JP2008144641A

JP2008144641A - 大気圧推定装置

Info

Publication number: JP2008144641A
Application number: JP2006331420A
Authority: JP
Inventors: Satoshi Tanaka; 聡田中
Original assignee: Toyota Motor Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp
Priority date: 2006-12-08
Filing date: 2006-12-08
Publication date: 2008-06-26

Abstract

【課題】吸気管内圧力に基づいて大気圧を正確に推定可能な大気圧推定装置を提供する。
【解決手段】スロットル弁下流の吸気管内圧力を検出する圧力センサ４０と、スロットル弁下流の吸気管内圧力に基づいて大気圧を推定する大気圧推定モデルとを具備し、圧力センサによって検出された吸気管内圧力を大気圧推定モデルに入力して大気圧を推定する。大気圧推定モデルでは大気圧の推定にあたり大気圧に対する吸気管内圧力の比率が算出され、大気圧に対する吸気管内圧力の比率が所定比率以上である場合にのみ大気圧の推定を行う。
【選択図】図１０

Description

本発明は、大気圧推定装置に関する。

一般に、内燃機関の制御は各運転条件毎にその運転条件において最適となるように行われる。具体的には、機関負荷や機関回転数等の運転パラメータを検出又は推定すると共に、これら運転パラメータの値に基づいて予め作成されたマップや数式等を用いて燃料噴射量や点火時期等が設定される。

このような運転パラメータの一つとして大気圧があり、内燃機関によっては大気圧を検出するための大気圧センサを有すると共に最適な制御を行うべく大気圧センサによって検出された大気圧に基づいて内燃機関の制御を行っている。

ところが、大気圧を検出するために大気圧センサを用いると、内燃機関の製造コストの増大を招くことになる。そこで、特許文献１では、多くの内燃機関がスロットル弁下流の吸気管内圧力（特に、サージタンク内の吸気圧力）を検出する吸気管内圧力センサを有することから、大気圧センサを用いる代わりに機関始動時に吸気管内圧力センサによって検出された吸気管内圧力を大気圧と近似し、この近似された大気圧に基づいて内燃機関の制御を行うこととしている。

特開平５−１６１５号公報特開２００２−１６１７９９号公報

ところが、内燃機関を搭載した車両の周りの大気圧は、内燃機関の始動から停止まで一定ではなく、例えば当該車両が坂道を登ったり下ったりすることにより変化する。このため、特許文献１に記載された制御装置のように内燃機関の始動から停止までの間常に機関始動時の大気圧を用いて内燃機関の制御を行うと、内燃機関の周囲の実際の大気圧と内燃機関の制御に用いられる大気圧とが異なる値となることがあり、この場合には内燃機関を適切に制御することができなくなってしまう。

また、例えば、特許文献２には大気圧Ｐａ及びスロットル弁下流の吸気管内圧力Ｐｍに基づいてスロットル弁通過空気流量ｍｔを算出するスロットルモデルが開示されており、このスロットルモデルのモデル式を変形して用いることにより吸気管内圧力Ｐｍ及びスロットル弁通過空気流量ｍｔ（例えば、エアフロメータにより検出）に基づいて大気圧Ｐａを算出することができる。

しかしながら、大気圧の算出にあたりスロットルモデルのモデル式を変形して用いたとしても、スロットルモデルにモデル化誤差が生じているような場合、例えば流量係数μ等に誤差が生じているような場合には、大気圧Ｐａを正確に算出することができないことがあり、よって内燃機関を適切に制御することができないことがある。

そこで、本発明は、吸気管内圧力に基づいて大気圧を正確に推定可能な大気圧推定装置を提供することにある。

上記課題を解決するために、第１の発明では、スロットル弁下流の吸気管内圧力を検出する圧力センサと、スロットル弁下流の吸気管内圧力に基づいて大気圧を推定する大気圧推定モデルとを具備し、上記圧力センサによって検出された吸気管内圧力を大気圧推定モデルに入力して大気圧を推定する大気圧推定装置において、上記大気圧推定モデルでは大気圧の推定にあたり大気圧に対する吸気管内圧力の比率が算出され、該大気圧に対する吸気管内圧力の比率が所定比率以上である場合にのみ上記大気圧の推定を行う。
大気圧を推定するにあたり、大気圧に対する吸気管内圧力の比率が大きいときほど、大気圧推定モデルにおけるモデル化誤差の影響が小さい。第１の発明によれば、大気圧に対する吸気管内圧力の比率が所定比率以上である場合にのみ大気圧の推定を行っているため、大気圧を推定するにあたりモデル化誤差の影響が小さく、正確に大気圧を推定することができる。

第２の発明では、第１の発明において、スロットル弁を通過する空気の流量を検出するスロットル弁通過空気流量検出手段を更に具備し、上記大気圧推定モデルは上記スロットル弁下流の吸気管内圧力に加えてスロットル弁通過空気流量に基づいて大気圧を推定する。

第３の発明では、第１の発明において、上記大気圧推定モデルは大気圧を入力すると大気圧に対する吸気管内圧力の比率を出力可能なエアモデルを具備し、該エアモデルに任意の大気圧を入力することで大気圧に対する吸気管内圧力の比率を算出すると共に算出された比率と上記圧力センサによって検出されたスロットル弁下流の吸気管内圧力とに基づいて実際の大気圧を推定する。

第４の発明では、第３の発明において、上記エアモデルは、スロットル開度、吸気管内圧力及び大気圧を入力するとスロットル弁通過空気流量を出力するスロットルモデルと、スロットル弁通過空気流量及び筒内吸入空気流量を入力すると吸気管内圧力を出力する吸気管モデルと、吸気管内圧力を入力すると筒内吸入空気流量を出力する吸気弁モデルとを具備し、スロットルモデルに入力された大気圧と吸気管モデルによって出力された吸気管内圧力とに基づいて大気圧に対する吸気管内圧力の比率が算出せしめられる。

本発明によれば、吸気管内圧力に基づいて大気圧を正確に推定することができる。

以下、図面を参照して本発明の実施形態について説明する。図１は、本発明の大気圧推定装置が用いられる内燃機関を示す図である。図１には筒内噴射型火花点火式内燃機関を示しているが、本発明の大気圧推定装置を別の火花点火式内燃機関や圧縮自着火式内燃機関に用いることも可能である。

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には各気筒毎に吸気弁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は上流側吸気管１５を介してエアクリーナ１６に連結される。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は排気浄化触媒（三元触媒等）２０に連結される。なお、以下の説明では、スロットル弁１８から吸気弁６までの間の上流側吸気管１５、サージタンク１４、下流側吸気管１３によって画成される通路を吸気通路部分と称す。

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。サージタンク１４には、サージタンク１４内の空気（又は吸気管部分内の空気）の圧力を検出するための吸気管内圧力センサ４０が設けられており、吸気管内圧力センサ４０は吸気管内圧力に比例した出力電圧を発生し、この出力電圧が対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。また、スロットル弁１８上流の上流側吸気管１５内には、上流側吸気管１５内を流れる空気の流量を検出するためのエアフロメータ４１が設けられており、同様に出力電圧が対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。

また、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温度、又は吸気管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４４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。また、アクセルペダル４５にはアクセルペダル４５の踏込み量に比例した出力電圧を発生する負荷センサ４６が接続され、負荷センサ４６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４７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４７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に接続される。

ところで、内燃機関では、内燃機関の燃焼室５において燃焼される混合気の空燃比を目標空燃比にするために、吸気弁が閉じたときに燃焼室５内に充填されている空気の量（以下、「筒内充填空気量Ｍｃ」と称す）を推定し、推定された筒内充填空気量Ｍｃに基づいて混合気の空燃比が目標空燃比となるように燃料噴射弁によって内燃機関の燃焼室５（又は吸気通路）に噴射する燃料の量（以下、「燃料噴射量」と称す）を定めている。したがって、内燃機関の燃焼室５において燃焼される混合気の空燃比を正確に目標空燃比とするためには、筒内充填空気量Ｍｃを正確に推定する必要がある。

そこで、本実施形態の内燃機関では、図２に示したエアモデルＭ１０によって筒内充填空気量Ｍｃを算出することとしている。以下このエアモデルＭ１０について説明する。

エアモデルＭ１０は、図２に示したようにスロットルモデルＭ１１、吸気管モデルＭ１２、吸気弁モデルＭ１３を備える。スロットルモデルＭ１１には、スロットル開度センサ４３によって検出されたスロットル弁１８の開度（スロットル開度）θｔと、大気温センサ４４によって検出された内燃機関周囲の大気温（又は、吸気管１５に吸入される空気の圧力）Ｔａと、内燃機関周囲の大気温度Ｐａと、後述する吸気管モデルＭ１２において算出された吸気通路部分内の圧力（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Ｍ１１のモデル式に代入することで、単位時間当たりにスロットル弁１８を通過する空気の流量（以下、「スロットル弁通過空気流量ｍｔ」と称す）が算出される。スロットルモデルＭ１１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Ｍ１２へ入力される。

吸気管モデルＭ１２には、スロットルモデルＭ１１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５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Ｍ１３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Ｍ１２のモデル式に代入することで、吸気管部分内の空気の圧力（以下、「吸気管内圧力Ｐｍ」と称す）と吸気管部分内の空気の温度（以下、「吸気管内温度Ｔｍ」と称す）とが算出される。吸気管モデルＭ１２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Ｍ１３へ入力され、さらに吸気管内圧力ＰｍはスロットルモデルＭ１１にも入力される。

吸気弁モデルＭ１３には、吸気管モデルＭ１２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、これら入力された各パラメータの値を後述する吸気弁モデルＭ１３のモデル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、吸気管モデルＭ１３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Ｍ１２に入力される。

図２から分かるように、エアモデルＭ１０では或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、エアモデルＭ１０全体では、実際に入力される値はスロットル開度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、エアモデルＭ１０の各モデルＭ１１〜Ｍ１３について説明する。
スロットルモデルＭ１１では、大気圧Ｐａ、大気温度Ｔａ、吸気管内圧力Ｐｍ、スロットル開度θｔから、下記式（１）に基づいてスロットル弁通過空気流量ｍｔが算出される。ここで、式（１）におけるμｔはスロットル弁における流量係数で、スロットル開度θｔの関数であり、よって図３に示したようなマップから定まる。また、Ａｔはスロットル弁の開口断面積を示し、スロットル開度θｔの関数であり、図４に示したようなマップから定まる。なお、これら流量係数μｔ及び開口断面積Ａｔをまとめたμ・Ａｔをスロットル開度θｔから一つのマップで求まるようにしてもよい。また、Ｒは気体定数に関する定数であり、実際には気体定数を１mol当たりの気体（空気）の質量Ｍ_lmolで除算した値である。

また、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κは比熱比（一定値とする）である。この関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）は図５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ＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に保存し、実際には上記式（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Ｍ１１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の下流の気体の圧力を吸気管内圧力Ｐｍとして、図６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Ｍ１２では、スロットル弁通過空気流量ｍｔ、筒内吸入空気流量ｍｃ、及び大気温度Ｔａから、下記式（３）及び式（４）に基づいて吸気管内圧力Ｐｍ及び吸気管内温度Ｔｍが算出される。なお、式（３）及び式（４）におけるＶｍは吸気管部分の容積に等しい定数である。

ここで、吸気管モデルＭ１２について図７を参照して説明する。吸気管部分の総空気量をＭとすると、総空気量Ｍの時間的変化は、吸気管部分に流入する空気の流量、すなわちスロットル弁通過空気流量ｍｔと、吸気管部分から流出する空気の流量、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、吸気管部分内の気体のエネルギＭ・Ｃｖ・Ｔｍの時間的変化量は、吸気管部分に流入する気体のエネルギと吸気管部分から流出する気体のエネルギとの差に等しい。このため、吸気管部分に流入する気体の温度を大気温度Ｔａ、吸気管部分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Ｍ１３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、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、機関回転数Ｎｅから、さらに吸気弁６の位相角（バルブタイミング）及び作用角を変更できる可変動弁機構を備えた内燃機関の場合には吸気弁６の位相角、作用角から定まる値である。

上述した吸気弁モデルＭ１３について図８を参照して説明する。一般に、吸気弁６が閉じたときに燃焼室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が閉弁するとき（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から流出する全空気の量を平均化したもの、又は単位時間当たりに吸気管部分から全ての燃焼室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（後述するように本実施形態ではクランク角１８０°分）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）における値ａは比例係数であり、値ｂは燃焼室５内に残存していた既燃ガスを表す値（排気弁８閉弁時に燃焼室５内に残る既燃ガス量を後述する時間ΔＴ_180°で除算したものに等しい）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９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９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から燃焼室５に実際に流入する空気の流量である。図９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から各気筒の燃焼室５内へ空気が流入する。例えば、吸気管部分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９に破線で示した通りであり、これを総合して吸気管１３から全気筒の燃焼室に流入する空気の流量は図９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９に斜線で示した通りである。

これに対して、実線で示した吸気管から全ての気筒の燃焼室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す。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Ｍ１３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が算出される（Ｍｃ＝ｍｃ・ΔＴ_180°）。より詳細には、筒内充填空気量Ｍｃが吸気弁閉弁時の圧力に比例することを考慮して、吸気弁閉弁時の筒内吸入空気流量ｍｃにΔＴ_180°を乗算したものが筒内充填空気量Ｍｃとされる。

次に、上記エアモデルＭ１０を内燃機関の制御装置に実装して、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はエアモデル１０を用いて、上記式（１）、式（３）、式（４）、及び式（７）を解くことにより表される。この場合、ＥＣＵ３１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エアモデルＭ１０では、スロットルモデルＭ１１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Ｍ１３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Ｍ１２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Ｍ１１及び吸気弁モデルＭ１３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Ｍ１１〜Ｍ１３における計算が開始される。

次に、本発明の大気圧推定装置について説明する。上述したように、スロットルモデルＭ１１には大気圧Ｐａを入力する必要があるが、大気圧Ｐａを検出するために大気圧センサを設けると製造コストの増大を招く。また、内燃機関の始動直前又は始動時に吸気管内圧力センサ４０によって検出された吸気管内圧力Ｐｍを大気圧として用いると、始動直後又は始動時には大気圧をほぼ正確に検出することができるが、その後車両が移動して車両周囲の実際の大気圧が変化すると、スロットルモデルＭ１１で用いている大気圧Ｐａの値と実際の大気圧とが異なる値となってしまい、その結果エアモデルＭ１０によって算出される筒内充填空気量Ｍｃに誤差が生じてしまう。このため、大気圧センサを用いずに車両周囲の実際の大気圧が変化しても実際の大気圧を推定することができる大気圧推定装置が必要とされる。

ところで、スロットル弁通過空気流量ｍｔ、吸気管内圧力Ｐｍ及びスロットル開度θｔが求まれば、上述したスロットルモデルＭ１１で用いられる式（１）にこれらの値を代入することにより大気圧Ｐａを逆算することができる。ここで、吸気管内圧力Ｐｍ及びスロットル開度θｔ（すなわち流量係数μｔ及びスロットル弁の開口断面積Ａｔ）はそれぞれ吸気管内圧力センサ４０及びスロットル開度センサ４３により検出される。

また、上述したエアモデルＭ１０は最も単純なモデルを示しているため、スロットル弁１８上流の吸気管１５内を流れる空気の流量を検出するためのエアフロメータ４１を必要としていないが、上記エアモデルＭ１０よりも複雑な多くのエアモデルではエアフロメータが必要とされる。したがって、このエアフロメータは、スロットル弁１８の直ぐ上流に設けられるため、エアフロメータ４１によって検出された空気の流量はスロットル弁通過空気流量ｍｔにほぼ等しく、このためエアフロメータ４１によって検出された空気の流量をスロットル弁通過空気流量ｍｔと近似することができる。なお、以下の説明ではエアフロメータ４１によってスロットル弁通過空気流量ｍｔが検出されるものとして説明する。

ところが、スロットルモデルＭ１１のモデル式（１）では流量係数μｔがスロットル開度θｔの関数として予め実験により又は計算によって求められるが、この流量係数μｔの値に誤差が生じている場合がある。このように流量係数μｔの値に誤差が生じていると、吸気管内圧力センサ４０、エアフロメータ４１及びスロットル開度センサ４３によって検出された吸気管内圧力Ｐｍ、スロットル弁通過空気流量ｍｔ及びスロットル開度θｔを式（１）に代入しても大気圧Ｐａを正確に算出することができない。

図１０（ａ）は、エアフロメータ４１によって検出されたスロットル弁通過空気流量ｍｔａｃｔと吸気管内圧力センサ４０によって検出された吸気管内圧力Ｐｍａｃｔとに基づいてモデル式（１）を作成した場合に、作成したモデル式（１）によって表される吸気管内圧力とスロットル弁通過空気流量との関係を示す図である。ここで、スロットルモデルＭ１１のモデル式（１）の流量係数μｔに誤差がない場合には、作成された式（１）によって表される吸気管内圧力とスロットル弁通過空気流量との関係は図１０（ａ）に曲線Ａで示したようになり、実際の吸気管内圧力とスロットル弁通過空気流量との関係とほぼ同一となる。そして、スロットル弁通過空気流量が零であるときの吸気管内圧力、すなわちモデル式（１）を逆算して算出される大気圧は実際の大気圧Ｐａａｃｔにほぼ一致している。

一方、スロットルモデルＭ１１のモデル式（１）の流量係数μｔに誤差がある場合、例えば流量係数μｔが実際の値よりも大きい場合には、作成されたモデル式（１）によって表される吸気管内圧力とスロットル弁通過空気流量との関係は図１０（ａ）に曲線Ｂで示したようになり、実際の吸気管内圧力とスロットル弁通過空気流量との関係と大きく異なったものとなってしまう。そして、スロットル弁通過空気流量が零であるときの吸気管内圧力として算出された圧力、すなわちモデル式（１）を逆算して算出される大気圧Ｐａｅｓｔは実際の大気圧Ｐａａｃｔと大きく異なった値となってしまう（図１０（ａ）のΔＰａ）。

このように、スロットルモデルＭ１１のモデル式（１）を逆算して大気圧を推定しようとすると、流量係数μｔに誤差がある場合に、逆算により算出された吸気管内圧力Ｐａｅｓｔと実際の大気圧Ｐａａｃｔとが大きく異なった値となってしまう。

しかしながら、スロットル開度が大きい等により、吸気管内圧力が大気圧に近い値となっているときに検出されたスロットル弁通過空気流量ｍｔａｃｔと吸気管内圧力Ｐｍａｃｔとに基づいてモデル式（１）を作成した場合、流量係数μｔに誤差があってもスロットルモデルＭ１１のモデル式（１）を逆算することによって比較的正確に吸気管内圧力を算出することができる。

図１０（ｂ）は、吸気管内圧力が大気圧に近い値となっているときに、検出されたスロットル弁通過空気流量ｍｔａｃｔと吸気管内圧力Ｐｍａｃｔとに基づいてモデル式（１）を作成した場合に、モデル式（１）によって算出される吸気管内圧力とスロットル弁通過空気流量との関係を示す図である。図１０（ｂ）に示したように、エアフロメータ４１によって検出されたスロットル弁通過空気流量ｍｔａｃｔ及び吸気管内圧力センサ４０によって検出された吸気管内圧力Ｐｍａｃｔに基づいて作成されたスロットルモデルＭ１１のモデル式（１）よって表される吸気管内圧力とスロットル弁通過空気流量との関係は、流量係数μｔに誤差がない場合には図１０（ｂ）に曲線Ａ’で示したようになり、実際の吸気管内圧力とスロットル弁通過空気流量との関係とほぼ同一となる。

一方、スロットルモデルＭ１１のモデル式（１）の流量係数μｔに誤差がある場合には、作成されたモデル式（１）によって表される吸気管内圧力とスロットル弁通過空気流量との関係は図１０（ｂ）に曲線Ｂ’で示したようになり、実際の吸気管内圧力とスロットル弁通過空気流量との関係とは異なったものとなる。しかしながら、スロットル弁通過空気流量が零であるときの吸気管内圧力として算出された圧力、すなわちモデル式（１）を逆算して算出される大気圧Ｐａｅｓｔは実際の大気圧Ｐａａｃｔに比較的近い値となる。

すなわち、吸気管内圧力が大気圧に近い値となっている場合には、モデル式（１）の流量係数μｔに誤差があったとしても、モデル式（１）を逆算して算出された大気圧Ｐａｅｓｔは実際の大気圧Ｐａａｃｔからの誤差が小さいものとなる。換言すると、大気圧Ｐａに対する吸気管内圧力Ｐｍの比率（以下、「圧力比率」と称す）Ｐｍ／Ｐａが１に近いときには流量係数等に誤差があったとしてもモデル式（１）を逆算して算出された大気圧は実際の大気圧からの誤差が小さいのに対して、圧力比率Ｐｍ／Ｐａが小さいときには流量係数等に誤差があるとモデル式（１）を逆算して算出された大気圧は実際の大気圧からの誤差が大きい。

そこで、本実施形態では、圧力比率Ｐｍ／Ｐａが１に近いとき、すなわち圧力比率Ｐｍ／Ｐａが所定比率α（１に近い値）以上であるときにのみ、スロットルモデルＭ１１のモデル式（１）を逆算して大気圧を算出することとしている。ここで、所定比率αは、モデル式に存在する流量係数等の誤差が一定値（例えば２０％）以下であった場合に、このモデル式によって算出された大気圧の誤差が所定値（例えば２％）以下になるように設定される。このようにして、本実施形態では、圧力比率Ｐｍ／Ｐａが１に近いときにのみ大気圧の算出を行うため、大気圧を比較的正確に推定することができる。

次に、本発明の第二実施形態の大気圧推定装置について説明する。
ところで、上記実施形態の大気圧推定装置では、エアフロメータ４１によって検出されたスロットル弁通過空気流量を利用して、スロットルモデルＭ１１のモデル式（１）を逆算して大気圧を算出することとしており、特に圧力比率Ｐｍ／Ｐａが１に近い値であるとき、すなわち吸気管内圧力Ｐｍが高いときに大気圧の算出を行うこととしている。

ところが、圧力比率Ｐｍ／Ｐａが１に近い値であるときにはエアフロメータ４１によって検出されたスロットル弁通過空気流量は必ずしも実際の流量を表しておらず、検出精度が低くなってしまうことがある。

図１１は、スロットル開度が大きくて圧力比率Ｐｍ／Ｐａが１に近い値となっている場合において吸気管内を順流方向に（エアクリーナ１６から燃焼室５に向かって）流れる空気の流量のタイムチャートである。圧力比率Ｐｍ／Ｐａが１近傍となっている場合には、図１１に実線Ｃで示したように、スロットル弁通過空気流量は大きく脈動し、一時的に逆流が生じる場合がある。

ここで一般にエアフロメータ４１では吸気管１５内を流れる空気の流量を検出することはできるが、その空気の流れる方向が順流方向であるか逆流方向であるかを検出することはできない。このため、図１１に破線Ｄで示したように、吸気管１５内を順流方向に流れる空気の流量がマイナスとなっているときであってもエアフロメータ４１によって検出される順流方向に流れる空気の流量はプラスとなってしまう。さらに、エアフロメータ４１には応答遅れがあるため、図１１に破線で示したように、実際のスロットル弁通過空気流量に対して遅れを生じている。

このように、使用するエアフロメータ４１によっては圧力比率Ｐｍ／Ｐａが１に近い値となっているときに特に検出精度が低くなってしまう。そこで、本実施形態では、エアフロメータ４１を用いずに、スロットルモデルＭ１１に加えて吸気管モデルＭ１２及び吸気弁モデルＭ１３を用いて大気圧を推定することとしている。

ここで、エアモデルＭ１０では吸気管モデルＭ１２において吸気管内圧力Ｐｍが算出されるが、この算出された吸気管内圧力Ｐｍの値はスロットルモデルＭ１１に入力される大気圧Ｐａの値が正確でない場合には絶対圧としては正確ではない。しかしながら、このようにして算出された吸気管内圧力Ｐｍに対するスロットルモデルＭ１１に入力される大気圧Ｐａの比率、すなわち圧力比率Ｐｍ／Ｐａの値は大気圧Ｐａの値に関わらず比較的正確に算出される。

すなわち、圧力比率Ｐｍ／Ｐａの値は、機関回転数Ｎｅ、スロットル開度θｔ、吸気弁６の位相角ＶＴ等のパラメータの値が同一であれば、大気圧をどのような値に設定しても等しい値となる。つまり、スロットル開度θｔが一定であればスロットルモデルＭ１１における流量係数μｔ等の値が一定であり、機関回転数Ｎｅ、位相角ＶＴ等が一定であれば吸気弁モデルＭ１３における定数ａ、ｂの値が一定であり、その結果、これらモデルのモデル式を用いて算出される圧力比率Ｐｍ／Ｐａの値も一定となり、比較的正確な値となっている。

したがって、本実施形態では、スロットルモデルＭ１１のモデル式（１）に大気圧Ｐａとして任意の値、例えば標準大気圧を入力すると共にその他のパラメータの値をエアモデルＭ１０の各モデル式に入力して吸気管内圧力Ｐｍを算出する。そして、算出された吸気管内圧力Ｐｍをモデル式（１）に入力した任意の大気圧Ｐａで除算して圧力比率Ｐｍ／Ｐａを算出する。これにより圧力比率Ｐｍ／Ｐａの値を正確に算出することができる。

そして、上述したように本実施形態では、吸気管内圧力センサ４０により吸気管内圧力を検出しているため、実際の吸気管内圧力Ｐｍａｃｔを正確に求めることができる。そこで、本実施形態では、このようにして検出された吸気管内圧力の実測値Ｐｍａｃｔを上記Ｐｍ／Ｐａの値で除算することによって比較的正確に実際の大気圧Ｐａを算出することができる。

なお、本実施形態においても、図１０を用いて説明したように流量係数μｔ等の値に誤差が生じている場合においては圧力比率Ｐｍ／Ｐａの値が１に近い値である場合の方が算出される圧力比率Ｐｍ／Ｐａの値に生じる誤差が小さい。図１２は、スロットルモデルＭ１１の流量係数μｔ及び吸気弁モデルＭ１３の定数ａにそれぞれ２０％の誤差を加えた場合における、圧力比率Ｐｍ／Ｐａの値と圧力比率Ｐｍ／Ｐａの値に生じる誤差との関係を示す図である。図１２（ｂ）は図１２（ａ）の拡大図である。

図１２から、圧力比率Ｐｍ／Ｐａの値が低いときには圧力比率Ｐｍ／Ｐａに生じる誤差の値も大きく、スロットルモデルＭ１１や吸気弁モデルＭ１３に生じているモデル化誤差の影響を大きく受けることがわかる。逆に圧力比率Ｐｍ／Ｐａの値が高いときには圧力比率Ｐｍ／Ｐａに生じる誤差の値も小さく、スロットルモデルＭ１１や吸気弁モデルＭ１３に生じているモデル化誤差の影響をほとんど受けないことがわかる。従って、圧力比率Ｐｍ／Ｐａが１に近い所定比率α以上（Ｐｍ／Ｐａ≧α）であるときに上述したように大気圧を算出すれば、比較的正確に大気圧を推定することができる。例えば、スロットルモデルＭ１１の流量係数μｔ及び吸気弁モデルＭ１３の定数ａにそれぞれ２０％の誤差が生じている場合に大気圧の推定誤差を２％以下に抑えたい場合には、圧力比率Ｐｍ／Ｐａの値が約０．９６５以上であるときに大気圧の推定を行えばよい。

なお、図１２からわかるように、圧力比率Ｐｍ／Ｐａの誤差率は機関回転数によってはほとんど変化せず、よって所定値αの値は機関回転数には依存しないことがわかる。

図１３は、本実施形態の大気圧推定装置の制御ルーチンを示すフローチャートである。図示した制御ルーチンは一定時間間隔毎の割り込みによって実行される。

図１３を参照すると、まずステップ１０１において圧力比率Ｐｍ／Ｐａが取得される。本実施形態では、大気圧推定装置とは別にエアモデルＭ１０によって各モデル式による計算が行われており、このエアモデルＭ１０では機関始動時に吸気管内圧力センサ４０によって検出された吸気管内圧力を大気圧として用いているか、または本制御ルーチンにより前回算出された大気圧を用いて計算が行われている。これにより、エアモデルＭ１０では吸気管内圧力Ｐｍが算出され、圧力比率Ｐｍ／Ｐａが算出される。ステップ１０１では、このようにして算出された圧力比率Ｐｍ／Ｐａが取得せしめられる。

次いで、ステップ１０２では、ステップ１０１において取得せしめられた圧力比率Ｐｍ／Ｐａが所定値α以上であるか、すなわち大気圧を小さい誤差で推定することができる条件下にあるか否かが判定される。ここで、所定値αは１に近い値であり、圧力比率Ｐｍ／Ｐａの誤差を小さく抑えることができるような値とされる。圧力比率Ｐｍが所定値α以上であると判定された場合にはステップ１０３へと進む。ステップ１０３では推定フラグｆｌａｇが１とされる。推定フラグｆｌａｇは大気圧の推定条件下にあることを示すフラグであり、大気圧の推定条件下にある場合に１とされ、それ以外の場合に０とされる。

次いで、ステップ１０４では、積算値ｓｕｍが下記式（１３）によって算出される。式（１３）において、Ｐｍａｃｔは吸気管内圧力センサ４０によって検出された吸気管内圧力であり、Ｐａ及びＰｍはそれぞれエアモデルＭ１０において使用されている大気圧及び吸気管内圧力である。積算値ｓｕｍは、本制御ルーチンにおいて算出されたＰｍａｃｔ×Ｐａ／Ｐｍの値を複数回に亘って積算した値である。
ｓｕｍ＝ｓｕｍ＋Ｐｍａｃｔ×Ｐａ／Ｐｍ …（１３）

また、ステップ１０４では、カウンタｃｎｔに１が加えられる（ｃｎｔ←ｃｎｔ＋１）。カウンタｃｎｔは積算値ｓｕｍの計算にあたってＰｍａｃｔ×Ｐａ／Ｐｍをｓｕｍに加算した回数を示すカウンタである。

その後、圧力比率Ｐｍ／Ｐａの値がα以上である間はステップ１０１〜１０４が繰り返される。そして、圧力比率Ｐｍ／Ｐａの値がαよりも小さくなると、ステップ１０２からステップ１０５へと進む。ステップ１０５では、推定フラグｆｌａｇが１であるか否かが判定される。前回までステップ１０１〜１０４を繰り返していた場合には推定フラグｆｌａｇは１にセットされており、この場合にはステップ１０６へと進む。

ステップ１０６では、カウンタｃｎｔの値がカウンタ最小値ｃｎｔｍｉｎ以上であるか否かが判定される。すなわち、大気圧を正確に算出するためには圧力比率Ｐｍ／Ｐａを或る程度の回数に亘って算出してその平均値に基づいて大気圧を算出するのが好ましいため、圧力比率Ｐｍ／Ｐａの算出回数が多い場合、すなわちカウンタｃｎｔの値がカウンタ最小値ｃｎｔｍｉｎ以上である場合にはステップ１０７に進んで大気圧の推定を行い、逆に圧力比率Ｐｍ／Ｐａの算出回数が少ない場合、すなわちカウンタｃｎｔの値がカウンタ最小値ｃｎｔｍｉｎよりも小さい場合にはステップ１０８に進んで大気圧の推定を行わないこととしている。なお、ステップ１０７、１０８では、積算値ｓｕｍ、カウンタｃｎｔ及び推定フラグｆｌａｇがリセットせしめられ、制御ルーチンが終了せしめられる。このようにして推定された大気圧ＰａはエアモデルＭ１０のスロットルモデルＭ１１のモデル式（１）に入力される。

なお、上記実施形態ではエアモデルＭ１０において大気圧を用いる場合のみを説明しているが、上記エアモデルＭ１０とは異なるエアモデルや、エアモデルを用いた燃料噴射量の制御とは異なる燃料噴射量の制御においても大気圧を入力することが必要な場合があり、上記実施形態の大気圧推定装置はこのような場合においても利用することができる。

本発明の大気圧推定装置を備えた内燃機関全体を示す図である。内燃機関に適用されるエアモデルを示す図である。スロットル開度と流量係数との関係を示す図である。スロットル開度と開口断面積との関係を示す図である。関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）を示す図である。スロットルモデルの基本概念を示す図である。吸気管モデルの基本概念を示す図である。吸気弁モデルの基本概念を示す図である。筒内充填空気量及び筒内吸入空気流量の定義を説明するための図である。圧力比率Ｐｍ／Ｐａが小さい場合及び大きい場合における吸気管内圧力とスロットル弁通過空気流量との関係を示す図である。スロットル弁通過空気流量のタイムチャートである。圧力比率Ｐｍ／Ｐａと圧力比率Ｐｍ／Ｐａにおける誤差との関係を示す図である。第二実施形態の大気圧推定装置の制御ルーチンを示すフローチャートである。

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
１１燃料噴射弁
１３吸気管
１８スロットル弁
３１ＥＣＵ
４０圧力センサ
４１エアフロメータ

Claims

スロットル弁下流の吸気管内圧力を検出する圧力センサと、スロットル弁下流の吸気管内圧力に基づいて大気圧を推定する大気圧推定モデルとを具備し、上記圧力センサによって検出された吸気管内圧力を大気圧推定モデルに入力して大気圧を推定する大気圧推定装置において、
上記大気圧推定モデルでは大気圧の推定にあたり大気圧に対する吸気管内圧力の比率が算出され、該大気圧に対する吸気管内圧力の比率が所定比率以上である場合にのみ上記大気圧の推定を行う、大気圧推定装置。
スロットル弁を通過する空気の流量を検出するスロットル弁通過空気流量検出手段を更に具備し、上記大気圧推定モデルは上記スロットル弁下流の吸気管内圧力に加えてスロットル弁通過空気流量に基づいて大気圧を推定する、請求項１に記載の大気圧推定装置。
上記大気圧推定モデルは大気圧を入力すると大気圧に対する吸気管内圧力の比率を出力可能なエアモデルを具備し、該エアモデルに任意の大気圧を入力することで大気圧に対する吸気管内圧力の比率を算出すると共に算出された比率と上記圧力センサによって検出されたスロットル弁下流の吸気管内圧力とに基づいて実際の大気圧を推定する、請求項１に記載の大気圧推定装置。
上記エアモデルは、スロットル開度、吸気管内圧力及び大気圧を入力するとスロットル弁通過空気流量を出力するスロットルモデルと、スロットル弁通過空気流量及び筒内吸入空気流量を入力すると吸気管内圧力を出力する吸気管モデルと、吸気管内圧力を入力すると筒内吸入空気流量を出力する吸気弁モデルとを具備し、スロットルモデルに入力された大気圧と吸気管モデルによって出力された吸気管内圧力とに基づいて大気圧に対する吸気管内圧力の比率が算出せしめられる、請求項３に記載の大気圧推定装置。