JP5177463B2 - 内燃機関のガス状態推定装置 - Google Patents

Description

本発明は、内燃機関に備えられたガス通路内のガス状態を推定するガス状態推定装置に関する。ガス通路としては、内燃機関のスロットル弁と吸気弁との間の吸気通路等が例示される。

従来より、内燃機関のスロットル弁と吸気弁との間の吸気通路（以下、「スロットル弁下流吸気通路」と呼ぶ。）内における空気について質量保存則、エネルギー保存則、状態方程式等の物理法則を適用することで、スロットル弁下流吸気通路内の空気の圧力及び温度（以下、「吸気圧力」、「吸気温度」と呼ぶ。）を計算により推定する手法が知られている（例えば、国際公開第０３／０３３８９７号パンフレットを参照）。
具体的には、上記文献では、下記（１）式に基づいて、吸気圧力を吸気温度で除した値（吸気圧力温度比）Ｐｍ／Ｔｍの時間的変化量ｄ（Ｐｍ／Ｔｍ）／ｄｔが推定され、下記（２）式に基づいて、吸気圧力Ｐｍの時間的変化量ｄＰｍ／ｄｔが推定される。
ｄ（Ｐｍ／Ｔｍ）／ｄｔ＝（Ｒ／Ｖｍ）・（ｍｔ−ｍｃ） …（１）
ｄＰｍ／ｄｔ＝κ・（Ｒ／Ｖｍ）・（ｍｔ・Ｔａ−ｍｃ・Ｔｍ） …（２）
上記（１）式、（２）式において、Ｐｍは吸気圧力、Ｔｍは吸気温度、Ｒは空気の気体定数、Ｖｍはスロットル弁下流吸気通路の容積、ｍｔはスロットル弁を介してスロットル弁下流吸気通路に流入する空気の質量流量（単位時間当たりの質量）、ｍｃは吸気弁を介してスロットル弁下流吸気通路から流出する空気の質量流量（単位時間当たりの質量）、κは空気の比熱比、Ｔａはスロットル弁を介してスロットル弁下流吸気通路に流入する空気の温度（大気温度）、ｔは時間である。
上記（１）式は、スロットル弁下流吸気通路内の空気について、質量保存則、及び気体の状態方程式を適用することで導出される。上記（２）式は、スロットル弁下流吸気通路内の空気について、エネルギー保存則、及び気体の状態方程式を適用することで導出される。これらの式の導出については上記文献に詳細に記載されている。
そして、上記（２）式から得られるｄＰｍ／ｄｔを時間で逐次積分していくことで吸気圧力Ｐｍが逐次推定される。また、このように逐次推定される吸気圧力Ｐｍと、上記（１）式から得られるｄ（Ｐｍ／Ｔｍ）／ｄｔを時間で逐次積分していくことで逐次推定される吸気圧力温度比Ｐｍ／Ｔｍとに基づいて吸気温度Ｔｍが逐次算出される。このように、上記文献では、上記（１）式、（２）式をそれぞれ時間で逐次積分していくことで、スロットル弁下流吸気通路内の空気の状態（吸気圧力Ｐｍ及び吸気温度Ｔｍ）が逐次推定されていく。
ところで、上記（１）式、（２）式におけるスロットル弁下流吸気通路の容積Ｖｍとしては、吸気圧力Ｐｍ及び吸気温度Ｔｍの変化に実質的に影響を与える容積（以下、特に「有効容積」と呼ぶ。）が使用される。一般に、この有効容積Ｖｍをスロットル弁下流吸気通路の幾何学的な形状のみに基づいて精度良く算出することは困難である。従って、上記（１）式、（２）式に基づいて吸気圧力Ｐｍ及び吸気温度Ｔｍを精度良く推定するためには、有効容積Ｖｍを同定するための試験（同定実験）を行う必要がある。
この同定実験では、上記（１）式、（２）式をそれぞれ時間で逐次積分していくことで得られる吸気圧力Ｐｍ及び吸気圧力温度比Ｐｍ／Ｔｍの推移が対応する実際の測定値の推移にそれぞれ近づくように、周知の統計的手法等を利用して有効容積Ｖｍが同定される。ここで、上記（１）式、（２）式には共に有効容積Ｖｍの項が存在する。従って、有効容積Ｖｍの値によって吸気圧力Ｐｍ及び吸気圧力温度比Ｐｍ／Ｔｍの推移が変動し得る。即ち、吸気圧力Ｐｍ及び吸気圧力温度比Ｐｍ／Ｔｍの両方の推移を監視しながら有効容積Ｖｍの同定を行う必要がある。加えて、上記（１）式、（２）式は共に微分項が存在するので、有効容積Ｖｍの値の変化に対する吸気圧力Ｐｍ及び吸気圧力温度比Ｐｍ／Ｔｍの変化の度合いが比較的大きくなり易い。この結果、有効容積Ｖｍの同定が比較的困難であ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、スロットル弁下流吸気通路等の内燃機関に備えられたガス通路内のガス状態を推定するガス状態推定装置であって、その推定に必要となるガス通路の容積（有効容積）の同定が比較的容易なものを提供することにある。
本発明に係るガス状態推定装置は、内燃機関に備えられたガス通路内のガスの圧力及び温度を推定する。前記ガス通路とは、ガスが流通する通路における所定区間の部分を指す。前記ガス通路としては、例えば、内燃機関のスロットル弁と吸気弁との間の吸気通路（上記スロットル弁下流吸気通路）が例示される。
この装置では、前記ガス通路内のガスの質量の時間的変化量が、ガス通路内のガスについて質量保存則を適用することで推定される。具体的には、例えば、下記（３）式に基づいて、前記ガス通路内のガス質量の時間的変化量ｄＭ／ｄｔが推定される。ここで、ｍｔは前記ガス通路に流入するガスの質量流量、ｍｃは前記ガス通路から流出するガスの質量流量、Ｍは前記ガス通路内のガスの質量、ｔは時間である。「ガスの質量流量」とは、前記ガス通路に単位時間当たりに流入（流出）するガスの質量である。
ｄＭ／ｄｔ＝ｍｔ−ｍｃ …（３）
また、この装置では、前記ガス通路内のガスの温度の時間的変化量が、前記ガス通路内のガスについてエネルギー保存則を適用することで推定される。具体的には、例えば、下記（４）式に基づいて、前記ガス通路内のガス温度の時間的変化量ｄＴｍ／ｄｔが推定される。ここで、ｍｔは前記ガス通路に流入するガスの質量流量、ｍｃは前記ガス通路から流出するガスの質量流量、Ｍは前記ガス通路内のガスの質量、Ｔａは前記ガス通路に流入するガスの温度、Ｔｍは前記ガス通路内のガスの温度、Ｃｖは前記ガス通路内のガスの定積比熱、Ｃｐは前記ガス通路内のガスの定圧比熱、ｔは時間である。
ｄＴｍ／ｄｔ＝（１／（Ｍ・Ｃｖ））・（ｍｔ・Ｃｐ・Ｔａ−ｍｃ・Ｃｐ・Ｔｍ−ｄＭ／ｄｔ・Ｃｖ・Ｔｍ） …（４）
加えて、この装置では、前記推定されたガス質量の時間的変化量を時間で逐次積分していくことでガス質量が逐次推定される。前記推定されたガス温度の時間的変化量を時間で逐次積分していくことでガス温度が逐次推定される。そして、前記ガス通路内のガスの圧力が、前記ガス通路内のガスについて適用される前記ガス通路の容積の項を含むガスの状態方程式に基づいて推定される。具体的には、例えば、下記（５）式に基づいて、前記ガス通路内のガスの圧力Ｐｍが推定される。ここで、Ｍは前記ガス通路内のガス質量の時間的変化量を時間で逐次積分して得られるガス質量、Ｔｍは前記ガス通路内のガス温度の時間的変化量を時間で逐次積分して得られるガス温度、Ｒは前記ガス通路内のガスのガス定数、Ｖｍは前記ガス通路の容積、Ｐｍは前記ガス通路内のガスの圧力である。
Ｐｍ＝（１／Ｖｍ）・Ｍ・Ｒ・Ｔｍ …（５）
以上のように、本発明に係るガス状態推定装置によれば、例えば、上記（３）式、（４）式、（５）式を利用してガス通路内のガスの圧力及び温度が推定される。ここで、上記（３）式、（４）式、（５）式のうちでガス通路の容積（有効容積）Ｖｍの項が存在するのは上記（５）式のみである。従って、ガス質量の時間的変化量ｄＭ／ｄｔ、ガス温度の時間的変化量ｄＴｍ／ｄｔ、ガス圧力Ｐｍのうちで有効容積Ｖｍの値によって変動し得るのは、ガス圧力Ｐｍのみである。即ち、ガス圧力Ｐｍのみの推移を監視しながら有効容積Ｖｍの同定を行うことができる。加えて、上記（５）式には微分項が存在しないので、微分項が存在する場合と比べて、有効容積Ｖｍの値の変化に対するガス圧力Ｐｍの変化の度合いが小さい。以上より、本発明に係るガス状態推定装置によれば、ガス通路の容積（有効容積）の同定が比較的容易となる。

図１は、本発明に係るガス状態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。
図２は、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３は、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。
図４は、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。
図５は、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。
図６は、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７は、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８は、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９は、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１０は、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。

以下、本発明に係る内燃機関のガス状態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、本発明に係る内燃機関のガス状態推定装置の実施形態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通路」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通路内の空気圧力（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（６）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 …（６）
（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（７）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）） …（７）
上記（７）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（６）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（８）式及び下記（９）式に基づいて推定するモデルである。下記（８）式及び下記（９）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通路内の空気圧力（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） …（８）

上記（９）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（９）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（８）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（８）式は下記（１０）式に書き換えられる。
ｍｔｓ＝ｋ１・Φ（Ｐｍ／Ｐａ） …（１０）
また、上記（１０）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（１１）式が得られるので、上記（１０）式及び下記（１１）式から係数ｋ１を消去して下記（１２）式を得ることができる。
ｍｔｓＴＡ＝ｋ１・Φ（ＰｍＴＡ／Ｐａ） …（１１）
ｍｔｓ＝｛ｍｔｓＴＡ／Φ（ＰｍＴＡ／Ｐａ）｝・Φ（Ｐｍ／Ｐａ） …（１２）
上記（１２）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（１３）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（１２）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（１２）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（１２）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通路内の空気温度）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（１３）式にしたがって求める。
ｍｃ＝（ＴＨＡ／Ｔｍ）・（ｃ・Ｐｍ−ｄ） …（１３）
上記（１３）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（１３）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、エネルギー保存則、及び気体の状態方程式にそれぞれ基づく下記（１４）式、（１５）式、及び（１６）式、スロットル弁通過空気流量ｍｔ、及び吸気管４１から流出する吸気弁通過空気流量ｍｃから、スロットル弁下流吸気通路内の吸気圧力Ｐｍ、及び吸気温度Ｔｍを求めるモデルである。なお、下記（１４）式、（１５）式、及び（１６）式は、上述の（３）式、（４）式、及び（５）式とそれぞれ同じである。
ｄＭ／ｄｔ＝ｍｔ−ｍｃ …（１４）
ｄＴｍ／ｄｔ＝（１／（Ｍ・Ｃｖ））・（ｍｔ・Ｃｐ・Ｔａ−ｍｃ・Ｃｐ・Ｔｍ−ｄＭ／ｄｔ・Ｃｖ・Ｔｍ） …（１５）
Ｐｍ＝（１／Ｖｍ）・Ｍ・Ｒ・Ｔｍ …（１６）
ここで、Ｖｍはスロットル弁下流吸気通路の容積であり、より正確には、吸気圧力Ｐｍ及び吸気温度Ｔｍの変化に実質的に影響を与えるスロットル弁下流吸気通路の容積（有効容積）である（本例では、一定）。上述したように、この容積Ｖｍ（一定）は、同定実験を通して決定されている。Ｍはスロットル弁下流吸気通路内の空気の質量である。Ｔａはスロットル弁通過空気温度（即ち、大気温度）であり、本例では大気温センサ６２の検出結果から取得される。Ｃｖ，Ｃｐ，Ｒはそれぞれ、空気の定積比熱、空気の定圧比熱、空気の気体定数である（本例では、共に一定）。
吸気管モデルＭ４は、上記（１４）式、及び上記（１５）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。吸気管モデルＭ４は、上記（１４）式を時間で逐次積分していくことで、スロットル弁下流吸気通路内の最新の空気質量Ｍ（＝Ｍ（ｋ））を逐次推定する。吸気管モデルＭ４は、上記（１５）式を時間で逐次積分していくことで、最新の吸気温度Ｔｍ（＝Ｔｍ（ｋ））を逐次推定する。そして、吸気管モデルＭ４は、これらの積分値Ｍ，Ｔｍを上記（１６）式に逐次代入することで、最新の吸気圧力Ｐｍ（＝Ｐｍ（ｋ））を逐次推定する。
ここで、上記吸気管モデルＭ４を記述した（１４）式及び（１５）式の導出過程について説明する。先ず、（１４）式の導出について説明する。スロットル弁下流吸気通路内の空気について質量保存則を適用すると、スロットル弁下流吸気通路内の空気の質量Ｍの時間的変化量ｄＭ／ｄｔは、スロットル弁下流吸気通路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とスロットル弁下流吸気通路から流出する空気量に相当する吸気弁通過空気流量ｍｃの差に等しいと考えることができる。従って、上記（１４）式が得られる。
次に、（１５）式の導出について説明する。スロットル弁下流吸気通路内の空気に関するエネルギー保存則について検討する。スロットル弁下流吸気通路の容積（有効容積）Ｖｍは変化しないものと仮定する。また、スロットル弁下流吸気通路内の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）ものと仮定する。
そうすると、スロットル弁下流吸気通路内の空気の内部エネルギーＭ・Ｃｖ・Ｔｍの時間的変化量は、スロットル弁下流吸気通路に流入する空気のエネルギーＣｐ・ｍｔ・Ｔａとスロットル弁下流吸気通路から流出する空気のエネルギーＣｐ・ｍｃ・Ｔｍの差に等しいと考えることができる。従って、下記（１７）が得られる。下記（１７）式をｄＴｍ／ｄｔについて整理すると、上記（１５）式が得られる。
ｄ（Ｍ・Ｃｖ・Ｔｍ）／ｄｔ＝Ｍ・Ｃｖ・ｄＴｍ／ｄｔ＋Ｃｖ・Ｔｍ・ｄＭ／ｄｔ＝Ｃｐ・ｍｔ・Ｔａ−Ｃｐ・ｍｃ・Ｔｍ …（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（１３）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（１）式を参照。）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。
次に、電気制御装置７０の実際の作動について、図６〜図１０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６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６００から処理を開始し、ステップ６０５に進んで変数ｉに「０」を設定し、ステップ６１０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６１０にて「Ｎｏ」と判定し、ステップ６１５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６２０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６２５にて変数ｉの値を「１」だけ増大してステップ６１０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６１５〜６２５を実行する。即ち、ステップ６１５〜６２５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６２５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６１０にて「Ｙｅｓ」と判定してステッ６３０に進み、同ステップ６３０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６３５に進み、同ステップ６３５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（７）式（の右辺）に基づくステップ６３５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６４０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６９５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７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７００から処理を開始し、ステップ７０５に進んで上記スロットルモデルＭ２（上記（１２）式に基づくステップ７０５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８のフローチャートに示したステップ８００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８００に進んだＣＰＵ７１は、ステップ８０５に進んで上記（１３）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８１０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７のステップ７３０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８１５に進んで、上記（１３）式に基づくステップ８１５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８１５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７のステップ７１５にて求められた値を用いる。
次に、ＣＰＵ７１はステップ８２０に進み、値Φ（ＰｍＴＡ／Ｐａ）を上記テーブルＭＡＰΦと上記ステップ８１０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８２５にて、前回の本ルーチン実行時における後述する図７のステップ７１５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８３０にて上記ステップ８１５、ステップ８２０、及びステップ８２５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８３０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８９５を経由して図７のステップ７１０に進む。
ＣＰＵ７１は、ステップ７１０にて上記吸気弁モデルＭ３を表す上記（１３）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８０５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７１５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７１５に進み、上記吸気管モデルＭ４を表す上記（１４）式、（１５）式、（１６）式をそれぞれ時間について演算周期Δｔをもって離散化したステップ７１５内に記載の式を用いて、今回の吸気圧力Ｐｍ（ｋ）と、今回の吸気温度Ｔｍ（ｋ）とを求める。Δｔは吸気管モデルＭ４で使用される離散間隔を示す。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ｔ_０、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ｔ_１とするとき、Δｔ＝ΔＴｔ＋（ｔ_１−ｔ_０）で表される。ｄＭ（ｋ）は、演算周期Δｔの間におけるスロットル弁下流吸気通路内の空気質量Ｍの今回の時間的変化量であり、ｄＴｍ（ｋ）は、演算周期Δｔの間における吸気温度Ｔｍの今回の時間的変化量である。
スロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｋ−１）、及び、吸気弁通過空気流量ｍｃ（ｋ−１）としては、今回の本ルーチン実行時におけるステップ７０５、及びステップ７１０にてそれぞれ求められた値が用いられる。空気質量Ｍ（ｋ−１）としては、前回の本ルーチン実行時におけるステップ７１５内で求められたＭ（ｋ）の値が用いられる。空気質量の時間的変化量ｄＭ（ｋ）としては、今回の本ルーチン実行時におけるステップ７１５内で求められた値が用いられる。空気質量Ｍ（ｋ）としては、今回の本ルーチン実行時におけるステップ７１５内で求められた値が用いられる。吸気温度Ｔｍ（ｋ−１）としては、前回の本ルーチン実行時におけるステップ７１５内で求められたＴｍ（ｋ）の値が用いられる。吸気温度の時間的変化量ｄＴｍ（ｋ）としては、今回の本ルーチン実行時におけるステップ７１５内で求められた値が用いられる。スロットル通過空気温度Ｔａとしては、吸気温センサ６２が検出する吸入空気温度ＴＨＡが用いられる。
具体的には、ｍｔ（ｋ−１）とｍｃ（ｋ−１）とから空気質量Ｍの今回の時間的変化量ｄＭ（ｋ）が演算され、Δｔ・ｄＭ（ｋ）が前回の空気質量Ｍ（ｋ−１）に積算されて今回の空気質量Ｍ（ｋ）が演算される。即ち、ｄＭ（ｋ）が逐次積算（積分）されてＭ（ｋ）が逐次演算されていく。同様に、ｍｔ（ｋ−１）とｍｃ（ｋ−１）とＴｍ（ｋ−１）とｄＭ（ｋ）とＭ（ｋ）とＴａとから吸気温度Ｔｍの今回の時間的変化量ｄＴｍ（ｋ）が演算され、Δｔ・ｄＴｍ（ｋ）が前回の吸気温度Ｔｍ（ｋ−１）に積算されて今回の吸気温度Ｔｍ（ｋ）が演算される。即ち、ｄＴｍ（ｋ）が逐次積算（積分）されてＴｍ（ｋ）が逐次演算されていく。そして、積算値であるＭ（ｋ）及びＴｍ（ｋ）から今回の吸気圧力Ｐｍ（ｋ）が演算される。
次いで、ＣＰＵ７１はステップ７２０に進み、同ステップ７２０に示した上記（１３）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７２０に進んだとき、図９に示したステップ９００に進み、次のステップ９０５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９１０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９１５に進んで、上記図７のステップ７１５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９０５にて求められた係数ｃ（Ｋ）、及びステップ９１０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９９５を経由して図７のステップ７２５に進む。
ＣＰＵ７１はステップ７２５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７３０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７９５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１０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１０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１０００から処理を開始し、続くステップ１００５にて、図７のステップ７３０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１０１０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１０９５にて本ルーチンを一旦終了する。
以上、説明したように、本発明によるガス通路内のガス状態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通路内の空気について質量保存則を適用することでスロットル弁下流吸気通路内の空気の質量Ｍの時間的変化量ｄＭ／ｄｔが推定される（上記（１４）式、ステップ７１５を参照）。スロットル弁下流吸気通路内の空気についてエネルギー保存則を適用することでスロットル弁下流吸気通路内の空気の温度（吸気温度）Ｔｍの時間的変化量ｄＴｍ／ｄｔが推定される（上記（１５）式、ステップ７１５を参照）。そして、時間的変化量ｄＭ／ｄｔを時間で逐次積分して得られるスロットル弁下流吸気通路内の空気質量Ｍと、時間的変化量ｄＴｍ／ｄｔを時間で逐次積分して得られる吸気温度Ｔｍと、スロットル弁下流吸気通路内の空気について適用されるスロットル弁下流吸気通路の容積（有効容積）Ｖｍの項を含む空気の状態方程式（上記（１６）式、ステップ７１５を参照）と、に基づいてスロットル弁下流吸気通路内の空気の圧力（吸気圧力）Ｐｍが推定される。
ここで、上記（１４）式、（１５）式、（１６）式のうちでスロットル弁下流吸気通路の容積（有効容積）Ｖｍの項が存在するのは上記（１６）式のみである。従って、スロットル弁下流吸気通路内の空気質量Ｍの時間的変化量ｄＭ／ｄｔ、吸気温度Ｔｍの時間的変化量ｄＴｍ／ｄｔ、吸気圧力Ｐｍのうちで有効容積Ｖｍの値によって変動し得るのは、吸気圧力Ｐｍのみである。即ち、吸気圧力Ｐｍのみの推移を監視しながら有効容積Ｖｍの同定を行うことができる。加えて、上記（１６）式には微分項が存在しないので、微分項が存在する場合と比べて、有効容積Ｖｍの値の変化に対する吸気圧力Ｐｍの変化の度合いが小さい。以上より、上記実施形態によれば、スロットル弁下流吸気通路路の容積（有効容積）Ｖｍの同定が比較的容易となる。
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、ガス状態（ガス温度、ガス圧力）を推定する対象であるガス通路としてスロットル弁下流吸気通路（＝吸気通路におけるスロットル弁４３と吸気弁３２との間の部分）が採用される例が示されているが、前記ガス通路として、排気通路における排気弁３５と触媒５３との間の部分が採用されてもよい。また、直列式の２段ターボシステムでは、前記ガス通路として、吸気通路における第１、第２コンプレッサ間の部分、或いは、排気通路における第１、第２ターボチャージャ間の部分が採用されてもよい。また、前記ガス通路として、吸気を冷却するインタークーラの内部が採用され得る。

Claims (5)

1. 内燃機関に備えられたガス通路内のガスについて適用される、前記ガス通路の容積の項を含まない質量保存則を表す式に基づいて、前記ガス通路内のガスの質量の時間的変化量を推定する第１推定手段と、
   前記ガス通路内のガスについて適用される、前記ガス通路の容積の項を含まないエネルギー保存則を表す式に基づいて、前記ガス通路内のガスの温度の時間的変化量を推定する第２推定手段と、
   前記推定されたガス質量の時間的変化量を時間で逐次積分して得られるガス質量と、前記推定されたガス温度の時間的変化量を時間で逐次積分して得られるガス温度と、前記ガス通路内のガスについて適用される前記ガス通路の容積の項を含み微分項を含まないガスの状態方程式と、に基づいて前記ガス通路内のガスの圧力を推定する第３推定手段と、
   を含む、ガス通路内のガス状態推定装置。
2. 請求項１に記載のガス通路内のガス状態推定装置において、
   前記第１推定手段は、
   mtを前記ガス通路に流入するガスの質量流量、mcを前記ガス通路から流出するガスの質量流量、Mを前記ガス通路内のガスの質量、tを時間としたとき、
   dM/dt＝mt−mc
   なる式に基づいて、前記ガス通路内のガス質量の時間的変化量dM/dtを推定するように構成されたガス通路内のガス状態推定装置。
3. 請求項１又は請求項２に記載のガス通路内のガス状態推定装置において、
   前記第２推定手段は、
   mtを前記ガス通路に流入するガスの質量流量、mcを前記ガス通路から流出するガスの質量流量、Mを前記ガス通路内のガスの質量、Taを前記ガス通路に流入するガスの温度、Tmを前記ガス通路内のガスの温度、Cvを前記ガス通路内のガスの定積比熱、Cpを前記ガス通路内のガスの定圧比熱、tを時間としたとき、
   dTm/dt＝(1/(M・Cv))・(mt・Cp・Ta−mc・Cp・Tm−dM/dt・Cv・Tm)
   なる式に基づいて、前記ガス通路内のガス温度の時間的変化量dTm/dtを推定するように構成されたガス通路内のガス状態推定装置。
4. 請求項１乃至請求項３の何れか一項に記載のガス通路内のガス状態推定装置において、
   前記第３推定手段は、
   Mを前記第１推定手段により推定された前記ガス通路内のガス質量の時間的変化量を時間で逐次積分して得られるガス質量、Tmを前記第２推定手段により推定された前記ガス通路内のガス温度の時間的変化量を時間で逐次積分して得られるガス温度、Rを前記ガス通路内のガスのガス定数、Vmを前記ガス通路の容積、Pmを前記ガス通路内のガスの圧力としたとき、
   Pm＝(1/Vm)・M・R・Tm
   なる式に基づいて、前記ガス通路内のガスの圧力Pmを推定するように構成されたガス通路内のガス状態推定装置。
5. 請求項１乃至請求項４の何れか一項に記載のガス通路内のガス状態推定装置において、
   前記ガス通路は、前記内燃機関のスロットル弁と吸気弁との間の吸気通路である、ガス通路内のガス状態推定装置。

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