を表すことができる。

次に、過給有りかつチョーク有り時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量の算出について図４２のフローにより説明する。

図４２（図３７ステップ９２のサブルーチン）においてステップ１５１、１５２では、図４１のステップ１４１と同じく吸気圧力センサ４４により検出される吸気圧力ＰＩＮを読み込むと共に、図４１のステップ１３２と同じくチョーク時圧力差項ＭＲＳＯＬＰＣを前述の（７５）式により算出する。

ステップ１５３では、このチョーク時圧力差項ＭＲＳＯＬＰＣと吸気圧力ＰＩＮとに基づいて、過給有りかつチョーク有り時のオーバーラップ中吹き返しガス流量ＭＲＥＳＯＬｔｍｐ４を次式により算出し、その算出値をステップ１５４でオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量ＭＲＥＳＯＬｔｍｐに移す。

ＭＲＥＳＯＬｔｍｐ４＝−０．１０８×ＰＩＮ×ＭＲＳＯＬＰＣ…（７９）
ここで、（７９）式の吹き返し不活性ガス流量ＭＲＥＳＯＬｔｍｐ４も、ＭＲＥＳＯＬｔｍｐ３と同様、負の値とすることで、オーバーラップ中に吸気側から排気側へ吹き抜ける混合気のガス流量を表すことができる。

このようにして、過給の有無とチョークの有無との組み合わせにより場合分けした、オーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量ＭＲＥＳＯＬｔｍｐの算出を終了したら図３７に戻り、ステップ９３においてこのオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量ＭＲＥＳＯＬｔｍｐとオーバーラップ期間中の積算有効面積ＡＳＵＭＯＬとから、次式によりオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量ＭＲＥＳＯＬを算出する。

ＭＲＥＳＯＬ＝（ＭＲＥＳＯＬｔｍＰ×ＡＳＵＭＯＬ×６０）
／（ＮＲＰＭ×３６０）…（８０）
このようにしてオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量ＭＲＥＳＯＬの算出を終了したら図３５に戻り、ステップ６３において排気弁閉時期ＥＶＣにおける不活性ガス量ＭＲＥＳＣＹＬと、このオーバーラップ中吹き返しガス量ＭＲＥＳＯＬとを加算して、つまり次式により不活性ガス量ＭＲＥＳを算出する。

ＭＲＥＳ＝ＭＲＥＳＣＹＬ＋ＭＲＥＳＯＬ…（８１）
前述のように、過給有り時にはオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量（ＭＲＥＳＯＬｔｍｐ３、ＭＲＥＳＯＬｔｍｐ４）が負となるため、上記（８０）式のオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量ＭＲＥＳＯＬも負となり、このとき（８１）式によれば、オーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量ＭＲＥＳＯＬの分だけ不活性ガス量が減じられる。

このようにして不活性ガス量ＭＲＥＳの算出を終了したら図３４に戻り、ステップ５４においてこの不活性ガス量ＭＲＥＳと、目標当量比ＴＦＢＹＡとを用いて、次式により不活性ガス率ＭＲＥＳＦＲ（燃焼室５内の総ガス量に対する不活性ガス量の割合）を算出する。

ＭＲＥＳＦＲ＝ＭＲＥＳ
／｛ＭＲＥＳ＋ＭＡＣＹＬ×（１＋ＴＦＢＹＡ／１４．７）｝…（８２）
これで不活性ガス率ＭＲＥＳＦＲの算出を総て終了する。

このように、不活性ガス量ＭＲＥＳを、燃焼室５の排気弁閉時期における不活性ガス量ＭＲＥＳＣＹＬと、吸排気弁のオーバーラップ中の吹き返しガス量ＭＲＥＳＯＬとで構成し（図３５のステップ６３参照）、この場合に、燃焼室５の排気弁閉時期における温度ＴＥＶ及び圧力ＰＥＶＣを算出し（図３６のステップ７４、７５）、これら温度ＴＥＶＣ、圧力ＰＥＶＣと不活性ガスのガス定数ＲＥＸとに基づいて状態方程式（上記（６８）式）により燃焼室５の排気弁閉時期における不活性ガス量ＭＲＥＳＣＹＬを算出する（図３６のステップ７６参照）ようにしたので、特に、燃焼室５内部の状態量（ＰＥＶＣ、ＶＥＶＣ、ＴＥＶＣ）が刻々と変化する過渡運転時においても、運転条件に関わらず精度良く排気弁閉時期における不活性ガス量ＭＲＥＳＣＹＬを算出（推定）できる。

また、燃焼室５の排気弁閉時期における温度ＴＥＶＣ及び圧力ＰＥＶＣ、不活性ガスのガス定数ＲＥＸ及び比熱比ＳＨＥＡＴＲ、吸気圧力ＰＩＮに基づいてオーバーラップ中の吹き返し不活性ガス流量（ＭＲＥＳＯＬｔｍｐ１、ＭＲＥＳＯＬｔｍｐ２）を算出し（図３９、図４０参照）、このガス流量にオーバーラップ中の積算有効面積ＡＳＵＭＯＬを乗算して、オーバーラップ中の吹き返しガス量ＭＲＥＳＯＬを算出する（図３７のステップ９３参照）ようにしたので、精度良くオーバーラップ中吹き返しガス量ＭＲＥＳＯＬを算出（推定）できる。

また、不活性ガスのガス定数ＲＥＸや不活性ガスの比熱比ＳＨＥＡＴＲは、目標当量比ＴＦＢＹＡに応じた値としているので（図４４、図４７参照）、理論空燃比を外れた空燃比での運転時（例えば理論空燃比よりもリーンな空燃比で運転を行うリーン運転時、冷間始動時のようにエンジンが元々不安定な状態を安定させるために理論空燃比の空燃比よりもリッチ側の空燃比で運転するエンジン始動直後、同じく大きな出力が要求されるために理論空燃比の空燃比よりもリッチ側の空燃比で運転する全負荷運転時）にも、燃焼室５の排気弁閉時期における不活性ガス量ＭＲＥＳＣＹＬ、オーバーラップ中吹き返しガス量ＭＲＥＳＯＬ、これらの合計である内部不活性ガス量ＭＲＥＳ、これに基づく内部不活性ガス率ＭＲＥＳＦＲを精度良く算出できる。

また、オーバーラップ期間の積算有効面積ＡＳＵＭＯＬを仮想オリフィスの面積とし、この仮想オリフィスを排気が燃焼室５から吸気系へと吹き抜けると仮定しているので、オーバーラップ中の吹き返し不活性ガス量ＭＲＥＳＯＬの算出が簡略化されている。

これで、温度と圧力の算出を終了する。

（Ｂ）流速；１サイクル中、流速は図３１に示すように変化するので、上記（２０）式の吸気気流Ｖ２と比例しかつ減衰するとみなし、各区間で平均した平均流速Ｖを次のように算出する。

気化燃焼分の区間 ；平均流速Ｖ ＝Ｖ２×＃ＫＩＶ…（８３）
気化未燃排出分の区間；平均流速Ｖｃ＝Ｖ２×＃ＫＩＬ…（８４）
ここで、＃ＫＩＶ、＃ＫＩＬは定数である。

このように、燃焼室壁流からの気化燃焼分、気化未燃排出分（Ｖ０、Ｖ１）とシリンダ面壁流からの気化燃焼分、気化未燃排出分（Ｗ０、Ｗ１）とは前記の吸気弁壁流からの蒸発分や持ち去り分（Ｙ０、Ｙ１、Ｙ２）と吸気ポート壁流からの蒸発分や持ち去り分（Ｚ０、Ｚ１、Ｚ２）と同じく、個別に算出するが、式は同じであり入力するパラメータ（温度、流速、圧力）が異なるだけであり、これも適合工数の時間短縮に寄与するものである。

このようにして本実施形態によれば、噴射時噴霧の各分岐分（ＸＢ、ＸＣ、ＸＤ、ＸＦ、Ｘ０´、Ｘ０´´、Ｘ０´´´）及び壁流の各分岐分（Ｙ０、Ｙ１、Ｙ２、Ｚ０、Ｚ１、Ｚ２、Ｖ０、Ｖ１、Ｗ０、Ｗ１、Ｗ２）を算出する際に、いずれもエンジンの設計図面や噴射弁２１などの部品の仕様を多用しており、従って、１回はマップやテーブル特性を実機実験する必要があるものの、その後はマップやテーブル特性はエンジン機種が変わってもほとんど変える必要がない。

また、噴霧の拡散燃焼による燃焼の素質（未燃分差）からくる要求空燃比を与えるところまで結び付けられるので（上記（１２ａ）、（１２ｂ）式参照）、各種の空燃比の増量（リッチ化）の制御を統合化できることから、（１３）、（１４）式のところで説明したように、従来必要であった各種の増量ロジック（水温増量、始動後増量、始動増量、全開増量等）が不要となって制御が簡素化され、適合も廃止または簡素化できるので、これも適合工数や期間を削減することに寄与する。また、噴霧の粒径を燃焼まで結びつけることで、不正燃焼によるＨＣやスモークの発生の推定技術に結び付けることが可能となる。

ここで、本実施形態の作用、特に請求項に関係するところを説明する。

本実施形態（請求項１に記載の発明）によれば、図１３に示す気化特性ｆ（Ｖ、Ｔ、Ｐ）（燃焼室５内に形成される壁流燃料の蒸発に関わる基本特性）を用いて燃焼室壁の壁流からの気化燃焼分Ｖ０及び気化未燃排出分Ｖ１、シリンダ面壁５２の壁流からの気化燃焼分Ｗ０及び気化未燃排出分Ｗ１（Ｖ０、Ｖ１、Ｗ０、Ｗ１はいずれも燃焼室５内に形成される壁流燃料からの蒸発率）を算出し、これら算出されたＶ０、Ｖ１、Ｗ０、Ｗ１を用いて燃料噴射弁２１からの燃料噴射量を算出するので、例えば燃料噴射弁２１のレイアウトで噴霧の付着場所が変わり、燃焼室壁、シリンダ面壁５２（燃焼室５の壁面）での壁流燃料からの蒸発量が異なる場合においても、同じ図１３に示す特性を用いてＶ０、Ｖ１、Ｗ０、Ｗ１（蒸発率）を算出することができるので、再度の適合実験は必要なく、適合工数が大幅に低減でき、適合に要する期間も短縮できる。

また、燃焼室５内に形成される壁流燃料からの蒸発率であるＶ０、Ｖ１、Ｗ０、Ｗ１を算出する際には１サイクル中の所定区間での蒸発に寄与する実効温度Ｔｃ、Ｔｅまたは１サイクル中の所定区間での蒸発に寄与する実効圧力Ｐｃ、Ｐｅを図１３に示す気化特性に対して用いるので、燃焼室５内に形成される壁流燃料からの１サイクル中の所定区間での蒸発量を精度良く算出できる。

燃焼室５の吸気終了から燃焼までの区間における最低、最高の各温度は、燃焼室５の吸気弁閉時期における温度ＴＩＮＩ、燃焼室５の燃焼時における最高温度ＴＭＡＸ、また、燃焼室５の吸気終了から燃焼までの区間における最低、最高の各圧力は、燃焼室５の吸気弁閉時期における圧力ＰＩＮＩ、燃焼室の燃焼時における最高圧力ＰＭＡＸであり、本実施形態（請求項４に記載の発明）によれば、上記（６４）式に示したようにこれら最低、最高の２つの温度の重み付け平均値を燃焼室５の吸気終了から燃焼までの区間の実効温度Ｔｃとし、また上記（６５）式に示したようにこれら最低、最高の２つの圧力の重み付け平均値を燃焼室５の吸気終了から燃焼までの区間の実効圧力Ｐｃとするので、上記（６４）、（６５）式の重み付け係数ａ、ｂを適合するだけでよくなり適合が容易になる。

燃焼室５の燃焼から排気終了までの区間における最高、最低の各温度は、燃焼室５の燃焼時における最高温度ＴＭＡＸ、燃焼室５の排気弁閉時期における温度ＴＥＶＣ、また燃焼室５の燃焼から排気終了までの区間における最高、最低の各圧力は、燃焼室５の燃焼時における最高圧力ＰＭＡＸ、燃焼室５の排気弁閉時期における圧力ＰＥＶＣであり、本実施形態（請求項５に記載の発明）によれば、上記（６６）式に示したようにこれら最高、最低の２つの温度の重み付け平均値を燃焼室５の燃焼から排気終了までの区間における実効温度Ｔｅとし、また上記（６７）式に示したようにこれら最高、最低の２つの圧力の重み付け平均値を燃焼室の燃焼から排気終了までの区間における実効圧力Ｐｅとするので、上記（６６）、（６７）式の重み付け係数ｃ、ｄを適合するだけでよくなり適合が容易になる。

本実施形態（請求項６に記載の発明）によれば、上記（６０）式に示したように燃焼室５の燃焼時における最高温度ＴＭＡＸは、燃焼により発生した総熱量が燃焼室５内のガスを暖めた際の温度上昇代であるＱ／（ＭＡＳＳＣ×Ｃｐ）を、吸気弁閉時期からの断熱圧縮変化後の温度ＴＣＭＡＸに加算した値であるとする物理モデル式を用いるので、燃焼室５の燃焼時における最高温度ＴＭＡＸを机上により容易に求めることができる。

断熱圧縮変化後の燃焼を定容燃焼であると仮定したモデルによれば上記（６３）式のように簡単な式となるので、本実施形態（請求項７に記載の発明）によれば、燃焼室５の燃焼時における最高温度ＴＭＡＸ、吸気弁閉時期からの断熱圧縮変化後の温度ＴＣＭＡＸ及び吸気弁閉時期からの断熱圧縮変化後の圧力ＰＣＭＡＸから、その簡単な式により燃焼室５の燃焼時における最高圧力ＰＭＡＸを算出することができる。

燃焼室５内の混合ガスが断熱圧縮されると仮定したモデルによれば上記（５８ｂ）、（５９ｂ）式のように簡単な式となるので、本実施形態（請求項８、９に記載の発明）によれば、その簡単な式により断熱圧縮後の混合ガス温度ＴＣＭＡＸと断熱圧縮変化後の混合ガス圧力ＰＣＭＡＸを算出することができる。

本実施形態（請求項１０に記載の発明）によれば、コレクタ内温度ＴＣＯＬ、排気温度ＴＥＸＨ及び不活性ガス率ＭＲＥＳＦＲの３つの値と上記（５７）式に示す簡単な式だけで燃焼室５の吸気弁閉時期における混合ガス温度ＴＩＮＩを求めることができる。

ところで、エアフローメータ３２により計量される吸気は吸気絞り弁２３部、吸気ポート４を経て燃焼室５へと流入するので、次のように様々な影響を受けて燃焼室５の吸気弁閉時期における温度が定まる。

ａ）吸気絞り弁２３の開度が小さいときには吸気絞り弁２３部を流れる吸気にチョークが生じ、このとき吸気の温度が低下する。

ｂ）吸気絞り弁２３の氷結防止用温水配管が設けられているときには吸気絞り弁２３の氷結防止用温水配管を流れる冷却水と吸気との間で熱伝導が行われ、吸気が冷却水より熱を受けると吸気の温度が上昇し、この逆に吸気が冷却水により吸熱されると吸気の温度が低下する。

吸気ポート４付近になるとさらに複雑である。すなわち、
ｃ）吸気弁１５が開くことによって不活性ガスが吸気マニホールド３へと逆流して吸気と混合し、吸気の温度は不活性ガスと吸気との混合ガスの温度へと上昇し、この混合ガスが再び吸気ポート４より燃焼室５へと流入する。

ｄ）吸気ポート４付近のウォータジャケットを流れる冷却水と混合ガスとの間で熱伝導が行われる場合には、混合ガスが冷却水より熱を受けると混合ガスの温度が上昇し、この逆に混合ガスが冷却水により吸熱されると混合ガスの温度が低下する。

ｅ）特に吸気弁作動角可変機構２７の作動により吸気弁１５のリフトが小さいときには吸気弁１５と弁シートの隙間を流れる混合ガスにチョークが生じ、このとき混合ガスの温度が低下する。

ｆ）過渡時には吸気ポート４を流れる混合ガスの温度が変化する。例えば急加速時には混合ガスが断熱圧縮されるため吸気ポート４を流れる混合ガスの温度が上昇し、この逆に急減速時には混合ガスが断熱膨張するため吸気ポート４を流れる混合ガスの温度が低下する。

ｇ）さらに燃焼室５に流入する混合ガスと燃焼室５内の壁面との間で熱伝導が行われる場合には、混合ガスが燃焼室５内の壁面より熱を受けると混合ガスの温度が上昇し、この逆に混合ガスが燃焼室内の壁面により吸熱されると混合ガスの温度が低下する。

このように、吸気温度は上記ａ）〜ｇ）に示したように様々な影響を受けるので、第２実施形態では、上記ａ）〜ｇ）に対して簡単なモデル式を構築することにより、上記ａ）〜ｇ）の事態が生じることがあっても、燃焼室５の吸気弁閉時期ＩＶＣにおける温度ＴＩＮＩを適切に算出することとする。なお、第２実施形態では、上記ａ）〜ｇ）の全てに対して簡単なモデル式を構築しているが、上記ａ）〜ｇ）のうちの少なくとも一つに対して簡単なモデル式を構築していればよい。実際には必要に応じて取捨選択すればよい。

このため図１に重ねて示したように、第２実施形態ではエアフロメータ３２付近の吸気温度を検出する温度センサ４７、大気圧を検出する圧力センサ４８、燃焼室５内の圧力を検出する圧力センサ４９を設けている。なお、本実施形態ではエアフロメータ３２により吸気量を計量するＬ−ジェトロニックシステムで説明するが、Ｄ−ジェトロニックシステムを排除するものではない。

エンジンコントローラ３１で行われるこの制御を図５０、図５４のフローチャートにより説明する。

図５０、図５４のフローチャートは第２実施形態の燃焼室５の吸気弁閉時期ＩＶＣにおける温度ＴＩＮＩを算出するためのもので、第１実施形態の図３２のステップ１６２と置き換わるものである。ここではフローを２つに分けて構成してあるが１つにまとめてもかまわない。

このうち図５０は吸気弁１５通過時の混合ガス温度Ｔａ４を算出するためのもので、一定時間毎（例えば１０ｍｓ毎）に実行する。

ステップ１８１では、温度センサ４７により検出される吸気温度Ｔａ０［Ｋ］、圧力センサ４８により検出される大気圧Ｐａ０［Ｐａ］、圧力センサ４４により検出されるコレクタ内圧力ＰＣＯＬ［Ｐａ］、温度センサ３７により検出される冷却水温ＴＷＫ［Ｋ］、クランク角センサにより検出されるエンジン回転速度ＮＲＰＭ［ｒｐｍ］、圧力センサ４９により検出される燃焼室内圧力ＰＣＹＬ［Ｐａ］を読み込む。

ここで、クランク角センサはクランクシャフト７のポジションを検出するポジションセンサ３３と、吸気用カムシャフト２５ポジションを検出するフェーズセンサ３４とからなり、これら２つのセンサ３３、３４からの信号に基づいてエンジン回転速度ＮＲＰＭ［ｒｐｍ］が算出されている。

ステップ１８２ではチョーク判定フラグＣＨＯＫＥ２をみる。チョーク判定フラグＣＨＯＫＥ２＝０のとき（吸気絞り弁２３部を流れる吸気にチョークが生じていない場合）にはステップ１８３に進んで吸気温度Ｔａ０をそのまま吸気絞り弁２３通過後の吸気温度Ｔａ１として設定する。

チョーク判定フラグＣＨＯＫＥ２＝１のとき（吸気絞り弁２３部を流れる吸気にチョークが生じている場合）にはステップ１８２よりステップ１８４に進み吸気絞り弁２３通過後の吸気温度Ｔａ１［Ｋ］を次式により算出する。

Ｔａ１＝Ｔａ０×（Ｐａ０／ＰＣＯＬ）＾（κ−１）／κ…（８５）
ただし、Ｐａ０；大気圧力、
κ；空気の比熱比（標準状態（２０℃、１気圧）で１．４）、
（８５）式右辺は吸気絞り弁２３の開度が小さくなると、吸気絞り弁２３の通過時に吸気がチョークして断熱膨張変化するので、この断熱膨張変化により低下する吸気温度を可逆断熱変化の式を用いて算出するようにしたものである。

ここで、図５０ステップ１８２において用いるチョーク判定フラグＣＨＯＫＥ２の設定については図５１のフローにより説明する。図５１においてステップ２０１で大気圧センサ４８により検出される大気圧Ｐａ０［Ｐａ］、圧力センサ４４により検出されるコレクタ内圧力ＰＣＯＬ［Ｐａ］を読み込む。ステップ２０２ではコレクタ内圧力ＰＣＯＬと大気圧Ｐａ０の比を計算し、これと定数（０．５２８３）を比較する。コレクタ内圧力ＰＣＯＬと大気圧Ｐａ０の比が定数を超えている場合には吸気絞り弁２３部を流れる吸気にチョークが生じていないと判断し、ステップ２０４に進んでチョーク判定フラグＣＨＯＫＥ２（ゼロに初期設定）＝０とする。コレクタ内圧力ＰＣＯＬと大気圧Ｐａ０の比が定数以下である場合には吸気絞り弁２３部を流れる吸気にチョークが生じていると判断し、ステップ２０２よりステップ２０３に進んでチョーク判定フラグＣＨＯＫＥ２＝１とする。

図５０に戻りステップ１８５では吸気絞り弁２３の氷結防止用温水配管付近の吸気管通過後の吸気温度Ｔａ２［Ｋ］を次式により算出する。

Ｔａ２＝Ｔａ１＋（ＴＷＫ−Ｔａ１）×Ｋ１１…（８６）
ただし、Ｋ１１；係数、
（８６）式は吸気絞り弁２３の氷結防止用温水配管を流れる冷却水と吸気との間で熱伝導が行われ、吸気が冷却水より熱を受けると温度上昇し、この逆に吸気が冷却水により吸熱されると温度低下するので、これをモデル式で表したものである。

ここで、（８６）式右辺の係数Ｋ１１は基本値ｋ０と吸気流速及び冷却水流速に依存する補正項ｋ１との積である。すなわち、基本値ｋ０は吸気及び冷却水が各基本流速であるときに冷却水の熱容量及び熱伝導率で決まる定数である。

一方、吸気流速や冷却水流速が各基本流速より変化すると、（８６）式右辺第２項の値が吸気及び冷却水が各基本流速であるときの値よりずれる。そこで、実際に合うように補正するための値が補正項ｋ１である。補正項ｋ１は吸気流速及び冷却水流速がパラメータとなるが、これら流速はエンジン回転速度ＮＲＰＭに依存するので、結果的にエンジン回転速度ＮＲＰＭをパラメータとして補正項ｋ１を適合してやればよい。ｋ０とｋ１は一つにまとめることもできる。

ステップ１８６では不活性ガス温度ＴＲＥＳ［Ｋ］を算出する。この算出については図５２により説明する。図５２（図５５ステップ１８６のサブルーチン）においてステップ２１１では温度センサ４５より検出される排気温度ＴＥＸＨ、コレクタ内圧力ＰＣＯＬ、目標当量比ＴＦＢＹＡを読み込む。ステップ２１２では排気温度ＴＥＸＨに基づいて燃焼室５の排気弁閉時期ＥＶＣにおける温度ＴＥＶＣ０を算出する。これは簡単には排気弁閉時期ＥＶＣにおける排気温度ＴＥＸＨをそのままＴＥＶＣ０とおけばよい。

ステップ２１３では吸排気弁のオーバーラップがあるか否かをみる。吸排気弁のオーバーラップがないときにはステップ２１５に進み、燃焼室５の吸気弁閉時期ＩＶＣにおける圧力ＰＩＶＣと燃焼室５の排気弁閉時期ＥＶＣにおける圧力ＰＥＶＣの比であるＰＩＶＣ／ＰＥＶＣを算出する。排気弁閉時期ＥＶＣが排気上死点ＴＤＣ後にあるときに、オーバーラップがなければ吸気弁開時期ＩＶＯはこの排気弁閉時期ＥＶＣよりもさらに遅れる。つまり、排気弁閉時期ＥＶＣより吸気弁開時期ＩＶＯまでの区間で燃焼室５のガスが断熱膨張するためＰＩＶＣ／ＰＥＶＣ＜１．０となる。比ＰＩＶＣ／ＰＥＶＣは、排気弁閉時期ＥＶＣと吸気弁開時期ＩＶＯに応じた値となるので、これらＥＶＣ、ＩＶＯから所定のマップを検索することにより比ＰＩＶＣ／ＰＥＶＣを求めればよい。

一方、吸排気弁のオーバーラップがあるときにはこうした断熱膨張する事態は生じないのでステップ２１３よりステップ２１４に進んでＰＩＶＣ／ＰＥＶＣ＝１．０とおく。

ステップ２１６では目標当量比ＴＦＢＹＡから不活性ガスの比熱比ＳＨＥＡＴＲを算出する。これは図３７のステップ８４での操作と同じである。

ステップ２１７では燃焼室５の吸気弁閉時期ＩＶＣにおける温度ＴＥＩＶＣを次式により算出する。

ＴＥＩＶＣ＝ＴＥＶＣ０×｛１／（ＰＩＶＣ／ＰＥＶＣ）｝
＾（ＳＨＥＡＴＲ−１）／ＳＨＥＡＴＲ…（８７）
（８７）式は上記（８５）式と基本的に同じモデル式である。

ステップ２１８ではこのようにして求めた燃焼室５の吸気弁閉時期ＩＶＣにおける温度ＴＥＩＶＣを不活性ガス温度ＴＲＥＳとする。

図５０に戻り、ステップ１８７では混合ガスの温度Ｔａ３を次式により算出する。

Ｔａ３＝（ＣＡ×ＭＡＣＹＬ×Ｔａ２＋ＣＲＥＳ×ＭＲＥＳ×ＴＲＥＳ）
／（ＣＡ×ＭＡＣＹＬ＋ＣＲＥＳ×ＭＲＥＳ）…（８８）
ただし、ＣＡ；吸気の比熱、
ＣＲＥＳ；不活性ガスの比熱、
（８８）式は吸気と不活性ガスとの混合温度を求めるものである。

ステップ１８８では吸気ポート４通過時の混合ガス温度Ｔａ４１を次式により算出する。

Ｔａ４１＝Ｔａ３＋（ＴＷＫ−Ｔａ３）×Ｋ１２…（８９）
ただし、Ｋ１２；係数、
（８９）式は基本的に上記（８６）式と同じである。すなわち、（８９）式は吸気ポート４付近のウォータジャケットを流れる冷却水と混合ガスとの間で熱伝導が行われ、混合ガスが冷却水より熱を受けると温度上昇し、この逆に混合ガスが冷却水により吸熱されると温度低下するので、これをモデル式で表したものである。

ここで、（８９）式右辺の係数Ｋ１２は基本値ｋ２と、混合ガス流速及び冷却水流速に依存する補正項ｋ３との積である。すなわち、基本値ｋ２は混合ガス及び冷却水が各基本流速であるときに冷却水の熱容量及び熱伝導率で決まる定数である。

一方、混合ガス流速や冷却水流速が各基本流速より変化すると、（８９）式右辺第２項の値が、混合ガス及び冷却水が各基本流速であるときの値よりずれる。そこで、実際に合うように補正するための値が補正項ｋ３である。補正項ｋ３は混合ガス流速及び冷却水流速がパラメータとなるが、これら流速はエンジン回転速度ＮＲＰＭに依存するので、結果的にエンジン回転速度ＮＲＰＭをパラメータとして補正項ｋ３を適合してやればよい。ｋ２とｋ３は一つにまとめることもできる。

急加速時には吸気ポート４を通過する混合ガスが断熱圧縮されて温度上昇し、この温度上昇した混合ガスが燃焼室５へと流入する。この逆に急減速時には吸気ポート４を通過する混合ガスが断熱膨張して温度低下し、この温度低下した混合ガスが燃焼室５へと流入する。ステップ１８９〜１９２はこの急加速時の断熱圧縮または急減速時の断熱膨張により温度変化して燃焼室５へと流入する混合ガスの温度Ｔａ４２を算出する部分である。

まずステップ１８９では過渡（急加速と急減速）であるのかそれ以外（つまり定常）にあるのかをみる。過渡であるのか否かの判定は吸気絞り弁２３の開度変化などを用いて行う。定常であるときにはステップ１９０に進み吸気ポート４通過時の混合ガス温度Ｔａ４１をそのまま吸気ポート４を通過する際の過渡時混合ガス温度Ｔａ４２として設定する。

過渡のときにはステップ１８９よりステップ１９１に進んで、目標当量比ＴＦＢＹＡから混合ガスの比熱比ＭＩＸＡＩＲＳＨＲを算出する。この操作は図３８のステップ１０６と同じである。

ステップ１９２では吸気ポート４を通過する際の過渡時混合ガス温度Ｔａ４２を次式により算出する。

Ｔａ４２＝Ｔａ４１×（ＰＣＹＬ／ＰＣＯＬ）
＾（ＭＩＸＡＩＲＳＨＲ−１）／ＭＩＸＡＩＲＳＨＲ…（９０）
吸気ポート４を通過する際に急加速時には混合ガスが断熱圧縮されて（９０）式右辺のＰＣＹＬ／ＰＣＯＬが１より小さくなり、この逆に急減速時には混合ガスが断熱膨張して（９０）式右辺のＰＣＹＬ／ＰＣＯＬが１より大きくなる。この結果、急加速時にＴａ４２はＴａ４１より高くなり、この逆に急減速時にＴａ４２はＴａ４１より低くなる。

ステップ１９３ではチョーク判定フラグＣＨＯＫＥ３をみる。チョーク判定フラグＣＨＯＫＥ３＝０のとき（吸気弁１５と弁シートの間を通過する混合ガスの流れにチョークが生じていない場合）にはステップ１９４に進んで混合ガス温度Ｔａ４２をそのまま吸気弁通過時の混合ガス温度Ｔａ４として設定する。

チョーク判定フラグＣＨＯＫＥ３＝１のとき（吸気弁１５のリフトが小さくて吸気弁１５と弁シートの間を通過する混合ガスの流れにチョークが生じている場合）にはステップ１９３よりステップ１９５に進み吸気弁通過時の混合ガス温度Ｔａ４を次式により算出する。

Ｔａ４＝Ｔａ４２×（ＰＣＹＬ／ＰＣＯＬ）
＾（ＭＩＸＡＩＲＳＨＲ−１）／ＭＩＸＡＩＲＳＨＲ…（９１）
これは、吸気弁作動角可変機構２７を備えるエンジンでは、特に低リフト量時に吸気弁１５により混合ガスがチョークすることに対応するものである。

ここで、図５０ステップ１９３において用いるチョーク判定フラグＣＨＯＫＥ３の設定を図５３のフローにより説明する。図５３においてステップ２２１では圧力センサ４４により検出されるコレクタ内圧力ＰＣＯＬ［Ｐａ］、圧力センサ４９により検出される燃焼室内圧力ＰＣＹＬ［Ｐａ］を読み込む。ステップ２２２ではコレクタ内圧力ＰＣＯＬと燃焼室内圧力ＰＣＹＬとの比を計算し、この比と定数（０．５２８３）を比較する。コレクタ内圧力ＰＣＯＬと燃焼室内圧力ＰＣＹＬとの比が定数を超えている場合には吸気弁１５と弁シートの間を通過する混合ガスの流れにチョークが生じていないと判断し、ステップ２２４に進んでチョーク判定フラグＣＨＯＫＥ３（ゼロに初期設定）＝０とする。コレクタ内圧力ＰＣＯＬと燃焼室内圧力ＰＣＹＬとの比が定数以下の場合には吸気弁１５のリフトが小さくて吸気弁１５と弁シートの間を通過する混合ガスの流れにチョークが生じていると判断し、ステップ２２２よりステップ２２３に進んでチョーク判定フラグＣＨＯＫＥ３＝１とする。

次に、図５４は燃焼室５の吸気弁閉時期における混合ガスの温度ＴＩＮＩを算出するためのもので、図５０に続けて一定時間毎に実行する。

ステップ２３１では図５０により算出されている吸気弁通過時の混合ガスの温度Ｔａ４、回転速度ＮＲＰＭを読み込む。

ステップ２３２、２３３では燃焼室壁（シリンダ面壁を除く）、シリンダ面壁５２の各壁温Ｔｗａｌｌ１、Ｔｗａｌｌ２を推定する。この各壁温の推定方法としては例えば特開平１１−２１８０４３号公報に記載の方法を用いればよい。

ここでは燃焼室５内の壁面を前述のように燃焼室壁とシリンダ面壁５２との２つに分けているがこれに限定されるものでなく、当該燃焼室壁をさらに吸気弁１５の燃焼室側の壁面、排気弁１６の燃焼室側壁面、これら壁面を除いた残りの燃焼室壁面の３つに分割してもかまわない。

ステップ２３４では燃焼室５内の壁面からの熱伝導後の混合ガス温度Ｔａ５を次式により算出し、これをステップ２３５で燃焼室５の吸気弁閉時期における混合気温度ＴＩＮＩとして設定する。

Ｔａ５＝Ｔａ４＋（Ｔｗａｌｌ１−Ｔａ４）×Ｋｗａｌｌ１
＋（Ｔｗａｌｌ２−Ｔａ４）×Ｋｗａｌｌ２…（９２）
ただし、Ｋｗａｌｌ１、Ｋｗａｌｌ２；定数、
（９２）式も基本的に上記（８５）式と同じである。すなわち、（９２）式は燃焼室５内の壁面と混合ガスとの間で熱伝導が行われ、混合ガスが燃焼室５内の壁面より熱を受けると温度上昇し、この逆に混合ガスが燃焼室５内の壁面により吸熱されると温度低下するので、これをモデル式で表したものである。

ここで、（９２）式右辺の係数Ｋｗａｌｌ１は基本値ｋ４と混合ガスの流速に依存する補正項ｋ５との、また係数Ｋｗａｌｌ２は基本値ｋ６と混合ガスの流速に依存する補正項ｋ７との積である。すなわち、基本値ｋ４、ｋ６は混合ガスが基本流速であるときに燃焼室壁、シリンダ面壁の熱容量及び熱伝導率で決まる定数である。

一方、混合ガス流速が基本流速より変化すると、（９２）式の右辺第２項、第３項の各値が、混合ガスが基本流速であるときの値よりずれる。そこで、実際に合うように補正するための値が補正項ｋ５、ｋ７である。補正項ｋ５、ｋ７は混合ガス流速がパラメータとなるが、この混合ガス流速はエンジン回転速度ＮＲＰＭに依存するので、結果的にエンジン回転速度ＮＲＰＭをパラメータとして補正項ｋ５、ｋ７を適合してやればよい。ｋ４とｋ５は、またｋ６とｋ７はそれぞれ一つにまとめることもできる。

第２実施形態では、このようにして求めた燃焼室５の吸気弁閉時期における混合気温度ＴＩＮＩを第１実施形態の図３２のステップ１６２のＴＩＮＩに代えて用いる。

以下では上記ａ）〜ｇ）のうちの一つを主に考慮したときの作用効果を述べる。

上記ａ）を主に考慮するとき：
第２実施形態（請求項１２に記載の発明）によれば、吸気絞り弁２３の通過時に吸気がチョークして断熱膨張変化するときには、この断熱膨張変化により低下する吸気温度Ｔａ１を上記（８５）式に示した可逆断熱変化の式を用いて算出し、この吸気温度Ｔａ１を燃焼室５の吸気弁閉時期ＩＶＣにおける温度ＴＩＮＩとすることで、吸気絞り弁２３の通過時に吸気がチョークして断熱膨張変化するときにも、精度よく燃焼室の吸気弁閉時期における温度ＴＩＮＩを求めることができる。

上記ｂ）を主に考慮するとき：
第２実施形態（請求項１３に記載の発明）によれば、吸気絞り弁の氷結防止用温水配管を設けている場合に、上記（８６）式によりこの温水配管を流れる冷却水との間で熱伝導が行われる分だけ吸気温度Ｔａ１（またはＴａ０）を補正し、この補正後の吸気温度Ｔａ２を燃焼室５の吸気弁閉時期における温度ＴＩＮＩとすることで、吸気絞り弁２３の氷結防止用温水配管を設けている場合にも、精度よく燃焼室の吸気弁閉時期における温度ＴＩＮＩを求めることができる。

上記ｃ）を主に考慮するとき：
第２実施形態（請求項１４に記載の発明）によれば、上記（８８）式により不活性ガスと吸気との混合ガスの温度Ｔａ３を算出し、この混合ガス温度Ｔａ３を燃焼室５の吸気弁閉時期における温度ＴＩＮＩとすることで、吸気弁１５が開くことによって不活性ガスが吸気マニホールド３へと逆流して吸気と混合するのに対応して、精度よく燃焼室５の吸気弁閉時期における温度ＴＩＮＩを求めることができる。

上記ｄ）を主に考慮するとき：
第２実施形態（請求項１５に記載の発明）によれば、上記（８９）式により吸気ポート４通過時に吸気ポート４周囲のウォータジャケットを流れる冷却水との間で熱伝導が行われる分だけ混合ガス温度Ｔａ３（またはＴａ２、Ｔａ１、Ｔａ０）を補正し、この補正後の混合ガス温度Ｔａ４１を燃焼室５の吸気弁閉時期における温度ＴＩＮＩとするので、吸気ポート４通過時に吸気ポート４周囲のウォータジャケットを流れる冷却水との間で熱伝導が行われる場合にも、精度よく燃焼室５の吸気弁閉時期における温度ＴＩＮＩを求めることができる。

上記ｆ）を主に考慮するとき：
第２実施形態（請求項１６に記載の発明）によれば、上記（９０）式により過渡時には混合ガス温度Ｔａ４１（またはＴａ３、Ｔａ２、Ｔａ１、Ｔａ０）から温度変化して燃焼室５へと流入する混合ガス温度Ｔａ４２を算出し、この混合ガス温度Ｔａ４２を燃焼室５の吸気弁閉時期における温度ＴＩＮＩとすることで、過渡時に混合ガスが温度変化して燃焼室５へと流入する場合にも、精度よく燃焼室５の吸気弁閉時期における温度ＴＩＮＩを求めることができる。

上記ｅ）を主に考慮するとき：
第２実施形態（請求項１７に記載の発明）によれば、吸気弁１５の通過時に混合ガスがチョークして断熱膨張変化するときには、この断熱膨張変化により低下する混合ガス温度Ｔａ４を上記（９１）式に示す可逆断熱変化の式を用いて算出し、この混合ガス温度Ｔａ４を燃焼室５の吸気弁閉時期ＩＶＣにおける温度ＴＩＮＩとすることで、吸気弁１５の通過時に混合ガスがチョークして断熱変化するときにも、精度よく燃焼室の吸気弁閉時期における温度ＴＩＮＩを求めることができる。

上記ｇ）を主に考慮するとき：
第２実施形態（請求項１８に記載の発明）によれば、上記（９２）式により吸気弁閉弁時期に混合ガスと燃焼室５内の壁面（燃焼室壁とシリンダ面壁５２）との間で熱伝導が行われる分だけ混合ガス温度Ｔａ４（またはＴａ４２、Ｔａ４１、Ｔａ３、Ｔａ２、Ｔａ１、Ｔａ０）を補正し、この補正後の混合ガス温度Ｔａ５を燃焼室の吸気弁閉時期における温度ＴＩＮＩとすることで、吸気弁閉弁時期に混合ガスと燃焼室５内の壁面との間で熱伝導が行われる場合にも、精度よく燃焼室の吸気弁閉時期における温度ＴＩＮＩを求めることができる。

第１実施形態では、燃焼室５の吸気終了から燃焼までの区間における最低、最高の各温度に基づいて実効温度Ｔｃを、また燃焼室５の吸気終了から燃焼までの区間における最低、最高の各圧力に基づいて実効圧力Ｐｃを算出する場合で説明したが、これら実効温度Ｔｃ、実効圧力Ｐｃを吸気終了から燃焼までの区間における最適値に適合するようにしてもかまわない（請求項２に記載の発明）。

第１実施形態では、燃焼室５の燃焼から排気終了までの区間における最高、最低の各温度に基づいて実効温度Ｔｅを、また燃焼室５の燃焼から排気終了までの区間における最高、最低の各圧力に基づいて実効圧力Ｐｅを算出する場合で説明したが、これら実効温度Ｔｅ、実効圧力Ｐｅを燃焼から排気終了までの区間における最適値に適合するようにしてもかまわない（請求項３に記載の発明）。

実施形態では、不活性ガスが内部不活性ガスの場合で説明したが、外部不活性ガスがある場合にも適用できる。この場合には内部不活性ガス率と外部不活性ガス率の合計を不活性ガス率として、また内部不活性ガス量と外部不活性ガス量の合計を不活性ガス量として算出してやればよい。

２つの実施形態では、燃焼室内に形成される壁流燃料の蒸発に関わる基本特性（図１３に示す特性）を用いて燃焼室内に形成される壁流燃料からの１サイクル中の所定区間での蒸発率（Ｖ０、Ｖ１、Ｗ０、Ｗ１）を算出する場合で説明したが、燃焼室内に形成される壁流燃料の蒸発に関わる基本特性を用いて燃焼室内に形成される壁流燃料からの１サイクル中の所定区間での蒸発量を算出するようにしてもかまわない。

実施形態では噴射弁２１が吸気ポート４に臨んで設けられている場合で説明したが、これに限られるものでない。例えば噴射弁が燃焼室内に直接臨んで設けられている場合にも本発明を適用できる。

実施形態では、Ｌ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンで説明したが、Ｄ−ジェトロニック方式のガソリン噴射エンジンにも適用できる。

請求項１に記載の量・率算出手段、燃料噴射量算出手段の各機能は、エンジンコントローラ３１により果たされている。

本発明の一実施形態を示す自動車用エンジンのシステム図。 吸気ポート及び燃焼室内の混合気の挙動を示す概念図。 吸気ポート及び燃焼室内の混合気の挙動を示す概念図。 吸気ポート、燃焼室の混合気モデルのデータフロー図。 燃料噴射量算出モデルのデータフロー図。 始動後時間に対する要求度数の特性図。 アクセル開度に対する要求度数の特性図。 触媒温度に対する要求度数の特性図。 噴射弁噴霧の分岐モデルのデータフロー図。 噴霧分岐全体のプロセスを示すモデル図。 噴射時噴霧の質量割合についての粒径分布の特性図。 噴霧の気化率を説明するためのモデル図。 気化特性ｆ（Ｖ、Ｔ、Ｐ）の特性図。 吸気気流の暴露時間の特性図。 噴霧の燃焼室への直接噴き入りを説明するためのモデル図。 噴射タイミングとβに対する直接噴き入り率の特性図。 噴霧の吸気系での浮遊、燃焼室での浮遊を説明するためのモデル図。 噴霧落下速度と粒径毎の浮遊割合との特性図。 噴霧粒径分布を示す特性図。 吸気弁直撃率と比Ｘ１／Ｘ２に対する吸気弁直撃率係数の特性図。 比Ｘ３／Ｘ４に対する割り振り率の特性図。 壁流からの蒸発を説明するための壁流モデル図。 壁流からの再飛散と壁流の移動を説明するための壁流モデル図。 再飛散率基本値の特性図。 移動率基本値の特性図。 吸気弁壁流からの蒸発、持ち去りを説明するための壁流モデル図。 ポート壁流からの蒸発、持ち去りを説明するための壁流モデル図。 燃焼室壁流からの蒸発を説明するための壁流モデル図。 シリンダ面壁流からの蒸発、持ち去りを説明するためのモデル図。 オイル混入率基本値の特性図。 １燃焼サイクルでの圧力、温度、流速の変化を示す特性図。 燃焼室の気化燃焼分、気化未燃焼分の各区間での実効温度と実効圧力の算出を説明するためのフローチャート。 低位発熱量の特性図。 内部不活性ガス率の算出を説明するためのフローチャート。 内部不活性ガス量の算出を説明するためのフローチャート。 ＥＶＣ時不活性ガス量の算出を説明するためのフローチャート。 オーバーラップ中吹き返し不活性ガス量の算出を説明するためのフローチャート。 過給判定フラグ、チョーク判定フラグの設定を説明するためのフローチャート。 過給無しかつチョーク無し時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量の算出を説明するためのフローチャート。 過給無しかつチョーク有り時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量の算出を説明するためのフローチャート。 過給有りかつチョーク無し時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量の算出を説明するためのフローチャート。 過給有りかつチョーク有り時のオーバーラップ中吹き返し不活性ガス流量の算出を説明するためのフローチャート。 排気弁閉時期における燃焼室容積の特性図。 不活性ガスのガス定数の特性図。 オーバーラップ中の積算有効面積の特性図。 オーバーラップ中の積算有効面積の説明図。 不活性ガスの比熱比の特性図。 混合ガスの比熱比の特性図。 エンジンのクランクシャフトコネクティングロッドの位置関係を説明するダイアグラム。 吸気弁通過時の混合ガス温度の算出を説明するためのフローチャート。 チョーク判定フラグの設定を説明するためのフローチャート。 不活性ガス温度の算出を説明するためのフローチャート。 チョーク判定フラグの設定を説明するためのフローチャート。 燃焼室の吸気弁閉時期における温度の算出を説明するためのフローチャート。

符号の説明

５ 燃焼室
２１ 燃料噴射弁
３１ エンジンコントローラ
３３、３４ クランク角センサ
４３ 温度センサ（実効温度推定手段）
４４ 圧力センサ（実効圧力推定手段）
４５ 温度センサ（実効温度推定手段）
４６ 圧力センサ（実効圧力推定手段）
４７ 温度センサ
４８ 圧力センサ
４９ 圧力センサ

Claims (18)

1. 吸気ポート内または燃焼室内に燃料を噴射する燃料噴射弁と、
   この燃料噴射弁から噴射される噴霧が燃焼室内の壁面に付着して形成される壁流燃料の蒸発に関わる基本特性と、
   １サイクル中の所定区間での前記蒸発に寄与する実効温度を推定する実効温度推定手段と、
   １サイクル中の所定区間での前記蒸発に寄与する実効圧力を推定する実効圧力推定手段と
   を有し、
   この実効温度または実効圧力から前記基本特性を用いて燃焼室内に形成される前記壁流燃料からの１サイクル中の所定区間での蒸発量または蒸発率を算出する量・率算出手段と、
   この算出された蒸発量または蒸発率を用いて前記燃料噴射弁からの燃料噴射量を算出する燃料噴射量算出手段と
   を備えることを特徴とするエンジンの燃料噴射量制御装置。
2. 前記燃焼室内に形成される壁流燃料からの蒸発量または蒸発率が、点火による燃焼までの間に蒸発して燃焼に寄与する蒸発量または蒸発率である場合に、前記１サイクル中の所定区間は吸気終了から燃焼までの区間であることを特徴とする請求項１に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
3. 前記前記壁流燃料からの蒸発量または蒸発率が、燃焼が完了してから蒸発し燃焼に寄与せずに排気行程で排出される蒸発量または蒸発率である場合に、前記１サイクル中の所定区間は燃焼から排気終了までの区間であることを特徴とする請求項１に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
4. 燃焼室の前記吸気終了から燃焼までの区間での実効温度は燃焼室の吸気弁閉時期における温度と燃焼室の燃焼時における最高温度との重み付け平均値であり、燃焼室の前記吸気終了から燃焼までの区間での実効圧力は燃焼室の吸気弁閉時期における圧力と燃焼室の燃焼時における最高圧力との重み付け平均値であることを特徴とする請求項２に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
5. 燃焼室の前記燃焼から排気終了までの区間での実効温度は燃焼室の燃焼時における最高温度と燃焼室の排気弁閉時期における温度との重み付け平均値であり、燃焼室の前記燃焼から排気終了までの区間での実効圧力は燃焼室の燃焼時における最高圧力と燃焼室の排気弁閉時期における圧力との重み付け平均値であることを特徴とする請求項３に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
6. 燃焼室の前記燃焼時における最高温度は、燃焼により発生した総熱量が燃焼室内のガスを暖めた際の温度上昇代を吸気弁閉時期からの断熱圧縮変化後の温度に加算した値であることを特徴とする請求項３または５に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
7. 燃焼室の前記燃焼時における最高温度、前記吸気弁閉時期からの断熱圧縮変化後の温度及び前記吸気弁閉時期からの断熱圧縮変化後の圧力より前記断熱圧縮変化後の燃焼を定容燃焼であると仮定したモデルを用いて前記燃焼室の燃焼時における最高圧力を算出することを特徴とする請求項６に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
8. 燃焼室の吸気弁閉時期における温度から燃焼室内のガスが断熱圧縮されると仮定したモデルを用いて前記断熱圧縮後の温度を算出することを特徴とする請求項７に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
9. 燃焼室の吸気弁閉時期における圧力から燃焼室内のガスが断熱圧縮されると仮定したモデルを用いて前記断熱圧縮変化後の圧力を算出することを特徴とする請求項７に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
10. コレクタ内温度を検出する手段と、
    排気温度を検出する手段と、
    不活性ガス率を推定する手段と備え、
    燃焼室の前記吸気弁閉時期における温度を、これらコレクタ内温度、排気温度及び不活性ガス率に基づいて算出することを特徴とする請求項８または９に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
11. 吸気絞り弁上流の吸気温度を検出する手段を備え、
    燃焼室の前記吸気弁閉時期における温度をこの吸気絞り弁上流の吸気温度に基づいて算出することを特徴とする請求項８または９に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
12. 前記吸気絞り弁の通過時に吸気がチョークして断熱膨張変化するときには、この断熱膨張変化により低下する吸気温度を熱力学の断熱変化の式を用いて算出し、この吸気温度を燃焼室の前記吸気弁閉時期における温度とすることを特徴とする請求項１１に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
13. 前記吸気絞り弁の氷結防止用温水配管を設けている場合に、この温水配管を流れる冷却水との間で熱伝導が行われる分だけ前記吸気温度を補正し、この補正後の吸気温度を燃焼室の前記吸気弁閉時期における温度とすることを特徴とする請求項１１に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
14. 吸気弁が開くことによって燃焼室内の不活性ガスが吸気マニホールドへと逆流して吸気と混合するときには、この不活性ガスと吸気との混合ガスの温度を算出し、この混合ガス温度を燃焼室の前記吸気弁閉時期における温度とすることを特徴とする請求項１１から１３までのいずれか一つに記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
15. 吸気ポート通過時に吸気ポート周囲の配管を流れる冷却水との間で熱伝導が行われる分だけ前記混合ガス温度を補正し、この補正後の混合ガス温度を燃焼室の前記吸気弁閉時期における温度とすることを特徴とする請求項１４に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
16. 過渡時には前記補正後の混合ガス温度から温度変化して燃焼室へと流入する混合ガス温度を算出し、この混合ガス温度を燃焼室の前記吸気弁閉時期における温度とすることを特徴とする請求項１５に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
17. 吸気弁の通過時に混合ガスがチョークして断熱膨張変化するときには、この断熱膨張変化により低下する混合ガス温度を熱力学の断熱変化の式を用いて算出し、この混合ガス温度を燃焼室の前記吸気弁閉時期における温度とすることを特徴とする請求項１５に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。
18. 吸気弁閉弁時期に混合ガスと燃焼室内の壁面との間で熱伝導が行われる分だけ前記混合ガス温度を補正し、この補正後の混合ガス温度を燃焼室の前記吸気弁閉時期における温度とすることを特徴とする請求項１６または１７に記載のエンジンの燃料噴射量制御装置。

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