JP4218530B2 - 内燃機関の状態量推定装置 - Google Patents

Description

本発明は、少なくとも所定の物理法則に基づいて、内燃機関のスロットル弁よりも下流のスロットル弁下流吸気管内の空気圧力、同スロットル弁下流吸気管内の空気温度、筒内吸入空気量等の同内燃機関の吸気に係わる状態量を推定する内燃機関の状態量推定装置に関する。

従来より、スロットル弁下流吸気管内における空気（吸気）について質量保存則、エネルギー保存則、状態方程式等の所定の物理法則を適用することで、同スロットル弁下流吸気管内の空気圧力、及び空気温度（以下、本明細書において、単に、「吸気圧力」、「吸気温度」と云うこともある。）を計算により推定・取得する手法が知られている（例えば、下記特許文献１を参照）。
特開２００３−１８４６１３号公報

これによれば、一般に応答遅れの比較的大きい圧力センサ、及び温度センサにより吸気圧力、及び吸気温度が物理的に検出される場合と異なり、過渡運転状態においても同吸気圧力、及び吸気温度が精度良く取得され得る。この結果、これらの値（特に、吸気圧力の値）に基づいて計算され得る一吸気行程あたりの筒内吸入空気量も精度良く取得され得るから、所定の空燃比を得るために必要な燃料噴射量も精度良く取得され得る。

ところで、上記文献に開示された装置（燃料噴射量制御装置）においては、吸気について適用される所定の物理法則を記述する計算式において使用されるスロットル弁下流吸気管の容積が常に一定値であるものとして扱われている。一方、例えば、吸気管が樹脂等に代表される弾性係数の比較的小さい材料で作製されている場合、スロットル弁下流吸気管の内外の圧力差（即ち、吸気圧力と大気圧との差圧）に応じて同スロットル弁下流吸気管が比較的大きく収縮・膨張し、同スロットル弁下流吸気管の容積が比較的大きく変動し得る。

従って、このような場合、スロットル弁下流吸気管の容積が常に一定値であるものとして扱われると、同スロットル弁下流吸気管の容積に誤差が生じ、この結果、吸気圧力、及び吸気温度の計算精度が低下する（従って、内燃機関の吸気に係わる状態量の計算精度が低下する）という問題があった。

本発明は、上記問題に対処するためになされたものであって、その目的は、吸気圧力に応じたスロットル弁下流吸気管の容積変化を考慮して、吸気圧力等の内燃機関の吸気に係わる状態量を精度良く推定できる状態量推定装置を提供することにある。

本発明の特徴は、少なくとも所定の物理法則に基づいて、内燃機関のスロットル弁下流吸気管内の空気圧力（吸気圧力）を含む同内燃機関の吸気に係わる状態量を少なくとも同スロットル弁下流吸気管の容積を用いて推定する状態量推定手段を備えた内燃機関の状態量推定装置が、前記スロットル弁下流吸気管の外側の空気圧力を取得する外側圧力取得手段を備え、前記状態量推定手段は、前記推定された吸気圧力と、前記取得されたスロットル弁下流吸気管の外側の空気圧力とに基づいて前記スロットル弁下流吸気管の容積を補正する補正手段を備えるとともに、前記補正されたスロットル弁下流吸気管の容積を用いて前記吸気に係わる状態量を推定するように構成されたことにある。

ここにおいて、前記所定の物理法則は、例えば、スロットル弁下流吸気管内の空気（吸気）について適用される質量保存則、エネルギー保存則、状態方程式等である。特に、吸気について適用される状態方程式においては、スロットル弁下流吸気管の容積が不可避的に使用される。前記内燃機関の吸気に係わる状態量は、例えば、吸気圧力、吸気温度、（一吸気行程あたりの）筒内吸入空気量等であって、これらに限定されない。前記外側圧力取得手段は、前記スロットル弁下流吸気管の外側の空気圧力として、大気圧（或いは、スロットル弁上流の吸気管内の圧力）を取得するように構成してもよい。

また、前記補正手段は、例えば、前記推定された吸気圧力と、前記取得されたスロットル弁下流吸気管の外側の空気圧力（例えば、大気圧）との相違の程度（具体的には、吸気管内外の圧力の差、比等）に基づいてスロットル弁下流吸気管の容積を補正するように構成されることが好適である。また、例えば、或る一定の雰囲気温度の下（従って、一定の吸気管それ自体の温度の下）、吸気管の内外の圧力差を徐々に変更していった際の吸気管の容積を順次計測していく実験を予め実施し、かかる実験結果に基づいて吸気管の内外の圧力差と吸気管の容積との関係を示すテーブル（マップ）を作製しておく。そして、前記補正手段は、かかるテーブルと、吸気管の内外の圧力差とに基づいて前記補正されたスロットル弁下流吸気管の容積を求めるように構成されることが好適である。

上記構成によれば、前記推定された吸気圧力と、前記取得されたスロットル弁下流吸気管の外側の空気圧力とに基づいて補正されたスロットル弁下流吸気管の容積を用いて前記吸気に係わる状態量が推定され得るから、同状態量に推定において吸気圧力に応じたスロットル弁下流吸気管の容積変化が考慮され得、この結果、吸気管が樹脂等の弾性係数の比較的小さい材料で作製されている場合においても吸気圧力等の内燃機関の吸気に係わる状態量が精度良く推定され得る。

この場合、前記補正手段は、前記スロットル弁下流吸気管それ自体の温度に対応するスロットル弁下流吸気管温度対応値を取得する吸気管温度対応値取得手段を備え、前記取得されたスロットル弁下流吸気管温度対応値に応じて前記スロットル弁下流吸気管の容積を補正する程度を変更するように構成されることが好適である。

ここにおいて、前記スロットル弁下流吸気管それ自体の温度に対応するスロットル弁下流吸気管温度対応値は、スロットル弁下流吸気管それ自体の温度そのものであってもよく、同スロットル弁下流吸気管それ自体の温度と等価な値であってもよい。スロットル弁下流吸気管それ自体の温度と等価な値とは、例えば、機関の冷却水温の値のように、スロットル弁下流吸気管それ自体の温度と同様な変化傾向を示し、同スロットル弁下流吸気管それ自体の温度と相関のある値である。

一般に、吸気管それ自体の材質として利用される樹脂等の材質は、同材質それ自体の温度の増加に応じてその弾性係数（或いは、硬度）が小さくなる特性を有する。従って、吸気管の内外の圧力差が同一である場合のスロットル弁下流吸気管の容積は、スロットル弁下流吸気管それ自体の温度に応じて変化し得る。

従って、上記のように、前記取得されたスロットル弁下流吸気管温度対応値（例えば、機関の冷却水温の値等）に応じて前記スロットル弁下流吸気管の容積を補正する程度を変更するように構成すれば、より一層正確にスロットル弁下流吸気管の容積が補正され得、この結果、吸気に係わる状態量（例えば、吸気圧力等）がより一層精度良く推定され得る。

また、上記本発明に係る何れかの状態量推定装置においては、前記状態量推定手段は、前記所定の物理法則として前記スロットル弁下流吸気管内の空気に適用されるエネルギー保存則を少なくとも使用するとともに、前記補正手段により補正されたスロットル弁下流吸気管の容積の変化の経緯から求められる同スロットル弁下流吸気管の容積の変化分に対応する同スロットル弁下流吸気管内における空気質量を求め、前記エネルギー保存則の使用に際し前記求めた空気質量の空気のエネルギー分を考慮して、前記内燃機関の吸気に係わる状態量を推定するように構成されることが好適である。

ここにおいて、前記「スロットル弁下流吸気管の容積の変化分」は、例えば、前記補正手段により求められた補正されたスロットル弁下流吸気管の容積の前回値と今回値との差である。また、前記「スロットル弁下流吸気管の容積の変化分に対応する同スロットル弁下流吸気管内における空気質量」は、例えば、同スロットル弁下流吸気管内の空気についての状態方程式を利用することで求めることができる。

スロットル弁下流吸気管内における空気（吸気）について少なくともエネルギー保存則を適用することで吸気圧力等の吸気に係わる状態量が推定される場合、スロットル弁下流吸気管内の空気全体についてのエネルギーの時間的変化量を算出するにあたり、前記「スロットル弁下流吸気管の容積の変化分に対応する同スロットル弁下流吸気管内における空気質量」の空気のエネルギー分を考慮する必要がある（詳細については、後述する。）。従って、上記のように構成すれば、上記「空気質量」の空気のエネルギー分が考慮されて、前記吸気に係わる状態量を更に精度良く推定することができる。

また、筒内に向けて噴射すべき燃料噴射量を算出する燃料噴射量算出手段と、前記算出された燃料噴射量の燃料を噴射する燃料噴射手段（例えば、インジェクタ）とを備えた内燃機関の燃料噴射量制御装置においては、上記本発明に係る何れかの状態量推定装置により前記内燃機関の吸気に係わる状態量として推定された（一吸気行程あたりの）筒内吸入空気量に基づいて前記燃料噴射量を算出するように構成されることが好適である。

これによれば、吸気管が樹脂等の弾性係数の比較的小さい材料で作製されている場合においても、精度良く推定された筒内吸入空気量に基づいて所定の空燃比（例えば、理論空燃比）を得るために必要な燃料噴射量が精度良く算出され得、この結果、同所定の空燃比が良好に維持されて、エミッションの排出量が少ない状態を適切に維持することができる。

以下、本発明による内燃機関の状態量推定装置の実施形態について図面を参照しつつ説明する。図１は、本発明の実施形態に係る状態量推定装置を含んだ燃料噴射量制御装置を火花点火式多気筒（４気筒）内燃機関１０に適用したシステムの概略構成を示している。

この内燃機関１０は、シリンダブロック、シリンダブロックロワーケース、及びオイルパン等を含むシリンダブロック部２０と、シリンダブロック部２０の上に固定されるシリンダヘッド部３０と、シリンダブロック部２０にガソリン混合気を供給するための吸気系統４０と、シリンダブロック部２０からの排ガスを外部に放出するための排気系統５０とを含んでいる。

シリンダブロック部２０は、シリンダ２１、ピストン２２、コンロッド２３、及びクランク軸２４を含んでいる。ピストン２２はシリンダ２１内を往復動し、ピストン２２の往復動がコンロッド２３を介してクランク軸２４に伝達され、これにより同クランク軸２４が回転するようになっている。シリンダ２１とピストン２２のヘッドは、シリンダヘッド部３０とともに燃焼室２５を形成している。

シリンダヘッド部３０は、燃焼室２５に連通した吸気ポート３１、吸気ポート３１を開閉する吸気弁３２、吸気弁３２を駆動するインテークカムシャフトを含むとともに同インテークカムシャフトの位相角を連続的に変更する可変吸気タイミング装置３３、可変吸気タイミング装置３３のアクチュエータ３３ａ、燃焼室２５に連通した排気ポート３４、排気ポート３４を開閉する排気弁３５、排気弁３５を駆動するエキゾーストカムシャフト３６、点火プラグ３７、点火プラグ３７に与える高電圧を発生するイグニッションコイルを含むイグナイタ３８、及び燃料を吸気ポート３１内に噴射するインジェクタ（燃料噴射手段）３９を備えている。

吸気系統４０は、吸気ポート３１に連通し同吸気ポート３１とともに吸気通路を形成するインテークマニホールドを含む樹脂製の吸気管４１、吸気管４１の端部に設けられたエアフィルタ４２、吸気管４１内にあって吸気通路の開口断面積を可変とするスロットル弁４３、スロットル弁駆動手段を構成するスロットル弁アクチュエータ４３ａ、スワールコントロールバルブ（以下、「ＳＣＶ」と称呼する。）４４、及びＳＣＶアクチュエータ４４ａを備えている。ここで、吸気管４１における、スロットル弁４３よりも下流であって吸気弁３２よりも上流の部分は「スロットル弁下流吸気管」を構成している。

ＤＣモータからなるスロットル弁アクチュエータ４３ａは、後述する電子制御装置７０が達成する電子制御スロットル弁ロジックにより目標スロットル弁開度TAtが与えられると、実際のスロットル弁開度TAが目標スロットル弁開度TAtとなるようにスロットル弁４３を駆動するようになっている。

排気系統５０は、排気ポート３４に連通したエキゾーストマニホールド５１、エキゾーストマニホールド５１に接続されたエキゾーストパイプ５２、及び、エキゾーストパイプ５２に介装された所謂酸素吸蔵・放出機能を備えた触媒コンバータ（三元触媒装置）５３を備えている。ここで、排気ポート３４、エキゾーストマニホールド５１、及びエキゾーストパイプ５２は、排気通路を構成している。

一方、このシステムは、熱線式エアフローメータ６１、吸気温センサ６２、大気圧センサ（スロットル弁上流圧力センサ）６３、スロットルポジションセンサ６４、SCV開度センサ６５、カムポジションセンサ６６、クランクポジションセンサ６７、水温センサ６８、空燃比センサ６９、及び、アクセル開度センサ８１を備えている。

エアフローメータ６１は、吸気管４１内を流れる吸入空気の質量流量を計測し、同質量流量に応じた電圧Vgを出力するようになっている。大気温センサ６２は、エアフローメータ６１内に備えられていて、吸入空気の温度（大気温度）を検出し、大気温度THAを表す信号を出力するようになっている。大気圧センサ６３（外側圧力取得手段）は、スロットル弁４３の上流の圧力（即ち、大気圧）を検出し、大気圧Paを表す信号を出力するようになっている。

スロットルポジションセンサ６４は、スロットル弁４３の開度を検出し、スロットル弁開度TAを表す信号を出力するようになっている。SCV開度センサ６５は、ＳＣＶ４４の開度を検出し、ＳＣＶ開度θivを表す信号を出力するようになっている。カムポジションセンサ６６は、インテークカムシャフトが９０°回転する毎に（即ち、クランク軸２４が１８０°回転する毎に）一つのパルスを有する信号（Ｇ２信号）を発生するようになっている。クランクポジションセンサ６７は、クランク軸２４が１０°回転する毎に幅狭のパルスを有するとともに同クランク軸２４が３６０°回転する毎に幅広のパルスを有する信号を出力するようになっている。この信号は、エンジン回転速度NEを表す。

水温センサ６８は、内燃機関１０の冷却水の温度を検出し、冷却水温THWを表す信号を出力するようになっている。空燃比センサ６９は、触媒コンバータ５３に流入する排ガス中の酸素濃度を検出することで空燃比を表す信号を出力するようになっている。アクセル開度センサ８１は、運転者によって操作されるアクセルペダルＡＰの操作量を検出し、同アクセルペダルの操作量Accpを表す信号を出力するようになっている。

電気制御装置７０は、互いにバスで接続されたＣＰＵ７１、ＣＰＵ７１が実行するプログラム、テーブル（ルックアップテーブル、マップ）、定数等を予め記憶したＲＯＭ７２、ＣＰＵ７１が必要に応じてデータを一時的に格納するＲＡＭ７３、電源が投入された状態でデータを格納するとともに同格納したデータを電源が遮断されている間も保持するバックアップＲＡＭ７４、及びＡＤコンバータを含むインターフェース７５等からなるマイクロコンピュータである。インターフェース７５は、前記センサ６１〜６９，８１と接続され、ＣＰＵ７１にセンサ６１〜６９，８１からの信号を供給するとともに、同ＣＰＵ７１の指示に応じて可変吸気タイミング装置３３のアクチュエータ３３ａ、イグナイタ３８、インジェクタ３９、スロットル弁アクチュエータ４３ａ、及びＳＣＶアクチュエータ４４ａに駆動信号を送出するようになっている。

次に、上記のように構成された状態量推定装置を含んだ燃料噴射量制御装置（以下、「本装置」と云うこともある。）による物理モデルを用いた燃料噴射量の決定方法について説明する。以下に述べる処理は、ＣＰＵ７１がプログラムを実行することにより行われる。

（燃料噴射量fiの決定方法の概要）
このような燃料噴射量制御装置は、吸気行程にある気筒、又は吸気行程の直前の状態にある気筒（即ち、燃料噴射気筒）の吸気弁３２が、その吸気行程において開弁した状態から閉弁する状態に移行する時点（吸気弁閉弁時）より前の時点にて、同気筒に対して所定量の燃料を噴射する必要がある。そのため、本燃料噴射量制御装置は、吸気弁３２が閉弁状態に移行する時点において同気筒内に吸入されているであろう筒内吸入空気量を前もって予測し、同予測した筒内吸入空気量に応じた燃料量の燃料を同吸気弁３２の閉弁時より前の時点で同気筒に対して噴射する。本例においては、噴射終了時期を、燃料噴射気筒の吸気上死点前７５°クランクアングル（以下、「BTDC７５°CA」と表す。他のクランクアングルについても同様に表す。）と定めている。従って、本装置は、噴射に要する時間（インジェクタの開弁時間）、ＣＰＵ７１の計算時間を考慮して、BTDC７５°CAの時点よりも前の時点にて、燃料噴射気筒の筒内吸入空気量を予測する。

一方、吸気弁閉弁時のスロットル弁下流吸気管内の空気圧力（即ち、吸気圧力）は、筒内吸入空気量と密接な関係にある。また、吸気弁閉弁時の吸気圧力は、吸気弁閉弁時のスロットル弁開度に依存する。そこで、本装置は、吸気弁閉弁時のスロットル弁開度を予測・推定し、そのスロットル弁開度に基づいて燃料噴射気筒の吸入空気量KLfwd(k)を事前に予測し、下記(1)式に示したように、予測した予測吸入空気量KLfwd(k)をエンジンの運転状態に応じて別途定められる目標空燃比AbyFrefで除することで燃料噴射量fi(k)を求める。ここで、添え字ｋは今回の演算値であることを示している（以下、他の変数等についても同様。）。以上が、燃料噴射量fiを求める方法の概要である。

fi(k) ＝ KLfwd(k) / AbyFref ・・・(1)

（具体的構成・作用）
以下、上記した燃料噴射量fiを求めるための本装置の具体的構成、及び作用について説明する。この状態量推定装置を含んだ燃料噴射量制御装置は、機能ブロック図である図２に示したように、現時点での実際のアクセルペダルの操作量Accpを検出するアクセル開度センサ８１、電子制御スロットル弁ロジックＡ１、電子制御スロットル弁モデルＭ１、内燃機関の吸気系における空気の挙動をモデル化した空気モデルを含む吸入空気モデルＡ２、目標空燃比設定手段Ａ３、及び噴射量決定手段Ａ４を含んでいる。以下、個別具体的に、各手段、及びモデル等について説明する。

（電子制御スロットル弁ロジックと電子制御スロットル弁モデル）
先ず、スロットル弁開度を制御するための電子制御スロットル弁ロジックＡ１と、将来における（現時点よりも先の時点における）スロットル弁開度TAestを予測する電子制御スロットル弁モデルＭ１について説明する。

電子制御スロットル弁ロジックＡ１は、先ず、演算周期ΔTt（例えば、８msec）の経過毎にアクセル開度センサ８１の出力値に基づいてアクセルペダル操作量Accpを読込み、読み込んだアクセル操作量Accpと図３のアクセル操作量Accpと目標スロットル弁開度TAaccとの関係を規定したテーブルとに基づいて今回の暫定目標スロットル弁開度TAaccを求め、この暫定目標スロットル弁開度TAaccを図４のタイムチャートに示したように、所定の遅延時間TDだけ遅延し、この遅延した暫定目標スロットル弁開度TAaccを目標スロットル弁開度TAtとして設定してスロットル弁アクチュエータ４３ａに出力する。なお、遅延時間TDは、本例においては一定の時間であるが、内燃機関が所定のクランク角度（例えば、クランク角２７０°CA）だけ回転するのに要する時間T270とする等、エンジン回転速度NEに応じた可変の時間とすることもできる。

ところで、電子制御スロットル弁ロジックＡ１から目標スロットル弁開度TAtがスロットル弁アクチュエータ４３ａに出力された場合であっても、同スロットル弁アクチュエータ４３ａの遅れや、スロットル弁４３の慣性などにより、実際のスロットル弁開度TAは、ある遅れをもって目標スロットル弁開度TAtに追従する。そこで、電子制御スロットル弁モデルＭ１においては、下記(2)式に基づいて遅延時間TD後におけるスロットル弁開度を予測・推定する（図４を参照）。

TAest(k+1)＝TAest(k)＋ΔTt・ｆ（TAt(k)，TAest(k)） ・・・(2)

上記(2)式において、TAest(k+1)は今回の演算タイミングにおいて新たに予測・推定される予測スロットル弁開度TAestであり、TAt(k)は今回の演算タイミングにて新たに得られた目標スロットル弁開度TAtであり、TAest(k)は今回の演算タイミングにおいて既に予測・推定されていた最新の予測スロットル弁開度TAest（即ち、前回の演算タイミングにおいて予測・推定されたスロットル弁開度TAest）である。また、関数ｆ（TAt(k)，TAest(k)）は、図５に示したように、TAt(k)とTAest(k)との差ΔTA（＝TAt(k)−TAest(k))が大きい程大きい値をとる関数（ΔTAに関して単調増加する関数ｆ）である。

このように、電子制御スロットル弁モデルＭ１（ＣＰＵ７１）は、今回の演算タイミングにて遅延時間TD後の目標スロットル弁開度TAtを新たに決定するとともに、遅延時間TD後のスロットル弁開度TAestを新たに予測・推定し、現時点から遅延時間TD経過後までの目標スロットル弁開度TAtと予測スロットル弁開度TAestを、現時点からの時間経過に対応させた形でＲＡＭ７３に記憶・格納する。

(吸入空気モデルＡ２)
吸入空気モデルＡ２は、内燃機関の吸気系における空気の挙動をモデル化した空気モデルを構成するスロットルモデルＭ２、吸気弁モデルＭ３、吸気管モデルＭ４、及び吸気弁モデルＭ５を備えていて、少なくとも電子制御スロットル弁モデルＭ１により予測・推定された予測スロットル弁開度TAestに基づいて燃料噴射気筒の今回の吸気行程における吸気弁閉弁時の筒内吸入空気量（予測吸入空気量）KLfwd(k)を予測・推定する。上記スロットルモデルＭ２、吸気弁モデルＭ３、吸気管モデルＭ４、及び吸気弁モデルＭ５については、後に詳述する。

なお、本例では、スロットルモデルＭ２、吸気弁モデルＭ３、吸気管モデルＭ４、及び吸気弁モデルＭ５により吸気弁閉弁時の予測吸入空気量KLfwd(k)を予測・推定するが、吸入空気モデルＡ２は、燃料噴射気筒の今回の吸気行程における吸気弁閉弁時の予測スロットル弁開度TAest、同燃料噴射気筒の今回の吸気行程における吸気弁閉弁時の実エンジン回転速度NE、及びテーブル（スロットル弁開度TA、及びエンジン回転速度NEと、筒内吸入空気量との関係を規定したテーブル）を用いて、今回の吸気行程における吸気弁閉弁時の予測吸入空気量KLfwd(k)を求める（予測する）ように構成されていてもよい。

（目標空燃比設定手段Ａ３）
目標空燃比設定手段Ａ３は、内燃機関の運転状態であるエンジン回転速度NE、及び目標スロットル弁開度TAt等に基づいて目標空燃比AbyFrefを決定する手段である。この目標空燃比AbyFrefは、例えば、内燃機関の暖機終了後においては、特殊な場合を除き理論空燃比に設定されてよい。

（噴射量決定手段Ａ４）
図２に示した噴射量決定手段Ａ４は、吸入空気モデルＡ２により算出された特定気筒の今回の吸気行程における吸気弁閉弁時の予測吸入空気量KLfwd(k)、及び目標空燃比設定手段Ａ３により決定された目標空燃比AbyFrefに基づいて、上記(1)式に従って、同特定気筒の今回の吸気行程に対する燃料噴射量fi(k)を決定する手段である。

次に、上述した吸入空気モデルＡ２について詳細に説明する。図２に示したように、吸入空気モデルＡ２はモデルＭ２〜Ｍ５を備えている。以下、吸入空気モデルＡ２が備える各モデルについて、個別に説明を加える。

（スロットルモデルＭ２）
スロットルモデルＭ２は、スロットル弁４３を通過した空気流量（スロットル弁通過空気流量）mtを、エネルギー保存則、運動量保存則、質量保存則、及び状態方程式等の物理法則に基づいて得られた下記(3)式及び下記(4)式に基づいて推定するモデルである。下記(3)式及び下記(4)式において、Ct（θt）はスロットル弁開度θt（＝TA）に応じて変化する流量係数、At（θt）はスロットル弁開度θt（＝TA）に応じて変化するスロットル開口面積（吸気管４１の開口面積）、νはスロットル弁４３を通過する空気の流速、ρmは大気密度、Paはスロットル弁上流の空気圧力（即ち、大気圧）、Pmはスロットル弁下流吸気管内の空気圧力（即ち、吸気圧力）、Ta（＝THA）はスロットル弁上流の空気温度（即ち、大気温度）、Rは気体定数、及びκは比熱比である。なお、本例では、空気を酸素原子と窒素原子の２原子にて構成された２原子分子として扱うことにより、比熱比κを1.4（一定値）と仮定する。

mt＝Ct(θt)・At(θt)・ν・ρm＝Ct(θt)・At(θt)・｛Pa/(R・Ta)^1/2｝・Φ（Pm/Pa） ・・・(3)

上記(4)式において、値(1/(κ+1))≒0.4167は吸気圧力Pmが流体力学における臨界圧力(critical
pressure)になっているときに対応している。上記(4)式から理解できるように、吸気圧力Pmが前記臨界圧力よりも大きいとき（即ち、値(Pm/Pa)＞0.4167のとき）、同吸気圧力Pmの増加に応じて値Φ（Pm/Pa）（従って、スロットル弁通過空気流量mt）は減少する。他方、吸気圧力Pmが前記臨界圧力以下のとき（即ち、値(Pm/Pa)≦0.4167のとき）、値Φ（Pm/Pa）（従って、スロットル弁通過空気流量mt）は吸気圧力Pmに係わらず一定値となる。

次に、スロットルモデルＭ２におけるスロットル通過空気流量mtの求め方を述べると、上記(3)式においてCt(θt)・At(θt)・｛Pa/(R・Ta)^1/2｝をk1とおき、mtsを吸気弁閉弁時のスロットル弁通過空気流量とするとき上記(3)式は下記(5)式に書き換えられる。

mts＝k1・Φ（Pm/Pa） ・・・(5)

また、上記(5)式において、内燃機関１０が定常状態にある場合（スロットル弁開度が一定のまま推移して吸気弁閉弁に至る場合）のスロットル弁通過空気流量をmtsTA、及びそのときの吸気圧力をPmTAとすると、下記(6)式が得られるので、上記(5)式及び下記(6)式から係数k1を消去して下記(7)式を得ることができる。

mtsTA＝k1・Φ（PmTA/Pa） ・・・(6)

mts＝｛mtsTA／Φ（PmTA/Pa）｝・Φ（Pm/Pa） ・・・(7)

上記(7)式の右辺における値mtsTAは、スロットル弁開度TAが一定である定常運転状態での吸入空気流量（スロットル弁通過空気流量）に関する値であり、このような定常運転状態にあってはスロットル弁通過空気流量mtは、吸気弁通過空気流量mcと等しくなる。そこで、スロットルモデルＭ２は、後述する吸気弁モデルＭ３で用いる経験則により得られた式（下記(8)式）を用いて現時点から演算周期ΔTtだけ前の時点の吸気弁通過空気流量mcを求め、これを値mtsTAとする。なお、この値mtsTAを求める際の各パラメータ（エンジン回転速度NE、及び吸気弁開閉タイミングVT）は、総て現時点から演算周期ΔTt前での実際の値を用いる。

また、スロットルモデルＭ２は、燃料噴射開始時期直前（BTDC９０°CA）から吸気弁閉弁時までの時間をエンジン回転速度NEから求め、この時間と略一致する遅延時間後の予測スロットル弁開度TAestをＲＡＭ７２から読み出し、それを予測スロットル弁開度TAest(k-1)とする。加えて、スロットルモデルＭ２は、スロットル弁開度TA、予測吸入空気量KLfwd、エンジン回転速度NE、及び吸気弁の開閉タイミングVTと、吸気圧力Pmとの関係を規定するテーブルMAPPMをＲＯＭ７２内に記憶していて、前記予測スロットル弁開度TAest(k-1)、後述する吸気弁モデルＭ５が既に求めている前回の（予測）吸入空気量KLfwd(k-1)、現時点から演算周期ΔTt前の実際のエンジン回転速度NE、及び現時点から演算周期ΔTt前の実際の吸気弁の開閉タイミングVTと、前記テーブルMAPPMとに基づいて上記(7)式の右辺における吸気圧力PmTA（＝MAPPM(TAest(k-1),KLfwd(k-1),NE,VT)）を求める。

更に、スロットルモデルＭ２は、値Pm/Paと値Φ(Pm/Pa)との関係を規定するテーブルMAPΦを記憶していて、前記吸気圧力PmTAをスロットル弁上流圧力Paで除した値（PmTA/Pa）と、前記テーブルMAPΦとから、上記(7)式の右辺における値Φ(PmTA/Pa)（＝MAPΦ(PmTA/Pa)）を求める。同様にして、スロットルモデルＭ２は、後述する吸気管モデルＭ４が既に求めている前回の吸気圧力Pm(k-1)をスロットル弁上流圧力Paで除した値（Pm(k-1)/Pa）と、前記テーブルMAPΦとから、上記(7)式の右辺における値Φ(Pm/Pa)（＝MAPΦ(Pm(k-1)/Pa)）を求める。以上により、上記(7)式の右辺の各因数が求められるので、これらを掛け合わせることにより、予測スロットル弁通過空気流量mts(＝mt(k-1))が求められる。このようにして予測スロットル弁通過空気流量mts(＝mt(k-1))を取得する手段がスロットル弁通過空気流量取得手段に相当する。

（吸気弁モデルＭ３）
吸気弁モデルＭ３は、吸気圧力Pm、吸気温度（スロットル弁下流吸気管内の空気温度）Tm、及び大気温度THA（＝Ta）等から吸気弁通過空気流量mcを推定するモデルである。吸気弁閉弁時の気筒内圧力は吸気弁３２の上流の圧力、即ち吸気弁閉弁時の吸気圧力Pmとみなすことができるので、吸気弁通過空気流量mcは吸気弁閉弁時の吸気圧力Pmに比例する。そこで、吸気弁モデルＭ３は吸気弁通過空気流量mcを、経験則に基づく下記(8)式にしたがって求める。

mc＝（THA/Tm）・（c・Pm−d） ・・・(8)

上記(8)式において、値cは比例係数、値dは筒内に残存していた既燃ガス量に対応する量である。吸気弁モデルＭ３は、エンジン回転速度NE、及び吸気弁の開閉タイミングVTと、比例係数c、及び既燃ガス量dとの関係をそれぞれ規定するテーブルMAPC、及びMAPDをＲＯＭ７２内に格納していて、現時点の実際のエンジン回転速度NEと、現時点の実際の吸気弁の開閉タイミングVTと、前記格納しているテーブルとから比例係数c（＝MAPC(NE,VT)）、及び既燃ガス量d（＝MAPD(NE,VT)）を求める。また、吸気弁モデルＭ３は、演算時点にて、後述する吸気管モデルＭ４により既に推定されている最新の吸気圧力Pm(＝Pm(k-1))と最新の吸気温度Tm(＝Tm(k-1))とを上記(8)式に適用し、吸気弁通過空気流量mc（＝mc(k-1)）を推定する。このようにして吸気弁通過空気流量mc（＝mc(k-1)）を取得する手段が吸気弁通過空気流量取得手段に相当する。

（吸気管モデルＭ４）
吸気管モデルＭ４は、質量保存則とエネルギー保存則とにそれぞれ基づいた下記(9)式及び下記(10)式、スロットル弁通過空気流量mt、スロットル弁通過空気温度（即ち、大気温度）Ta、吸気管４１から流出する吸気弁通過空気流量mc、及び後述する容積変化起因流入空気量ΔMから、吸気圧力Pm、及び吸気温度Tmを求めるモデルである。

d(Pm/Tm)/dt＝(R/Vm)・(mt−mc) ・・・(9)

dPm/dt＝κ・(R/Vm)・(mt・Ta＋ΔM・Tm−mc・Tm) ・・・(10)

上記(9)式、及び上記(10)式において、Vmはスロットル弁下流吸気管の容積である。先に述べたように、吸気管４１は弾性係数が比較的小さい樹脂で作製されているため、同吸気管４１の内外の圧力差に応じて収縮する。従って、図６に示すように、スロットル弁下流吸気管の容積（関数g(Pa-Pm)の値）は、スロットル弁下流吸気管の内外の圧力差(Pa−Pm)＝０のとき値Vm0（設計値、補正前のスロットル弁下流吸気管の容積）となるとともに、上記圧力差(Pa−Pm)の増大に応じて値Vm0から減少していく。ここで、図６に示した関数g(Pa-Pm)の値は、吸気管４１それ自体の温度（以下、「吸気管本体温度THI」と称呼する。）を或る基準温度THIbaseに維持した状態で上記圧力差(Pa−Pm)を徐々に増大させていきながら順次計測されたスロットル弁下流吸気管の容積の実験値である。即ち、値(Vm0−g(Pa-Pm))は、吸気管本体温度THIが上記基準温度THIbaseである場合におけるスロットル弁下流吸気管の容積の補正量（減少量、補正の程度）に相当する。

一方、吸気管４１の材質である樹脂は、それ自体の温度の増加に応じてその弾性係数（或いは、硬度）が小さくなる特性を有する。従って、吸気管本体温度THIが上記基準温度THIbase以上のときには上記スロットル弁下流吸気管の容積の補正量(Vm0−g(Pa-Pm))（補正の程度）を同吸気管本体温度THIの上昇に応じて増大させるとともに、同吸気管本体温度THIが同基準温度THIbase以下のときには同容積の補正量(Vm0−g(Pa-Pm))（補正の程度）を同吸気管本体温度THIの低下に応じて減少させる必要がある。また、吸気管本体温度THIは、冷却水温THWと強い相関があり、同冷却水温THWと同様な変化傾向を示す。即ち、冷却水温THWは、スロットル弁下流吸気管温度対応値である。

以上のことから、スロットル弁下流吸気管の容積の補正量は、上記吸気管の内外の圧力差(Pa−Pm)、及び冷却水温THWに基づいて「h(THW)・(Vm0−g(Pa-Pm))」と表すことができ、従って、（補正後の）スロットル弁下流吸気管の容積Vmは、下記(11)式にて表すことができる。

Vm＝Vm0−h(THW)・(Vm0−g(Pa-Pm)) ・・・(11)

上記(11)式において、関数h(THW)の値は上記容積の補正量の修正係数であって、図７に示すように、冷却水温THWが基準温度THWbaseである場合に「１」となり、冷却水温THWが上記基準温度THWbase以上のときには同冷却水温THWの上昇に応じて「１」から増大するとともに、冷却水温THWが上記基準温度THWbase以下のときには同冷却水温THWの低下に応じて「１」から減少する。なお、冷却水温THWの基準温度THWbaseは、吸気管本体温度THIが上記基準温度THIbaseとなる場合に対応する冷却水温である。

以上のことから、吸気管モデルＭ４は、上記(11)式と、上記吸気管の内外の圧力差(Pa−Pm)と、冷却水温THWと、図６に示した関数gと、図７に示した関数hとに基づいてスロットル弁下流吸気管の容積Vm（＝Vm(k)）を求める。このようにして、（補正された）スロットル弁下流吸気管の容積Vmを求める（補正する）手段が補正手段に相当する。

また、吸気管モデルＭ４は、上記(9)式、及び上記(10)式の右辺におけるスロットル弁通過空気流量mt（＝mt(k-1)）をスロットルモデルＭ２から取得するとともに、吸気弁通過空気流量mc（＝mc(k-1)）を吸気弁モデルＭ３から取得する。更に、吸気管モデルＭ４は、後述するように、上記(10)式の右辺における容積変化起因流入空気量ΔM（＝ΔM(k)）を算出する。そして、(9)式及び(10)式に基づく計算を行って最新の吸気圧力Pm(＝Pm(k))、及び吸気温度Tm(＝Tm(k))を推定する。

ここで、上記吸気管モデルＭ４を記述した(9)式及び(10)式の導出過程について説明する。いま、スロットル弁下流吸気管内の総空気量（総空気質量）をMとすると、総空気量Mの時間的変化量は、スロットル弁下流吸気管に流入する空気量に相当するスロットル弁通過空気流量mtと同スロットル弁下流吸気管から流出する空気量に相当する吸気弁通過空気流量mcの差であるから、スロットル弁下流吸気管内の空気について適用される質量保存則に基づく下記(12)式が得られる。

dM／dt＝mt−mc ・・・(12)

また、状態方程式は下記(13)式となるから、上記(12)式と下記(13)式とから総空気量Mを消去することにより、スロットル弁下流吸気管内の空気について適用される質量保存則に基づく上記(9)式が得られる。

Pm・Vm＝M・R・Tm ・・・(13)

次に、スロットル弁下流吸気管内の空気に関するエネルギー保存則について検討する。先ず、スロットル弁下流吸気管の容積Vmは変化しないものと仮定する。また、エネルギーの殆どが温度上昇に寄与する（運動エネルギーは無視し得る）ものと考える。そうすると、スロットル弁下流吸気管内の空気全体のエネルギーM・Cv・Tmの時間的変化量は、同スロットル弁下流吸気管に流入する空気のエネルギーCp・mt・Taと同スロットル弁下流吸気管から流出する空気のエネルギーCp・mc・Tmの差に等しいので、下記(14)が得られる。ここにおいて、Cvは定容比熱、Cpは定圧比熱である。

d(M・Cv・Tm)／dt＝Cp・mt・Ta−Cp・mc・Tm ・・・(14)

しかしながら、実際には、上述したようにスロットル弁下流吸気管の容積Vmは、上記圧力差(Pa−Pm)、及び吸気管本体温度THI（従って、冷却水温THW）に応じて変化する。ここで、例えば、吸気系の状態が、単位時間の間で、図８（ａ）に示す高負荷の状態（吸気圧力Pm
≒ 大気圧Paとなる状態）から図８（ｂ）に示す低負荷の状態（吸気圧力Pm ≪ 大気圧Paとなる状態）に移行した場合（即ち、吸気管４１が収縮した場合）を考える。この場合、（スロットル弁下流吸気管内の総空気量Mが一定であっても）スロットル弁下流吸気管の容積Vmが減少したことのみで吸気圧力Pmが上昇する。この現象は、スロットル弁下流吸気管の容積の減少部分（容積の変化分。図８（ｂ）においてドットで示した領域を参照。）に存在していた空気がスロットル弁下流吸気管内に見掛け上流入し、かかる見掛け上流入した空気のエネルギー分だけスロットル弁下流吸気管内の空気全体のエネルギーM・Cv・Tmの時間的変化量（上記(14)式を参照）が増大することに起因するものと考えることができる。

一方、吸気系の状態が、単位時間の間で、図８（ｂ）に示す低負荷の状態から図８（ａ）に示す高負荷の状態に移行した場合（即ち、吸気管４１が膨張した場合）を考える。この場合、（スロットル弁下流吸気管内の総空気量Mが一定であっても）スロットル弁下流吸気管の容積Vmが増加したことのみで吸気圧力Pmが減少する。この現象は、スロットル弁下流吸気管の容積の増加部分（容積の変化分。図８（ａ）においてドットで示した領域を参照。）に存在しなかった空気がスロットル弁下流吸気管内から見掛け上流出し、かかる見掛け上流出した空気のエネルギー分だけスロットル弁下流吸気管内の空気全体のエネルギーM・Cv・Tmの時間的変化量（上記(14)式を参照）が減少することに起因するものと考えることができる。

従って、スロットル弁下流吸気管内の空気に関するエネルギー保存則を記述した上記(14)式において、上記「単位時間あたりに見掛け上流入した空気のエネルギー分」を更に考慮する必要がある。ここで、上記「単位時間あたりに見掛け上流入した空気のエネルギー分」を求めるためには、同単位時間あたりに見掛け上流入（流出）した空気の質量（スロットル弁下流吸気管の容積の変化分に対応する同スロットル弁下流吸気管内における空気質量。以下、「容積変化起因流入空気量ΔM」と称呼する。）を求める必要がある。容積変化起因流入空気量ΔMは、単位時間あたりのスロットル弁下流吸気管の容積変化分をΔVとすると、スロットル弁下流吸気管内の空気についての状態方程式を利用して下記(15)式に従って求めることができる。

ΔM＝(Pm・ΔV)/(R・Tm)＝(Pm/Tm)・(ΔV/R) ・・・(15)

上記(15)式において、容積変化分ΔVは、スロットル弁下流吸気管の容積Vmが減少する場合に正となり、同容積Vmが増加する場合に負となる値である。従って、上記(15)に従って計算される容積変化起因流入空気量ΔMも、スロットル弁下流吸気管の容積Vmが減少する場合に正の値となり、同容積Vmが増加する場合に負の値となる。上記(15)式に従って容積変化起因流入空気量ΔMが計算できれば、上記「単位時間あたりに見掛け上流入した空気のエネルギー分」は、「Cp・ΔM・Tm」と表すことができる。

以上のことから、上記(14)式において、上記「単位時間あたりに見掛け上流入した空気のエネルギー分」「Cp・ΔM・Tm」を考慮すると、下記(16)式が得られる。

d(M・Cv・Tm)／dt＝Cp・mt・Ta＋Cp・ΔM・Tm−Cp・mc・Tm ・・・(16)

この上記(16)式を、比熱比κ＝Cp／Cvなる関係と、上記(13)式（Pm・Vm＝M・R・Tm）とを用いて変形することにより、上記(10)式が得られる。

実際には、吸気管モデルＭ４は、上記(15)式における容積変化分ΔVをスロットル弁下流吸気管の容積Vmの変化の経緯を利用して「Vm(k-1)−Vm(k)」と表した下記(17)式に従って、容積変化起因流入空気量ΔM(k)を求めるとともに、上記(9)式及び上記(10)式の各々を時間について演算周期Δtをもって離散化した下記(18)式及び下記(19)式に基づいて、吸気圧力Pm(k)、及び吸気温度Tm(k)を求める。なお、下記(17)〜(19)式において、添え字k-1は前回の演算値であることを示している（以下、他の変数等についても同様。）。

ΔM(k)＝(Pm/Tm)(k-1)・(Vm(k-1)-Vm(k))/R ・・・(17)

（吸気弁モデルＭ５）
吸気弁モデルＭ５は、上記吸気弁モデルＭ３と同様のモデルを含んでいて、ここでは吸気管モデルＭ４が算出した最新の吸気圧力Pm(＝Pm(k))、及び吸気温度Tm(＝Tm(k))と、現時点のエンジン回転速度NEと、現時点の吸気弁の開閉タイミングVTと、前記マップMAPCと、前記マップMAPDと、上記経験則に基づく(8)式（mc＝（THA/Tm）・（c・Pm−d））とを用いて最新の吸気弁通過空気流量mc（＝mc(k)）を求める。そして、吸気弁モデルＭ５は、前記求めた吸気弁通過空気流量mc(k)に、エンジン回転速度NEから算出される吸気行程に要する時間（吸気弁３２が開弁してから閉弁するまでの時間）Tintを乗じることにより予測吸入空気量KLfwd(k)を求める。吸気弁モデルＭ５は、このような演算を各気筒毎に所定時間の経過毎に行う。

このように、吸入空気モデルＡ２は、予測吸入空気量KLfwd(k)を所定時間の経過毎に更新するが、燃料噴射開始時期直前（BTDC９０°CA）から吸気弁閉弁時までの時間と略一致する遅延時間後の予測スロットル弁開度TAest(k-1)に基づいて予測吸入空気量KLfwd(k)を計算すること、及び同燃料噴射開始時期直前の時点での予測吸入空気量KLfwd(k)に基づいて燃料噴射量fi(k)が計算されること（上記数１を参照。）から、同吸入空気モデルＡ２は、ある気筒の吸気行程に対する吸気弁閉弁時の予測スロットル弁開度TAest(k-1)に基づいて、筒内吸入空気量（予測吸入空気量KLfwd(k)）を実質的に予測する。

即ち、吸入空気モデルＡ２は、特定の気筒の今回の吸気行程に対する吸気弁閉弁時より前の所定時点（本例においては、同気筒の今回の吸気行程に対する燃料噴射開始（BTDC７５°CA）前の所定のタイミング、具体的にはBTDC９０°CAにて同気筒の今回の吸気行程での吸気弁閉弁時の筒内吸入空気量である予測吸入空気量KLfwd(k)を、電子制御スロットル弁モデルＭ１により予測された今回の吸気行程の吸気弁閉弁時近傍の時点の予測スロットル弁開度TAest(k-1)とモデルＭ２〜Ｍ５とに基づいて算出するのである。

以上、図２に示した各モデル、及び各手段により、機関１０の吸気に係わる状態量である吸気圧力Pm、吸気温度Tm、予測吸入空気量KLfwd(k)が推定され、この予測吸入空気量KLfwd(k)に基づいて燃料噴射量fiが計算されていく。即ち、図２に示した各モデル、及び各手段（或いは、これらの一部）が状態量推定手段、及び燃料噴射量算出手段に相当する。

次に、電気制御装置７０の実際の作動について、図９〜図１３に示したフローチャートを参照しながら説明する。

（目標スロットル弁開度、及び推定スロットル弁開度の計算）
ＣＰＵ７１は、図９にフローチャートにより示したルーチンを演算周期ΔTt（ここでは、８msec）の経過毎に実行することにより、上記電子制御スロットル弁ロジックＡ１、及び電子制御スロットル弁モデルＭ１の機能を達成する。具体的に述べると、ＣＰＵ７１は所定のタイミングにてステップ９００から処理を開始し、ステップ９０５に進んで変数ｉに「０」を設定し、ステップ９１０に進んで変数ｉが遅延回数ntdlyと等しいか否かを判定する。この遅延回数ntdlyは、遅延時間TDを演算周期ΔTtで除した値である。

この時点で変数ｉは「０」であるから、ＣＰＵ７１はステップ９１０にて「Ｎｏ」と判定し、ステップ９１５に進んで暫定目標スロットル弁開度TAt(i)に暫定目標スロットル弁開度TAt(i+1)の値を格納するとともに、続くステップ９２０にて予測スロットル弁開度TAest(i)に予測スロットル弁開度TAest(i+1)の値を格納する。以上の処理により、暫定目標スロットル弁開度TAt(0)に暫定目標スロットル弁開度TAt(1)の値が格納され、予測スロットル弁開度TAest(0)に予測スロットル弁開度TAest(1)の値が格納される。

次いで、ＣＰＵ７１は、ステップ９２５にて変数ｉの値を「１」だけ増大してステップ９１０にもどる。そして変数ｉの値が今回の遅延回数ntdlyより小さければ、再びステップ９１５〜９２５を実行する。即ち、ステップ９１５〜９２５は、変数ｉの値が遅延回数ntdlyと等しくなるまで繰り返し実行される。これにより、暫定目標スロットル弁開度TAt(i+1)の値が暫定目標スロットル弁開度TAt(i)に順次シフトされ、予測スロットル弁開度TAest(i+1)の値が予測スロットル弁開度TAest(i)に順次シフトされて行く。

前述のステップ９２５が繰り返されることにより変数ｉの値が遅延回数ntdlyと等しくなると、ＣＰＵ７１はステップ９１０にて「Ｙｅｓ」と判定してステッ９３０に進み、同ステップ９３０にて現時点の実際のアクセル操作量Accpと、図３に示したテーブルとに基づいて今回の暫定目標スロットル弁開度TAaccを求め、これを暫定目標スロットル弁開度TAt(ntdly)に格納する。

次に、ＣＰＵ７１はステップ９３５に進み、同ステップ９３５にて前回の予測（推定）スロットル弁開度TAest(ntdly)と、今回の暫定目標スロットル弁開度TAaccと、上記(2)式（の右辺）に基づくステップ９３５内に記載した式とに応じて今回の予測スロットル弁開度TAest(ntdly)を算出する。そして、ステップ９４０にて目標スロットル弁開度TAtに暫定目標スロットル弁開度TAt(0)の値を設定するとともに、予測スロットル弁開度TAestに最新の予測スロットル弁開度TAest(ntdly)を格納し、ステップ９９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。

以上のように、目標スロットル弁開度TAtに関するメモリにおいては、本ルーチンが実行される毎にメモリの内容が一つずつシフトされて行き、暫定目標スロットル弁開度TAt(0)に格納された値が、電子制御スロットル弁ロジックＡ１によってスロットル弁アクチュエータ４３ａに出力される目標スロットル弁開度TAtとして設定される。即ち、今回の本ルーチンの実行により暫定目標スロットル弁開度TAt(ntdly)に格納された値は、今後において本ルーチンが遅延回数ntdlyだけ繰り返されたときにTAt(0)に格納され、目標スロットル弁開度TAtとなる。また、予測スロットル弁開度TAestに関するメモリにおいては、同メモリ内のTAest(m）に現時点から所定時間(m*ΔTt）経過後の予測スロットル弁開度TAestが格納されて行く。この場合の値mは、１〜ntdlyの整数である。

（予測吸入空気量KLfwdの計算）
ＣＰＵ７１は、所定の演算周期ΔTt（８msec）の経過毎に図１０に示した予測吸入空気量計算ルーチンを実行することで、吸入空気モデルＡ２（スロットルモデルＭ２、吸気弁モデルＭ３、吸気管モデルＭ４、及び吸気弁モデルＭ５）の機能を達成するようになっている。具体的に説明すると、所定のタイミングになったとき、ＣＰＵ７１はステップ１０００から処理を開始し、ステップ１００５に進んで上記スロットルモデルＭ２（上記(7)式に基づくステップ１００５内に示した式）によりスロットル弁通過空気流量mt(k-1)を求めるため、図１１のフローチャートに示したステップ１１００に進む。なお、スロットル弁通過空気流量mtの括弧内の変数がkではなくk-1となっているのは、このスロットル弁通過空気流量mt(k-1)が演算周期ΔTt前の各種値を用いて求められた値であることを意味していて、この変数k，k-1の意味は以下に述べる他の値についても同様である。

ステップ１１００に進んだＣＰＵ７１は、ステップ１１０５に進んで上記(8)式の係数c（＝c(k-1)）を、上記テーブルMAPCと、現時点より演算周期ΔTt前のエンジン回転速度NE、及び現時点より演算周期ΔTt前の吸気弁の開閉タイミングVTとから求める。また、同様に値d（＝d(k-1)）を、上記テーブルMAPDと、現時点より演算周期ΔTt前のエンジン回転速度NE、及び現時点より演算周期ΔTt前の吸気弁の開閉タイミングVTとから求める。

次いで、ＣＰＵ７１はステップ１１１０に進んで燃料噴射開始時期直前（BTDC９０°CA）から吸気弁閉弁時までの時間をエンジン回転速度NEから求め、この時間と略一致する遅延時間後の予測スロットル弁開度TAestをＲＡＭ７３から読み出し、それを予測スロットル弁開度TAest(k-1)とし、その予測スロットル弁開度TAest(k-1)、前回の本ルーチン実行時における後述する図１０のステップ１０４０にて求められた予測吸入空気量KLfwd(k-1)、現時点より演算周期ΔTt前のエンジン回転速度NE、及び現時点より演算周期ΔTt前の吸気弁の開閉タイミングVTと、上記テーブルMAPPMと、から吸気圧力PmTAを求める。

次いで、ＣＰＵ７１はステップ１１１５に進んで、上記(8)式に基づくステップ１１１５内に記載の式により、スロットル弁通過空気流量mtsTAを求める。なお、ステップ１１１５において用いるスロットル弁通過空気温度（大気温度）Taは吸気温センサ６２が検出する吸入空気温度THAを用い、吸気温度Tm(k-1)は、前回の本ルーチン実行時における後述する図１０のステップ１０２５にて求められた値を用いる。

次に、ＣＰＵ７１はステップ１１２０に進み、値Φ(PmTA/Pa)を上記テーブルMAPΦと上記ステップ１１１０にて求めた吸気圧力PmTAをスロットル弁上流圧力（大気圧センサ６３が検出する大気圧）Paで除した値（PmTA/Pa）とから求める。また、ＣＰＵ７１は続くステップ１１２５にて、前回の本ルーチン実行時における後述する図１０のステップ１０２５にて求められた吸気圧力Pm(k-1)をスロットル弁上流圧力Paで除した値（Pm(k-1)/Pa）と、上記テーブルMAPΦとから値Φ(Pm(k-1)/Pa)を求め、続くステップ１１３０にて上記ステップ１１１５、ステップ１１２０、及びステップ１１２５にてそれぞれ求めた値と、スロットルモデルＭ２を表すステップ１１３０内に示した式とに基づいてスロットル弁通過空気流量mt(k-1)を求めた後、ステップ１１９５を経由して図１０のステップ１０１０に進む。

ＣＰＵ７１は、ステップ１０１０にて上記吸気弁モデルＭ３を表す上記(8)式を用いて吸気弁通過空気流量mc(k-1)を求める。このとき、係数c、及び値dとして、上記ステップ１１０５にて求めた値を使用する。また、吸気圧力Pm(k-1)、及び吸気温度Tm(k-1)は、前回の本ルーチン実行時における後述するステップ１０２５にて求められた値を用い、スロットル通過空気温度Taは吸気温センサ６２が検出する吸入空気温度THAを用いる。

次いで、ＣＰＵ７１はステップ１０１５に進み、上記関数gと上記圧力差(Pa−Pm(k-1))とからg(Pa-Pm(k-1))の値を求めるともに、上記関数hと冷却水温THWとからh(THW)の値を求め、これらの値と上記(11)式に基づくステップ１０１５内に示した式とに基づいてスロットル弁下流吸気管の容積Vm(k)を求める。このとき、大気圧Paは大気圧センサ６３が検出する値を用い、冷却水温THWは水温センサ６８が検出する値を用いる。また、吸気圧力Pm(k-1)は、前回の本ルーチン実行時における後述する図１０のステップ１０２５にて求められた値を用いる。

次いで、ＣＰＵ７１はステップ１０２０に進んで、上記(17)式を用いて容積変化起因流入空気量ΔM(k)を求める。このとき、スロットル弁下流吸気管の容積Vm(k-1)は、前回の本ルーチン実行時における上記ステップ１０１５にて求められた値を用い、(Pm/Tm)(k-1)は、後述する図１０のステップ１０２５にて求められた値を用いる。

続いて、ＣＰＵ７１はステップ１０２５に進み、上記吸気管モデルＭ４を表す上記(18)式、及び(19)式と、上記ステップ１００５、ステップ１０１０、ステップ１０１５、及びステップ１０２０にてそれぞれ求めたスロットル弁通過空気流量mt(k-1)、吸気弁通過空気流量mc(k-1)、スロットル弁下流吸気管の容積Vm(k)、及び容積変化起因流入空気量ΔM(k)に基づいて、今回の吸気圧力Pm(k)と、同吸気圧力Pm(k)を今回の吸気温度Tm(k)にて除した値(Pm/Tm)(k)とを求める。なお、Δｔは吸気管モデルＭ４で使用される離散間隔を示し、計算時間をΔTt（＝８msec）、前回(k-1)の燃料噴射開始時期から吸気弁閉弁時までの時間をt₀、今回(k)の燃料噴射開始時期から吸気弁閉弁時までの時間をt₁とするとき、Δｔ＝ΔTt＋（t₁−t₀）で表される時間である。

次いで、ＣＰＵ７１はステップ１０３０に進み、同ステップ１０３０に示した上記(8)式に相当する吸気弁モデルＭ５を表す式に基づいて今回の吸気弁通過空気流量mc(k)を求める。具体的に述べると、ＣＰＵ７１はステップ１０３０に進んだとき、図１２に示したステップ１２００に進み、次のステップ１２０５にて係数c(k)をエンジン回転速度NEと吸気弁の開閉タイミングVTとMAPCとにより求め（c(k)＝MAPC(NE,VT)）、続くステップ１２１０にて値d(k)をエンジン回転速度NEと吸気弁の開閉タイミングVTとMAPDとにより求める（d(k)＝MAPD(NE,VT)）。このときのエンジン回転速度NE、及び吸気弁の開閉タイミングVTは、現時点での値を用いる。

そして、ＣＰＵ７１は、ステップ１２１５に進んで、上記図１０のステップ１０２５にて求められた今回の吸気圧力Pm(k)、及び今回の吸気温度Tm(k)、ステップ１２０５にて求められた係数c(K)、及びステップ１２１０にて求められた値d(k)を用いて、今回の吸気弁通過空気流量mc(k)を算出し、ステップ１２９５を経由して図１０のステップ１０３５に進む。

ＣＰＵ７１はステップ１０３５に進むと、現時点でのエンジン回転速度NEと、インテークカムシャフトのカムプロフィールで決定されている吸気弁開弁角とから吸気弁開弁時間（吸気弁が開弁してから閉弁するまでの時間）Tintを計算し、続くステップ１０４０にて上記今回の吸気弁通過空気流量mc(k)に吸気弁開弁時間Tintを乗じて予測吸入空気量KLfwd(k)を算出し、ステップ１０９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。以上により、予測吸入空気量KLfwd(k)が求められる。

（噴射実行ルーチン）
次に、電気制御装置７０が、実際に噴射を行うために実行するルーチンについて、同ルーチンをフローチャートにより示した図１３を参照して説明すると、ＣＰＵ７１は各気筒のクランク角度がBTDC９０°ＣＡになる毎に、各気筒毎に同図１３に示したルーチンを実行するようになっている。

従って、特定の（任意の）気筒（吸気行程を迎える気筒）のクランク角度がBTDC９０°ＣＡになると、ＣＰＵ７１はステップ１３００から処理を開始し、続くステップ１３０５にて、図１０のステップ１０４０にて求められている最新の予測吸入空気量KLfwd(k)（即ち、特定の気筒の今回の吸気行程での吸気弁閉弁時（近傍の時点）の予測吸入吸気量）を目標空燃比AbyFrefで除することにより特定の気筒の燃料噴射量fi(k)を求める。

次に、ＣＰＵ７１はステップ１３１０に進んで、前記特定の気筒のインジェクタ３９に対して前記燃料噴射量fi(k)の燃料の噴射を指示する。これにより、燃料噴射量fi(k)に応じた量の燃料が前記特定気筒のインジェクタ３９から噴射される。そして、ＣＰＵ７１はステップ１３９５にて本ルーチンを一旦終了する。

以上、説明したように、本発明による内燃機関の状態量推定装置を含んだ燃料噴射量制御装置の上記実施形態によれば、スロットル弁下流吸気管内の空気について質量保存則、及びエネルギー保存則等を適用することでスロットル弁下流吸気管内の吸気圧力Pm(k)、吸気温度Tm(k)が逐次求められる。このとき、質量保存則、及びエネルギー保存則を記述した上記(18)式、及び上記(19)式（ステップ１０２５）においてそれぞれ使用されるスロットル弁下流吸気管の容積Vm（＝Vm(k)）が、上記(11)式（Vm＝Vm0−h(THW)・(Vm0−g(Pa-Pm))を利用して逐次求められる。従って、スロットル弁下流吸気管の内外の圧力差(Pa−Pm)、及び冷却水温THW（従って、吸気管本体温度THI）に応じて発生するスロットル弁下流吸気管の容積変化が考慮されて、上記吸気圧力Pm(k)、吸気温度Tm(k)（従って、予測吸入空気量KLfwd(k)）が精度良く推定され得る。

本発明は上記実施形態に限定されることはなく、本発明の範囲内において種々の変形例を採用することができる。例えば、上記実施形態においては、スロットル弁通過空気流量を物理モデル（スロットルモデルＭ２）を用いて求めているが、スロットル弁通過空気流量をエアフローメータ等の流量計を用いて計測するように構成してもよい。

また、上記実施形態においては、吸気圧力、及び吸気温度を共に物理モデル（吸気管モデルＭ４）を用いて求めているが、吸気温度をスロットル弁下流吸気管内の空気温度を検出する温度センサを用いて検出し、吸気圧力のみを物理モデルを用いて求めるように構成してもよい。この場合、吸気圧力Pm(k)を求める際に使用される上記(19)式における吸気温度Tm(k-1)は、前回のルーチン実行時において上記温度センサにより検出された値が用いられる。

また、上記実施形態においては、スロットル弁下流吸気管の容積Vmが上記(11)式（Vm＝Vm0−h(THW)・(Vm0−g(Pa-Pm))を利用してスロットル弁下流吸気管の内外の圧力差(Pa−Pm)、及び冷却水温THWに基づいて求められるが、スロットル弁下流吸気管の内外の圧力差(Pa−Pm)にのみ基づいた式「Vm＝g(Pa-Pm)」を利用して求めるように構成してもよい。

本発明による状態量推定装置を含んだ燃料噴射量制御装置を火花点火式多気筒内燃機関に適用したシステムの概略構成図である。 スロットル弁開度を制御するとともに吸気圧力、吸気温度、予測吸入空気量、及び燃料噴射量を決定するための各種ロジック、及び各種モデルの機能ブロック図である。 図１に示したＣＰＵが参照するアクセルペダル操作量と暫定目標スロットル弁開度との関係を規定したテーブルを示したグラフである。 暫定目標スロットル弁開度、目標スロットル弁開度、及び予測スロットル弁開度の変化を示したタイムチャートである。 予測スロットル弁開度を算出する際に用いる関数を示したグラフである。 スロットル弁下流吸気管の容積を算出する際に用いる関数を示したグラフである。 スロットル弁下流吸気管の容積を算出する際に用いる関数を示したグラフである。 スロットル弁下流吸気管の容積の変化部分に対応する空気が同スロットル弁下流吸気管内に見掛け上流入（同吸気管内から見掛け上流出）することを説明するための図である。 図１に示したＣＰＵが実行する目標スロットル弁開度、及び予測スロットル弁開度を演算するためのプログラムを示したフローチャートである。 図１に示したＣＰＵが実行する予測吸入空気量を算出するためのプログラムを示したフローチャートである。 図１に示したＣＰＵが実行する（予測）スロットル弁通過空気流量を算出するためのプログラムを示したフローチャートである。 図１に示したＣＰＵが実行する（予測）吸気弁通過空気流量を算出するためのプログラムを示したフローチャートである。 図１に示したＣＰＵが実行する燃料噴射実行（燃料噴射量計算）のためのプログラムを示したフローチャートである。

符号の説明

１０…火花点火式多気筒内燃機関、２０…シリンダブロック部（エンジン本体部）、２５…燃焼室、３１…吸気ポート、３２…吸気弁、３９…インジェクタ、４１…吸気管、４３…スロットル弁、４３ａ…スロットル弁アクチュエータ、７０…電気制御装置、７１…ＣＰＵ

Claims (4)

1. 少なくとも所定の物理法則に基づいて、内燃機関のスロットル弁よりも下流のスロットル弁下流吸気管内の空気圧力を含む同内燃機関の吸気に係わる状態量を少なくとも同スロットル弁下流吸気管の容積を用いて推定する状態量推定手段を備えた内燃機関の状態量推定装置であって、
   前記スロットル弁下流吸気管の外側の空気圧力を取得する外側圧力取得手段を備え、
   前記状態量推定手段は、
   前記推定されたスロットル弁下流吸気管内の空気圧力と、前記取得されたスロットル弁下流吸気管の外側の空気圧力とに基づいて前記スロットル弁下流吸気管の容積を補正する補正手段を備えるとともに、前記補正されたスロットル弁下流吸気管の容積を用いて前記吸気に係わる状態量を推定するように構成された内燃機関の状態量推定装置。
2. 請求項１に記載の内燃機関の状態量推定装置において、
   前記補正手段は、
   前記スロットル弁下流吸気管それ自体の温度に対応するスロットル弁下流吸気管温度対応値を取得する吸気管温度対応値取得手段を備え、前記取得されたスロットル弁下流吸気管温度対応値に応じて前記スロットル弁下流吸気管の容積を補正する程度を変更するように構成された内燃機関の状態量推定装置。
3. 請求項１又は請求項２に記載の内燃機関の状態量推定装置において、
   前記状態量推定手段は、
   前記所定の物理法則として、前記スロットル弁下流吸気管内の空気に適用されるエネルギー保存則を少なくとも使用するとともに、
   前記補正手段により補正されたスロットル弁下流吸気管の容積の変化の経緯から求められる同スロットル弁下流吸気管の容積の変化分に対応する同スロットル弁下流吸気管内における空気質量を求め、前記エネルギー保存則の使用に際し前記求めた空気質量の空気のエネルギー分を考慮して、前記内燃機関の吸気に係わる状態量を推定するように構成された内燃機関の状態量推定装置。
4. 内燃機関の筒内に向けて噴射すべき燃料噴射量を算出する燃料噴射量算出手段と、
   前記算出された燃料噴射量の燃料を噴射する燃料噴射手段と、を備えた内燃機関の燃料噴射量制御装置において、
   前記燃料噴射量算出手段は、
   請求項１乃至請求項３の何れか一項に記載の内燃機関の状態量推定装置により推定された前記内燃機関の吸気に係わる状態量としての筒内吸入空気量に基づいて前記燃料噴射量を算出するように構成された内燃機関の燃料噴射量制御装置。
   

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