JP2006077620A - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】 スロットル弁が開く過渡時において吸気管内圧力をより精度良く算出することのできる内燃機関の制御装置を提供する。
【解決手段】 吸気管内圧力をエネルギ保存則及び質量保存則に基づいて算出する管内圧力算出式を備えた内燃機関の制御装置であって、スロットル弁が開く過渡時において吸気管内圧力が算出される場合には、上記管内圧力算出式に基づきつつ空気の慣性の影響を補正するようにして吸気管内圧力が算出される内燃機関の制御装置が提供される。すなわち例えば、上記管内圧力算出式が空気の比熱比を表す係数κを含んでいて、スロットル弁が開く過渡時において吸気管内圧力を算出する場合（２０３）には、上記管内圧力算出式の空気の比熱比を表す上記係数κとして、スロットル弁が閉じる過渡時において吸気管内圧力を算出する場合（２０７）に用いられる値κ１よりも小さい値κ２が用いられる。
【選択図】 図１２

Description

本発明は、内燃機関の制御装置に関する。

内燃機関の吸気系に関してエネルギ保存則、質量保存側、状態方程式等を適用して流体モデルを構築し、そのモデルを用いて算出したパラメータに基づいて内燃機関を制御する内燃機関の制御装置（いわゆるエアモデルを用いた内燃機関の制御装置）が公知である。このような制御装置では、内燃機関の吸気系について、例えばスロットルモデル、吸気管モデル、吸気弁モデル等が構築されており、これら各モデルを用いることによりスロットル弁開度、大気圧、及び大気温度等から筒内充填空気量等が算出され、これに基づいて内燃機関の制御が行なわれる。特許文献１には、内燃機関の吸気系に関して流体モデルを構築し、それに基づいて筒内充填空気量を求めるようにした装置が開示されている。

特開２００１−４１０９５号公報 特開２００２−２０１９９８号公報

ところで、上記のような内燃機関の制御装置においては、内燃機関の制御に直接用いるため、もしくは制御に必要な他のパラメータ（例えば、筒内充填空気量）を算出するため等の目的で吸気管内圧力が算出されている。この吸気管内圧力は、通常、サージタンクを含めた吸気管部分をモデル化した吸気管モデルを用いて算出されるのであるが、従来、算出された吸気管内圧力の精度が充分でない場合があった。吸気管内圧力の算出精度が低下すると、それを用いて算出される他の制御パラメータの精度も低下することになり、制御全体に悪影響を及ぼす結果となる。

上記のような吸気管内圧力の算出精度低下の主原因は、スロットル弁上流側にある空気の慣性を無視したためであると考えられ、その結果、特にスロットル弁を開く過渡時において算出される吸気管内圧力の精度が大きく低下する傾向がある。

本発明は、以上のようなことに鑑みてなされたものであり、その目的は、スロットル弁を開く過渡時において吸気管内圧力をより精度良く算出できる内燃機関の制御装置を提供することである。

本発明は、上記課題を解決するための手段として、特許請求の範囲の各請求項に記載された内燃機関の制御装置を提供する。

１番目の発明は、内燃機関の吸気通路のうちのスロットル弁から吸気弁に至るまでの吸気管内の圧力をエネルギ保存則及び質量保存則に基づいて算出する管内圧力算出式を備えた内燃機関の制御装置であって、スロットル弁が開く過渡時において上記吸気管内圧力が算出される場合には、上記管内圧力算出式に基づきつつ空気の慣性の影響を補正するようにして上記吸気管内圧力が算出される、内燃機関の制御装置を提供する。

上記吸気管内の圧力をエネルギ保存則及び質量保存則に基づいて算出する場合には通常、空気の慣性の影響が無視されることになるため、スロットル弁を開閉する過渡時において算出される吸気管内圧力の精度が低下することが考えられる。実際には、スロットル弁を閉じる過渡時においては影響が小さいのであるが、スロットル弁を開く過渡時においては影響が大きく、この場合の算出精度の向上が望まれる。

これに対し、１番目の発明によれば、スロットル弁が開く過渡時において上記吸気管内圧力が算出される場合には、上記管内圧力算出式に基づきつつ空気の慣性の影響を補正するようにして上記吸気管内圧力が算出されるので、スロットル弁を開く過渡時において吸気管内圧力をより精度良く算出することができる。

２番目の発明では１番目の発明において、少なくともスロットル弁開度に基づいてスロットル弁通過空気流量を算出する通過空気流量算出式を更に備え、上記管内圧力算出式はスロットル弁通過空気流量を表す変数を含んでいて、スロットル弁が閉じる過渡時において上記吸気管内圧力を算出する場合には、上記通過空気流量算出式から求められる値が上記管内圧力算出式のスロットル弁通過空気流量を表す上記変数に直接代入される一方、スロットル弁が開く過渡時において上記吸気管内圧力を算出する場合には、上記通過空気流量算出式から求められる値に対してスロットル弁開度変化に対する一次遅れを考慮した値が求められ、該値が上記管内圧力算出式のスロットル弁通過空気流量を表す上記変数に代入されるようになっている。

２番目の発明のようにすれば、スロットル弁が開く過渡時において上記吸気管内圧力が算出される場合には、上記管内圧力算出式に基づきつつ空気の慣性の影響を補正するようにして上記吸気管内圧力が算出されるので、スロットル弁を開く過渡時において吸気管内圧力をより精度良く算出することができる。

３番目の発明では１番目の発明において、上記管内圧力算出式は空気の比熱比を表す係数を含んでいて、スロットル弁が開く過渡時において上記吸気管内圧力を算出する場合には、上記管内圧力算出式の空気の比熱比を表す上記係数として、スロットル弁が閉じる過渡時において上記吸気管内圧力を算出する場合に用いられる値よりも小さい値が用いられるようになっている。

３番目の発明のようにすると、スロットル弁が開く過渡時において上記吸気管内圧力が算出される場合に、上記管内圧力算出式に基づきつつ結果的に空気の慣性の影響を補正するようにして上記吸気管内圧力が算出されるので、スロットル弁を開く過渡時において吸気管内圧力をより精度良く算出することができる。

４番目の発明では１番目の発明において、上記吸気管内の温度をエネルギ保存則及び質量保存則に基づいて算出する管内温度算出式と、少なくとも上記吸気管内圧力と上記吸気管内温度とに基づいて筒内吸入空気流量を算出する吸入空気流量算出式とを更に備え、上記管内圧力算出式及び上記管内温度算出式は空気の比熱比を表す係数を含んでいて、上記空気の比熱比を表す係数として第１の値を用いて上記管内圧力算出式及び上記管内温度算出式に基づいて第１の吸気管内圧力と第１の吸気管内温度を算出すると共に、上記空気の比熱比を表す係数として上記第１の値よりも小さい第２の値を用いて上記管内圧力算出式及び上記管内温度算出式に基づいて第２の吸気管内圧力と第２の吸気管内温度を算出し、スロットル弁を閉じる過渡時においては、上記第１の吸気管内圧力と上記第１の吸気管内温度がその場合の上記吸気管内圧力と上記吸気管内温度とされて上記吸入空気流量算出式に用いられて筒内吸入空気流量が算出される一方、スロットル弁を開く過渡時においては、上記第２の吸気管内圧力と上記第１の吸気管内温度がその場合の上記吸気管内圧力と上記吸気管内温度とされて上記吸入空気流量算出式に用いられて筒内吸入空気流量が算出されるようになっている。

スロットル弁が開く過渡時における吸気管内圧力を算出する場合には、上記管内圧力算出式の上記空気の比熱比を表す係数として上記第１の値よりも小さい上記第２の値を用いて吸気管内圧力を算出することにより、結果的に空気の慣性の影響が補正され、より精度よく吸気管内圧力を求めることができる。しかしながら、スロットル弁が開く過渡時における吸気管内温度を算出する場合には、上記管内温度算出式の上記空気の比熱比を表す係数として上記第１の値よりも小さい上記第２の値を用いて吸気管内温度を算出すると、上記空気の比熱比を表す係数として上記第１の値を用いて吸気管内温度を算出した場合よりも算出精度が低下してしまう。

この点、４番目の発明では、スロットル弁を開く過渡時における吸気管内圧力は、上記管内圧力算出式の上記空気の比熱比を表す係数として上記第１の値よりも小さい上記第２の値を用いて算出された値とされ、スロットル弁を開く過渡時における吸気管内温度は、上記管内温度算出式の上記空気の比熱比を表す係数として上記第１の値を用いて算出された値とされるので、スロットル弁を開く過渡時における吸気管内圧力と吸気管内温度とを共に精度良く求めることができる。そして、本発明によれば、これらの値を用いて上記吸入空気流量算出式により筒内吸入空気流量が算出されるので、スロットル弁を開く過渡時における筒内吸入空気流量が精度良く算出できる。そしてこの結果、スロットル弁を開く過渡時における筒内充填空気量を精度良く算出することが可能となる。

５番目の発明では３番目の発明において、上記吸気管内の既存空気の量と、該既存空気がスロットル弁が開く過渡時における吸気管内圧力として算出された吸気管内圧力になるまで断熱圧縮された場合の圧縮後温度と、スロットル弁が開くことにより上記吸気管内に新たに流入する流入空気の量と、該流入空気の流入空気温度とが求められ、上記圧縮後温度の既存空気と上記流入空気温度の流入空気とが混合された場合の温度が、スロットル弁が開く過渡時における上記吸気管内の温度として算出されるようになっている。

５番目の発明によれば、３番目の発明による作用効果に加え、比較的低い制御負荷でスロットル弁が開く過渡時における吸気管内温度を求めることができる。

各請求項に記載の発明は、スロットル弁を開く過渡時において吸気管内圧力をより精度良く算出できるという共通の効果を奏する。

以下、図面を参照して、本発明の実施形態について詳細に説明する。なお、図面において、同一または類似の構成要素には共通の参照番号を付す。

図１は本発明の内燃機関の制御装置を筒内噴射型火花点火式内燃機関に適用した場合の一例を示す概略図である。なお、本発明は別の火花点火式内燃機関や圧縮自着火式内燃機関に適用してもよい。

図１に示したように、機関本体１はシリンダブロック２と、シリンダブロック２内で往復動するピストン３と、シリンダブロック２上に固定されたシリンダヘッド４とを具備する。ピストン３とシリンダヘッド４との間には燃焼室５が形成される。シリンダヘッド４には気筒毎に吸気弁６と、吸気ポート７と、排気弁８と、排気ポート９とが配置される。さらに、図１に示したようにシリンダヘッド４の内壁面の中央部には点火プラグ１０が配置され、シリンダヘッド４内壁面周辺部には燃料噴射弁１１が配置される。またピストン３の頂面には燃料噴射弁１１の下方から点火プラグ１０の下方まで延びるキャビティ１２が形成されている。

各気筒の吸気ポート７は下流側の吸気管１３を介してサージタンク１４に連結され、サージタンク１４は上流側の吸気管１５を介してエアクリーナ１６に連結される。上記吸気管１５内にはステップモータ１７によって駆動されるスロットル弁１８が配置される。一方、各気筒の排気ポート９は排気管１９に連結され、この排気管１９は排気浄化装置２０に連結される。

電子制御ユニット（ＥＣＵ）３１はディジタルコンピュータからなり、双方向性バス３２を介して相互に接続されたＲＡＭ（ランダムアクセスメモリ）３３、ＲＯＭ（リードオンリメモリ）３４、ＣＰＵ（マイクロプロセッサ）３５、入力ポート３６及び出力ポート３７を具備する。

スロットル弁１８の開度を検出するためのスロットル開度センサ４３と、内燃機関の周囲の大気の圧力、または吸気管１５に吸入される空気の圧力（吸気圧）を検出するための大気圧センサ４４と、内燃機関の周囲の大気の温度、または吸気管１５に吸入される空気の温度（吸気温）を検出するための大気温センサ４５とが設けられ、これらセンサの出力電圧は対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。

アクセルペダル４６にはアクセルペダル４６の踏込み量に比例した出力電圧を発生する負荷センサ４７が接続され、負荷センサ４７の出力電圧は対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。クランク角センサ４８は例えばクランクシャフトが３０度回転する毎に出力パルスを発生し、この出力パルスが入力ポート３６に入力される。ＣＰＵ３５ではこのクランク角センサ４８の出力パルスから機関回転数が計算される。一方、出力ポート３７は対応する駆動回路３９を介して点火プラグ１０、燃料噴射弁１１及びステップモータ１７等に接続される。

ところで、近年、内燃機関の吸気系に関してエネルギ保存則、質量保存側、状態方程式等を適用して流体モデルを構築し、そのモデルを用いて算出したパラメータに基づいて内燃機関を制御する内燃機関の制御装置が公知となっている。このような制御装置では、例えば、内燃機関の吸気系について、スロットルモデル、吸気管モデル、吸気弁モデル等を構築し、これら各モデルを用いることによりスロットル弁開度、大気圧、及び大気温度等から筒内充填空気量等を求めて、これに基づいて内燃機関の制御を行うようにする。

そして本実施形態においても、図１に示したような構成においてモデルを用いた内燃機関の制御が行われる。すなわち、本実施形態においては、通常、以下で説明するような吸入空気量モデルＭ２０を用いた制御が行われる。図２は、吸入空気量モデルＭ２０を示す図である。

吸入空気量モデルＭ２０は、図２に示したようにスロットルモデルＭ２１、吸気管モデルＭ２２、吸気弁モデルＭ２３を備える。スロットルモデルＭ２１には、スロットル開度センサによって検出されたスロットル弁の開度（スロットル弁開度）θｔと、大気圧センサによって検出された内燃機関周囲の大気圧Ｐａと、大気温センサによって検出された内燃機関周囲の大気温度Ｔａと、後述する吸気管モデルＭ２２において算出されたスロットル弁から吸気弁に至るまでの吸気管内の圧力（吸気管内圧力）Ｐｍとが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述するスロットルモデルＭ２１のモデル式（すなわち、通過空気流量算出式）に代入することで、単位時間当たりにスロットル弁を通過する空気の流量（スロットル弁通過空気流量）ｍｔが算出される。スロットルモデルＭ２１において算出されたスロットル弁通過空気流量ｍｔは、吸気管モデルＭ２２へ入力される。

吸気管モデルＭ２２には、スロットルモデルＭ２１において算出されたスロットル弁通過空気流量ｍｔと、以下で詳述する単位時間当たりに燃焼室内に流入する空気の流量（以下、「筒内吸入空気流量ｍｃ」と称す。なお、筒内吸入空気流量ｍｃの定義については、吸気弁モデルＭ２３において詳述する）とが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述する吸気管モデルＭ２２のモデル式（すなわち、管内圧力算出式及び管内温度算出式）に代入することで、上記吸気管内圧力Ｐｍとスロットル弁から吸気弁に至るまでの吸気管内の温度（吸気管内温度）Ｔｍとが算出される。吸気管モデルＭ２２において算出された吸気管内圧力Ｐｍと吸気管内温度Ｔｍは共に吸気弁モデルＭ２３へ入力され、更に吸気管内圧力ＰｍはスロットルモデルＭ２１にも入力される。

吸気弁モデルＭ２３には、吸気管モデルＭ２２において算出された吸気管内圧力Ｐｍ及び吸気管内温度Ｔｍの他に大気温度Ｔａが入力され、それらの値を後述する吸気弁モデルＭ２３のモデル式（すなわち、吸入空気流量算出式）に代入することで、筒内吸入空気流量ｍｃが算出される。算出された筒内吸入空気流量ｍｃは、筒内充填空気量Ｍｃに変換され、この筒内充填空気量Ｍｃに基づいて燃料噴射弁からの燃料噴射量が決定される。また、吸気弁モデルＭ２３において算出された筒内吸入空気流量ｍｃは吸気管モデルＭ２２に入力される。

図２から分かるように、吸入空気量モデルＭ２０ではあるモデルにおいて算出されたパラメータの値が別のモデルへの入力値として利用されるので、吸入空気量モデルＭ２０全体では、実際に入力される値はスロットル弁開度θｔ、大気圧Ｐａ、及び大気温度Ｔａの三つのパラメータのみであり、これら三つのパラメータから筒内充填空気量Ｍｃが算出される。

次に、吸入空気量モデルＭ２０の各モデルＭ２１〜Ｍ２３について説明する。
スロットルモデルＭ２１では、大気圧Ｐａ（ｋＰａ）、大気温度Ｔａ（Ｋ）、吸気管内圧力Ｐｍ（ｋＰａ）、スロットル弁開度θｔから、下記式（１）に基づいて（つまり、通過空気流量算出式に基づいて）、スロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｇ／ｓ）が算出される。ここで、式（１）におけるμはスロットル弁における流量係数で、スロットル弁開度θｔの関数であり、図３に示したようなマップから定まる。また、Ａｔ（ｍ²）はスロットル弁の開口断面積（スロットル開口面積）を示し、スロットル弁開度θｔの関数である。なお、これら流量係数μ及びスロットル開口面積Ａｔをまとめたμ・Ａｔをスロットル弁開度θｔから一つのマップで求めるようにしてもよい。また、Ｒは気体定数である。

Φ（Ｐｍ／Ｐａ）は下記式（２）に示した関数であり、この式（２）におけるκａは空気の比熱比（κａ＝Ｃｐ（等圧比熱）／Ｃｖ（等容比熱））に対応する定数であり、ここでは１．４である。この関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）は図４に示したようなグラフに表すことができるので、このようなグラフをマップとしてＥＣＵのＲＯＭに保存し、実際には式（２）を用いて計算するのではなくマップからΦ（Ｐｍ／Ｐａ）の値を求めるようにしてもよい。

これらスロットルモデルＭ２１の式（１）及び式（２）は、スロットル弁１８上流の気体の圧力を大気圧Ｐａ、スロットル弁１８上流の気体の温度を大気温度Ｔａ、スロットル弁１８を通過する気体の圧力を吸気管内圧力Ｐｍとして、図５に示したようなスロットル弁１８のモデルに対して、質量保存則、エネルギ保存則及び運動量保存則を適用し、さらに気体の状態方程式、比熱比の定義式、及びマイヤーの関係式を利用することによって得られる。

吸気管モデルＭ２２では、スロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｇ／ｓ）、筒内吸入空気流量ｍｃ（ｇ／ｓ）、及び大気温度Ｔａ（Ｋ）から、下記式（３）及び式（４）に基づいて（つまり、管内圧力算出式及び管内温度算出式に基づいて）吸気管内圧力Ｐｍ（ｋＰａ）及び吸気管内温度Ｔｍ（Ｋ）が算出される。なお、式（３）及び式（４）におけるＶｍ（ｍ³）は、サージタンクを含めたスロットル弁から吸気弁までの吸気管等の部分（以下、「吸気管部分」と称す）１３´の容積に等しい定数である。また、式（４）におけるκは空気の比熱比を表す係数であり、通常は１．４とされる。

ここで、吸気管モデルＭ２２について図６を参照して説明する。吸気管部分１３´の総気体量をＭとすると、総気体量Ｍの時間的変化は、吸気管部分１３´に流入する気体の流量、すなわちスロットル弁通過空気流量ｍｔと、吸気管部分１３´から流出する気体の流量、すなわち筒内吸入空気流量ｍｃとの差に等しいため、質量保存則により下記式（５）が得られ、この式（５）及び気体の状態方程式（Ｐｍ・Ｖｍ＝Ｍ・Ｒ・Ｔｍ）より、式（３）が得られる。

また、吸気管部分１３´の気体のエネルギＭ・Ｃｖ・Ｔｍの時間的変化量は、吸気管部分１３´に流入する気体のエネルギと吸気管部分１３´から流出する気体のエネルギとの差に等しい。このため、吸気管部分１３´に流入する気体の温度を大気温度Ｔａ、吸気管部分１３´から流出する気体の温度を吸気管内温度Ｔｍとすると、エネルギ保存則により下記式（６）が得られ、この式（６）及び上記気体の状態方程式より、式（４）が得られる。

吸気弁モデルＭ２３では、吸気管内圧力Ｐｍ、吸気管内温度Ｔｍ、及び大気温度Ｔａから、下記式（７）に基づいて（つまり、吸入空気流量算出式に基づいて）、筒内吸入空気流量ｍｃが算出される。なお、式（７）におけるａ、ｂは、少なくとも機関回転数ＮＥに基づいて定められる適合パラメータであり、予めマップを作成しておき、必要に応じてマップを検索して求めるようにする。

上述した吸気弁モデルＭ２３について図７を参照して説明する。一般に、吸気弁６が閉じた時に燃焼室５内に充填されている空気の量である筒内充填空気量Ｍｃは、吸気弁６が閉弁する時（吸気弁閉弁時）に確定し、吸気弁閉弁時の燃焼室５内の圧力に比例する。また、吸気弁閉弁時の燃焼室５内の圧力は吸気弁上流の気体の圧力、すなわち吸気管内圧力Ｐｍと等しいとみなすことができる。したがって、筒内充填空気量Ｍｃは、吸気管内圧力Ｐｍに比例すると近似することができる。

ここで、単位時間当たりに吸気管部分１３´から流出する全空気の量を平均化したもの、または単位時間当たりに吸気管部分１３´から全ての燃焼室５に吸入される空気の量を一つの気筒の吸気行程に亘って平均化したものを筒内吸入空気流量ｍｃ（以下で詳述する）とすると、筒内充填空気量Ｍｃが吸気管内圧力Ｐｍに比例することから、筒内吸入空気流量ｍｃも吸気管内圧力Ｐｍに比例すると考えられる。このことから、理論及び経験則に基づいて、上記式（７）が得られる。なお、式（７）における適合パラメータａは比例係数であり、適合パラメータｂは排気弁閉弁時において燃焼室５内に残存している既燃ガス量に関連する値である。また、実際の運転では過渡時に吸気管内温度Ｔｍが大きく変化する場合があるため、これに対する補正として理論及び経験則に基づいて導かれたＴａ／Ｔｍが乗算されている。

ここで、筒内吸入空気流量ｍｃについて、図８を参照して内燃機関が４気筒である場合について説明する。なお、図８は横軸がクランクシャフトの回転角度、縦軸が単位時間当たりに吸気管部分１３´から燃焼室５に実際に流入する空気の量である。図８に示したように、４気筒の内燃機関では、吸気弁６が例えば１番気筒、３番気筒、４番気筒、２番気筒の順に開弁し、各気筒に対応する吸気弁６の開弁量に応じて吸気管部分１３´から各気筒の燃焼室５内へ空気が流入する。吸気管部分１３´から各気筒の燃焼室５内に流入する空気の流量の変位は図８に破線で示した通りであり、これらを総合した吸気管部分１３´から全気筒の燃焼室５に流入する空気の流量は図８に実線で示した通りである。また、例えば１番気筒への筒内充填空気量Ｍｃは図８に斜線で示した部分に相当する。

これに対して、実線で示した吸気管部分１３´から全ての気筒の燃焼室５に流入する空気の量を平均化したものが筒内吸入空気流量ｍｃであり、図中に一点鎖線で示されている。そして、この一点鎖線で示した筒内吸入空気流量ｍｃに、４気筒の場合にはクランクシャフトが１８０°（すなわち、４ストローク式内燃機関において１サイクル中にクランクシャフトが回転する角度７２０°を気筒数で割った角度）回転するのにかかる時間ΔＴ_180°を乗算したものが筒内充填空気量Ｍｃとなる。したがって、吸気弁モデルＭ２３で算出された筒内吸入空気流量ｍｃにΔＴ_180°を乗算することで、筒内充填空気量Ｍｃを算出することができる（Ｍｃ＝ｍｃ・ΔＴ_180°）。

次に、上記吸入空気量モデルＭ２０を用いて、実際に筒内充填空気量Ｍｃを算出する場合について説明する。筒内充填空気量Ｍｃは吸入空気量モデルＭ２０を用いて、上記式（１）、式（３）、式（４）、及び式（７）を解くことにより求められる。この場合、ＥＣＵで処理するために、これらの式を離散化する必要がある。時刻ｔ、計算間隔（離散時間）Δｔを用いて式（１）、式（３）、式（４）、及び式（７）を離散化すると、それぞれ下記式（８）、式（９）、式（１０）、及び式（１１）が得られる。なお、吸気管内温度Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）は、式（９）及び式（１０）によってそれぞれ算出されたＰｍ／Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）及びＰｍ（ｔ＋Δｔ）から、式（１２）によって算出される。

このようにして実装された吸入空気量モデルＭ２０では、スロットルモデルＭ２１の式（８）で算出された時刻ｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ）と、吸気弁モデルＭ２３の式（１１）で算出された時刻ｔにおける筒内吸入空気流量ｍｃ（ｔ）とが、吸気管モデルＭ２２の式（９）及び式（１０）に代入され、これにより時刻ｔ＋Δｔにおける吸気管内圧力Ｐｍ（ｔ＋Δｔ）及び吸気管内温度Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）が算出される。次いで、算出されたＰｍ（ｔ＋Δｔ）及びＴｍ（ｔ＋Δｔ）は、スロットルモデルＭ２１及び吸気弁モデルＭ２３の式（８）及び式（１１）に代入され、これにより時刻ｔ＋Δｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ＋Δｔ）及び筒内吸入空気流量ｍｃ（ｔ＋Δｔ）が算出される。そして、このような計算を繰り返すことによって、スロットル弁開度θｔ、大気圧Ｐａ、及び大気温度Ｔａから、任意の時刻ｔにおける筒内吸入空気流量ｍｃが算出され、算出された筒内吸入空気流量ｍｃに上記時間ΔＴ_180°を乗算することで、任意の時刻ｔにおける筒内充填空気量Ｍｃが算出される。

なお、内燃機関の始動時には、すなわち時刻ｔ＝０においては、吸気管内圧力Ｐｍは大気圧と等しい（Ｐｍ（０）＝Ｐａ）とされ、吸気管内温度Ｔｍは大気温度と等しい（Ｔｍ（０）＝Ｔａ）とされて、各モデルＭ２１〜Ｍ２３における計算が開始される。

また、上記吸入空気量モデルＭ２０では、大気温度Ｔａ及び大気圧Ｐａが一定であるとしているが、時刻によって変化する値としてもよく、例えば、大気温度を検出するための大気温センサによって時刻ｔにおいて検出された値を大気温度Ｔａ（ｔ）、大気圧を検出するための大気圧センサによって時刻ｔにおいて検出された値を大気圧Ｐａ（ｔ）として上記式（８）、式（１０）及び式（１１）に代入するようにしてもよい。

ところで、上記のようなモデルを用いた場合、このままでは空気の慣性が無視されることになるために、スロットル弁を開閉する過渡時において算出される吸気管内圧力Ｐｍの精度が低下することが考えられる。実際には、スロットル弁を閉じる過渡時においては影響が小さいのであるが、スロットル弁を開く過渡時においては影響が大きく、この場合の算出精度は大きく低下する。吸気管内圧力Ｐｍの算出精度が低下すると、それを用いて算出される他の制御パラメータ（例えば、筒内充填空気量Ｍｃ）の精度も低下することになり、制御全体に悪影響を及ぼす結果となる。

そこで、本実施形態を含めて本発明の実施形態においては、以上のようなことを踏まえ、スロットル弁を開閉する過渡時、特にスロットル弁が開く過渡時に吸気管内圧力Ｐｍを算出する場合に、以下で説明するような各方法によって、上述した管内圧力算出式である式（３）及び式（４）（もしくは、式（９）及び式（１０））に基づきつつ空気の慣性の影響を補正するようにして吸気管内圧力Ｐｍを算出し、その算出精度の向上を図っている。

すなわち、本実施形態では、スロットル弁が開く過渡時に吸気管内圧力Ｐｍを算出する場合には、上述した吸入空気量モデルＭ２０を用いた計算において、スロットル弁通過空気流量ｍｔとして、通過空気流量算出式である式（１）（もしくは式（８））に基づいて算出されたスロットル弁通過空気流量ｍｔの値に一次遅れの項を乗算した値ｍｔ´を用いて計算が行なわれるようになっている。すなわち、この場合には、式（１）（もしくは式（８））に基づいて通常通りスロットル弁通過空気流量ｍｔが算出された後、下記式（１３）によって補正スロットル弁通過空気流量ｍｔ´が求められ、その値が他の式におけるスロットル弁通過空気流量ｍｔとして用いられて計算が行なわれる。

上記式（１３）においてτは時定数であり、ｘはスロットル弁の開動作の開始時からの経過時間である。ここで時定数τについては、スロットル弁開度変化速度と吸気管内圧力Ｐｍとを引数として予めマップを作成しておき、そのマップに基づいて求めるようにする。このマップは、このマップから求めたτを用いて算出した補正スロットル弁通過空気流量ｍｔ´を用いると、実際の吸気管内圧力の値もしくはそれに近い値が算出されるようなτが得られるように作成される。

図９は、本実施形態において用いられるロジックについて示した図である。この図に示されているように（また上述したように）、本実施形態においてはスロットル弁が開動作状態にあると判断された場合、すなわちスロットル弁が開く過渡時にあると判断された場合には上記補正スロットル弁通過空気流量ｍｔ´が求められ、その値をスロットル弁通過空気流量ｍｔとした計算が実施される（ステップ１０１→ステップ１０３）。

一方、スロットル弁が閉動作状態にあると判断された場合、すなわちスロットル弁が閉じる過渡時にあると判断された場合には、式（１）（もしくは式（８））に基づいて算出されたスロットル弁通過空気流量ｍｔをそのまま用いた計算が実施される（ステップ１０５→ステップ１０７）。つまり、本実施形態では、この場合、スロットル弁が動作状態にないと判断された通常状態の場合の制御（ステップ１０９）と同様の制御が実施されるようになっている。これは上述したように空気の慣性の影響がスロットル弁を閉じる過渡時においては比較的小さいため、補正の必要性が低いからである。なお、他の実施形態においては、スロットル弁が閉じる過渡時において通常状態の場合の制御（ステップ１０９）と異なる制御を行って補正がなされるようにしても良い。

本実施形態のようにすると、スロットル弁が開く過渡時において吸気管内圧力Ｐｍが算出される場合に、上記管内圧力算出式に基づきつつ空気の慣性の影響を補正するようにして吸気管内圧力Ｐｍが算出されるので、スロットル弁を開く過渡時において吸気管内圧力Ｐｍをより精度良く算出することができる。そして、その結果、吸気管内圧力Ｐｍを用いて算出される他の制御パラメータ（例えば、筒内吸入空気流量ｍｃや筒内充填空気量Ｍｃ）も精度良く算出することが可能となる。

図１０は、スロットル弁が開く過渡時における吸気管内圧力Ｐｍの経時変化の一例について示した図である。点線が実際の吸気管内圧力を示し、実線が補正スロットル弁通過空気流量ｍｔ´を用いて算出した吸気管内圧力、一点鎖線がスロットル弁通過空気流量ｍｔをそのまま用いて算出した吸気管内圧力を示している。この図から、本実施形態のようにすることによって、スロットル弁が開く過渡時における吸気管内圧力Ｐｍの算出精度が向上されることがわかる。

一方、図１１はスロットル弁が閉じる過渡時における吸気管内圧力Ｐｍの経時変化の一例について示した図である。点線が実際の吸気管内圧力を示し、一点鎖線がスロットル弁通過空気流量ｍｔをそのまま用いて算出した吸気管内圧力を示している。この図において点線と実線はほぼ重なっており、このことからスロットル弁を閉じる過渡時においては空気の慣性の影響が比較的小さく、補正の必要性が低いことがわかる。

次に本発明の他の実施形態について説明する。この実施形態は、図１に示した構成で実施され得るものであって上述の実施形態と共通する部分を多く有しており、これら共通する部分については原則として説明を省略する。

本実施形態は、上述した吸入空気量モデルＭ２０を用いた計算において、管内圧力算出式の一つである式（４）（もしくは式（１０））の空気の比熱比を表す係数κとして用いる値を調整することによって、スロットル弁を開閉する過渡時、特にスロットル弁が開く過渡時における吸気管内圧力Ｐｍの算出精度の向上を図るというものである。より詳細には、本実施形態では、スロットル弁が開く過渡時において吸気管内圧力Ｐｍを算出する場合には、上記係数κとして、スロットル弁が閉じる過渡時において吸気管内圧力Ｐｍを算出する場合に用いられる値よりも小さい値が用いられるようになっている。すなわち、例えば、スロットル弁が閉じる過渡時において吸気管内圧力Ｐｍを算出する場合には、上記係数κとして通常の空気の比熱比１．４を用いるのに対して、スロットル弁が開く過渡時において吸気管内圧力Ｐｍを算出する場合には、上記係数κとして１．０５を用いるようにする。なお、この場合に上記係数κとして用いる値については、実際の吸気管内圧力の値もしくはそれに近い値が算出されるような適切な値を事前に実験等によって求めておく。

図１２は、本実施形態において用いられるロジックについて示した図である。この図に示されているように（また上述したように）、本実施形態においてはスロットル弁が開動作状態にあると判断された場合、すなわちスロットル弁が開く過渡時にあると判断された場合には、管内圧力算出式の一つである式（４）（もしくは式（１０））の上記係数κとして、スロットル弁が閉じる過渡時において用いられる値κ１より小さい値κ２（κ２は例えば１．０５）が用いられて計算が実施される（ステップ２０１→ステップ２０３）。

一方、スロットル弁が閉動作状態にあると判断された場合、すなわちスロットル弁が閉じる過渡時にあると判断された場合には、上記係数κとしてスロットル弁が開く過渡時において用いられる値κ２より大きい値κ１（κ１は例えば１．４）が用いられて計算が実施される（ステップ２０５→ステップ２０７）。また、図１２から明らかなように、本実施形態では、このスロットル弁が閉じる過渡時にあると判断された場合には、スロットル弁が動作状態にないと判断された通常状態の場合の制御（ステップ２０９）と同様の制御が実施されるようになっている。これは上述したように空気の慣性の影響がスロットル弁が閉じる過渡時においては比較的小さいため、補正の必要性が低いからである。なお、他の実施形態においては、スロットル弁が閉じる過渡時において通常状態の場合の制御（ステップ２０９）と異なる制御を行って補正がなされるようにしても良い。

本実施形態のようにすると、スロットル弁が開く過渡時において吸気管内圧力Ｐｍが算出される場合に、上記管内圧力算出式に基づきつつ空気の慣性の影響を補正するようにして吸気管内圧力が算出されるので、スロットル弁を開く過渡時において吸気管内圧力をより精度良く算出することができる。そして、その結果、吸気管内圧力Ｐｍを用いて算出される他の制御パラメータ（例えば、筒内吸入空気流量ｍｃや筒内充填空気量Ｍｃ）も精度良く算出することが可能となる。

図１３は、スロットル弁が開く過渡時における吸気管内圧力Ｐｍの経時変化の一例について示した図である。点線が実際の吸気管内圧力を示し、実線が上記係数κとして１．０５を用いて算出した吸気管内圧力、一点鎖線が上記係数κとして１．４を用いて算出した吸気管内圧力を示している。この図から、本実施形態のようにすることによって、スロットル弁が開く過渡時における吸気管内圧力Ｐｍの算出精度が向上されることがわかる。

一方、図１４はスロットル弁が閉じる過渡時における吸気管内圧力Ｐｍの経時変化の一例について示した図である。図１３の場合と同様、点線が実際の吸気管内圧力を示し、実線が上記係数κとして１．０５を用いて算出した吸気管内圧力、一点鎖線が上記係数κとして１．４を用いて算出した吸気管内圧力を示している。この図において点線と実線はほぼ重なっており、このことからスロットル弁を閉じる過渡時においては空気の慣性の影響が比較的小さく、補正の必要性が低いことがわかる。また、スロットル弁を閉じる過渡時において上記係数κとして１．０５を用いた場合には、却って算出精度が低下してしまうこともわかる。

次に本発明の更に他の実施形態について説明する。この実施形態も図１に示した構成で実施され得るものであって、上述の実施形態と共通する部分を多く有しており、これら共通する部分については原則として説明を省略する。

本実施形態では、管内圧力算出式の一つである式（４）（もしくは式（１０））の空気の比熱比を表す係数κとして第１の値κ１を用いた場合の上記吸入空気量モデルＭ２０の計算と、上記係数κとして上記第１の値κ１より小さい第２の値κ２を用いた場合の上記吸入空気量モデルＭ２０の計算が別々に行なわれるようになっている。そして、吸気管内圧力Ｐｍ及び吸気管内温度Ｔｍは、上記各場合の計算から算出される吸気管内圧力Ｐｍ１、Ｐｍ２及び吸気管内温度Ｔｍ１、Ｔｍ２の中からその時のスロットル弁の開閉動作状態に応じて選択的に決定され、それらを用いて筒内吸入空気流量ｍｃが算出されるようになっている。

より詳細には、スロットル弁を閉じる過渡時においては、上記第１の値κ１を用いて算出された吸気管内圧力Ｐｍ１と吸気管内温度Ｔｍ１がその場合の吸気管内圧力Ｐｍと吸気管内温度Ｔｍとされ、それらが吸入空気流量算出式である式（７）（もしくは式（１１））に用いられて筒内吸入空気流量ｍｃが算出される。一方、スロットル弁を開く過渡時においては、上記第２の値κ２を用いて算出された吸気管内圧力Ｐｍ２と上記第１の値κ１を用いて算出された吸気管内温度Ｔｍ１がその場合の吸気管内圧力Ｐｍと吸気管内温度Ｔｍとされて吸入空気流量算出式である式（７）（もしくは式（１１））に用いられて筒内吸入空気流量ｍｃが算出される。ここでは、例えば、上記第１の値κ１として通常の空気の比熱比１．４が用いられ、上記第２の値κ２として１．０５が用いられる。なお、これらの値については、実際の吸気管内圧力の値もしくはそれに近い値が算出されるような適切な値を事前に実験等によって求めておく。

そして、上述のようにすることによって、スロットル弁を開く過渡時における上記吸気管内圧力Ｐｍと上記吸気管内温度Ｔｍとを共に精度良く求めることができ、その結果、スロットル弁を開く過渡時における筒内吸入空気流量ｍｃ及び筒内充填空気量Ｍｃを精度良く算出することが可能となる。

すなわち、スロットル弁が開く過渡時における吸気管内圧力Ｐｍを算出する場合には、上記式（４）（もしくは式（１０））の上記係数κとして第１の値κ１よりも小さい第２の値κ２を用いて吸気管内圧力Ｐｍを算出することにより、結果的に空気の慣性の影響が補正され、より精度よく吸気管内圧力Ｐｍを求めることができるのであるが、図１６を参照して後述するように、スロットル弁が開く過渡時における吸気管内温度Ｔｍを算出する場合には、上記式（４）（もしくは式（１０））の上記係数κとして上記第１の値κ１よりも小さい上記第２の値κ２を用いて吸気管内温度Ｔｍを算出すると、上記係数κとして上記第１の値κ１を用いて吸気管内温度Ｔｍを算出した場合よりも算出精度が低下してしまう。

このため、本実施形態のように、スロットル弁を開く過渡時においては、上記第２の値κ２を用いて算出された吸気管内圧力Ｐｍ２と上記第１の値κ１を用いて算出された吸気管内温度Ｔｍ１をその場合の吸気管内圧力Ｐｍと吸気管内温度Ｔｍとすることで、結果としてこの場合の吸気管内圧力Ｐｍと吸気管内温度Ｔｍとを共に精度良く求めることができる。そして、その結果、スロットル弁を開く過渡時における筒内吸入空気流量ｍｃ及び筒内充填空気量Ｍｃを精度良く算出することが可能となるのである。

図１５は、本実施形態において用いられるロジックについて示した図である。この図に示されているように（また上述したように）、本実施形態においては上記係数κとして第１の値κ１を用いた場合の上記吸入空気量モデルＭ２０の計算（ステップ３０１）と、上記係数κとして上記第１の値κ１より小さい第２の値κ２を用いた場合の上記吸入空気量モデルＭ２０の計算（ステップ３０３）がそれぞれ行なわれるようになっている。

そして、スロットル弁が開動作状態にあると判断された場合、すなわちスロットル弁が開く過渡時にあると判断された場合には、上記第２の値κ２を用いて算出された吸気管内圧力Ｐｍ２と上記第１の値κ１を用いて算出された吸気管内温度Ｔｍ１を用いて吸入空気流量算出式である式（７）（もしくは式（１１））に基づいて筒内吸入空気流量ｍｃが算出される（ステップ３０５→ステップ３０７）。

一方、スロットル弁が閉動作状態にあると判断された場合、すなわちスロットル弁が閉じる過渡時にあると判断された場合には、上記第１の値κ１を用いて算出された吸気管内圧力Ｐｍ１と吸気管内温度Ｔｍ１を用いて筒内吸入空気流量ｍｃが算出される（ステップ３０９→ステップ３１１）。また、図１５から明らかなように、本実施形態では、このスロットル弁が閉じる過渡時にあると判断された場合には、スロットル弁が動作状態にないと判断された通常状態の場合の制御（ステップ３１３）と同様の制御が実施されるようになっている。これは上述したように空気の慣性の影響がスロットル弁が閉じる過渡時においては比較的小さいため、補正の必要性が低いからである。なお、他の実施形態においては、スロットル弁が閉じる過渡時において通常状態の場合の制御（ステップ３１３）と異なる制御を行って補正がなされるようにしても良い。

図１６は、スロットル弁が開く過渡時における吸気管内温度Ｔｍの経時変化の一例について示した図である。点線が実際の吸気管内温度を示し、実線が上記係数κとして１．０５を用いて算出した吸気管内温度、一点鎖線が上記係数κとして１．４を用いて算出した吸気管内温度を示している。この図から、スロットル弁が開く過渡時における吸気管内温度Ｔｍを算出する場合には、上記係数κとしてより小さい値（すなわち、上記第２の値κ２（この例では、κ２＝１．０５））を用いて吸気管内温度Ｔｍを算出すると、上記係数κとしてより大きな値（すなわち、上記第１の値κ１（この例では、κ１＝１．４））を用いて吸気管内温度Ｔｍを算出した場合よりも算出精度が低下してしまうことがわかる。

また、図１７は、スロットル弁が開く過渡時における筒内吸入空気流量ｍｃの経時変化の一例について示した図である。点線が実際の筒内吸入空気流量を示し、実線が上記係数κとして１．０５を用いて算出した吸気管内圧力と吸気管内温度を用いて算出した筒内吸入空気流量、一点鎖線が上記係数κとして１．０５を用いて算出した吸気管内圧力と上記係数κとして１．４を用いて算出した吸気管内温度とを用いて算出した筒内吸入空気流量示している。この図において点線と一点鎖線はほぼ重なっており、このことから本実施形態のようにすることによって、スロットル弁が開く過渡時における筒内吸入空気流量ｍｃの算出精度が向上されることがわかる。

なお、上述した実施形態では、スロットル弁が開く過渡時における吸気管内温度Ｔｍを精度良く求めるために、スロットル弁が開く過渡時においても上記係数κとして上記第１の値κ１を用いた上記吸入空気量モデルＭ２０の計算が行なわれたが、他の実施形態においては、スロットル弁の開動作に伴う吸気管内での変化は上記吸気管部分内の既存空気の流入空気による圧縮であると共に等エントロピー変化であると仮定して吸気管内温度Ｔｍを求め、計算時間の短縮を図るようにしても良い。図１８は、この場合の概念説明図であり、スロットル弁の開動作に伴う吸気管内での変化の様子が図解的に示されている。

すなわち、この場合、上記吸気管部分内の既存空気の量Ｇｅと、同既存空気が、上記係数κとして上記第２の値κ２を用いて算出されたスロットル弁が開く過渡時における吸気管内圧力Ｐｍｕになるまで断熱圧縮された場合の圧縮後温度Ｔｍｅｕと、スロットル弁が開くことにより上記吸気管部分内に新たに流入する流入空気の量Ｇｎと、同流入空気の流入空気温度Ｔｎとが求められ、上記圧縮後温度Ｔｍｅｕの既存空気と上記流入空気温度Ｔｎの流入空気とが混合された場合の温度が、スロットル弁が開く過渡時における上記吸気管内の温度Ｔｍとして算出される。

より具体的には、上記既存空気の圧縮後温度Ｔｍｅｕは、その圧縮前の圧力及び温度をそれぞれＰｍｅｄ及びＴｍｅｄとすると、等エントロピー変化であると仮定していることから下記式（１４）のように表せる。

ここで、κａは空気の比熱比に対応する定数であり、１．４である。
そして、求めるべきスロットル弁が開く過渡時における吸気管内温度Ｔｍは、上記圧縮後温度Ｔｍｅｕの既存空気と上記流入空気温度Ｔｎの流入空気とが混合された場合の温度であるとするので、下記式（１５）のように表すことができる。

ここで、流入空気の量Ｇｎはスロットル弁通過空気流量ｍｔに基づいて求めることができ、流入空気温度Ｔｎは、例えば大気温度Ｔａとすることができる。また、上記既存空気の量Ｇｅは、上記吸気管部分の容積Ｖｍと、上記圧縮前の圧力Ｐｍｅｄ及び温度Ｔｍｅｄとを用いて求めることができる。

以上のように、この実施形態によれば、スロットル弁が開く過渡時における吸気管内温度Ｔｍを精度良く求めるために、スロットル弁が開く過渡時において上記係数κとして上記第１の値κ１を用いた上記吸入空気量モデルＭ２０の計算を行う必要がないので、上述した実施形態に比べて低い制御負荷でスロットル弁が開く過渡時における吸気管内温度Ｔｍを求めることができる。

図１は、本発明の内燃機関の制御装置を筒内噴射型火花点火式内燃機関に適用した場合の一例を示す概略図である。 図２は、吸入空気量モデルを示す図である。 図３は、スロットル弁開度と流量係数との関係を示す図である。 図４は、関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）を示す図である。 図５は、スロットルモデルの基本概念を示す図である。 図６は、吸気管モデルの基本概念を示す図である。 図７は、吸気弁モデルの基本概念を示す図である。 図８は、筒内充填空気量及び筒内吸入空気流量の定義に関する図である。 図９は、本発明の一実施形態において用いられるロジックについて示した図である。 図１０は、スロットル弁が開く過渡時における吸気管内圧力Ｐｍの経時変化の一例について示した図である。 図１１は、スロットル弁が閉じる過渡時における吸気管内圧力Ｐｍの経時変化の一例について示した図である。 図１２は、本発明の他の実施形態において用いられるロジックについて示した図である。 図１３は、スロットル弁が開く過渡時における吸気管内圧力Ｐｍの経時変化の一例について示した図である。 図１４は、スロットル弁が閉じる過渡時における吸気管内圧力Ｐｍの経時変化の一例について示した図である。 図１５は、本発明の更に他の実施形態において用いられるロジックについて示した図である。 図１６は、スロットル弁が開く過渡時における吸気管内温度Ｔｍの経時変化の一例について示した図である。 図１７は、スロットル弁が開く過渡時における筒内吸入空気流量ｍｃの経時変化の一例について示した図である。 図１８は、スロットル弁の開動作に伴う吸気管内での変化について示した概念説明図である。

符号の説明

１ 機関本体
５ 燃焼室
６ 吸気弁
７ 吸気ポート
８ 排気弁
９ 排気ポート
１１ 燃料噴射弁
１３ 吸気管
１８ スロットル弁

Claims (5)

1. 内燃機関の吸気通路のうちのスロットル弁から吸気弁に至るまでの吸気管内の圧力をエネルギ保存則及び質量保存則に基づいて算出する管内圧力算出式を備えた内燃機関の制御装置であって、
   スロットル弁が開く過渡時において上記吸気管内圧力が算出される場合には、上記管内圧力算出式に基づきつつ空気の慣性の影響を補正するようにして上記吸気管内圧力が算出される、内燃機関の制御装置。
2. 少なくともスロットル弁開度に基づいてスロットル弁通過空気流量を算出する通過空気流量算出式を更に備え、上記管内圧力算出式はスロットル弁通過空気流量を表す変数を含んでいて、
   スロットル弁が閉じる過渡時において上記吸気管内圧力を算出する場合には、上記通過空気流量算出式から求められる値が上記管内圧力算出式のスロットル弁通過空気流量を表す上記変数に直接代入される一方、スロットル弁が開く過渡時において上記吸気管内圧力を算出する場合には、上記通過空気流量算出式から求められる値に対してスロットル弁開度変化に対する一次遅れを考慮した値が求められ、該値が上記管内圧力算出式のスロットル弁通過空気流量を表す上記変数に代入される、請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
3. 上記管内圧力算出式は空気の比熱比を表す係数を含んでいて、スロットル弁が開く過渡時において上記吸気管内圧力を算出する場合には、上記管内圧力算出式の空気の比熱比を表す上記係数として、スロットル弁が閉じる過渡時において上記吸気管内圧力を算出する場合に用いられる値よりも小さい値が用いられる、請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
4. 上記吸気管内の温度をエネルギ保存則及び質量保存則に基づいて算出する管内温度算出式と、
   少なくとも上記吸気管内圧力と上記吸気管内温度とに基づいて筒内吸入空気流量を算出する吸入空気流量算出式とを更に備え、
   上記管内圧力算出式及び上記管内温度算出式は空気の比熱比を表す係数を含んでいて、上記空気の比熱比を表す係数として第１の値を用いて上記管内圧力算出式及び上記管内温度算出式に基づいて第１の吸気管内圧力と第１の吸気管内温度を算出すると共に、上記空気の比熱比を表す係数として上記第１の値よりも小さい第２の値を用いて上記管内圧力算出式及び上記管内温度算出式に基づいて第２の吸気管内圧力と第２の吸気管内温度を算出し、
   スロットル弁を閉じる過渡時においては、上記第１の吸気管内圧力と上記第１の吸気管内温度がその場合の上記吸気管内圧力と上記吸気管内温度とされて上記吸入空気流量算出式に用いられて筒内吸入空気流量が算出される一方、スロットル弁を開く過渡時においては、上記第２の吸気管内圧力と上記第１の吸気管内温度がその場合の上記吸気管内圧力と上記吸気管内温度とされて上記吸入空気流量算出式に用いられて筒内吸入空気流量が算出される、請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
5. 上記吸気管内の既存空気の量と、該既存空気がスロットル弁が開く過渡時における吸気管内圧力として算出された吸気管内圧力になるまで断熱圧縮された場合の圧縮後温度と、スロットル弁が開くことにより上記吸気管内に新たに流入する流入空気の量と、該流入空気の流入空気温度とが求められ、
   上記圧縮後温度の既存空気と上記流入空気温度の流入空気とが混合された場合の温度が、スロットル弁が開く過渡時における上記吸気管内の温度として算出される、請求項３に記載の内燃機関の制御装置。

Images