JP5865942B2 - 内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置および推定方法 - Google Patents

Description

この発明は、過給機付き内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置および推定方法に関する。

従来から、内燃機関（以下、「エンジン」とも称する）の出力を向上させることを目的として、過給機付きのエンジン制御システムが知られている。ここで、過給機の例としては、排気ガスの持つエネルギーによりタービンを高速回転させることで駆動する圧縮機を、エンジンの吸気系に搭載するターボチャージャー（以下、「Ｔ／Ｃ」とも称する）が知られている。

また、他の過給機の例としては、クランク軸からベルト等を介して駆動する圧縮機を、エンジンの吸気系に搭載するスーパーチャージャー（以下、「Ｓ／Ｃ」とも称する）が知られている。また、近年では、複数のＴ／Ｃを直列または並列に接続したものや、Ｔ／ＣおよびＳ／Ｃの双方を備えたもの、さらには、圧縮機をモータで直接駆動する電動チャージャー等も知られている。

また、エンジン制御システムにおいて吸入空気量を求める方法としては、エアフローセンサ（以下、「ＡＦＳ」と称する）により検出する方法（以下、「ＡＦＳ方式」と称する）と、インテークマニホールド（以下、「インマニ」と称する）内の圧力（以下、「インマニ圧」と称する）に基づいて推定する方法、いわゆるスピードデンシティ方式（以下、「Ｓ／Ｄ方式」と称する）とが知られている。なお、上述した過給機付きのエンジン制御システムにおいても、ＡＦＳ方式およびＳ／Ｄ方式の両方が用いられている。

ここで、Ｓ／Ｄ方式による吸入空気量の推定方法は、あらかじめ適合されたインマニ圧と吸入空気量との相関関係に基づいて、インマニ圧から実際にシリンダに入る吸入空気量（以下、「シリンダ吸入空気量」と称する）を推定するので、過給機付きのエンジン制御システムにおいても、過給機なしのエンジン制御システム（以下、「Ｎ／Ａシステム」と称する）においても、ほぼ同様の方法により、シリンダ吸入空気量を推定することができる。

また、この方法では、インマニ圧の変化が、直接シリンダ吸入空気量の推定値に反映されるので、過渡運転時に良好な応答特性を得ることができる。一方、適合に用いたエンジンとの機差による誤差、適合時との環境の違いによる誤差等により、定常運転時を含むシリンダ吸入空気量の推定誤差が比較的大きくなることがあるという問題がある。

これに対して、ＡＦＳ方式による吸入空気量の検出方法では、ＡＦＳの取り付け部（以下、「ＡＦＳ部」と称する）を通過する空気流量（以下、「ＡＦＳ吸入空気量」と称する）を直接計測している。また、定常運転時のシリンダ吸入空気量は、ＡＦＳ吸入空気量とほぼ等しくなることから、定常運転時のシリンダ吸入空気量の算出誤差は、比較的小さいものと考えられる。

ここで、ＡＦＳ部からシリンダまでの距離が長く、この間の応答遅れを模擬した上でシリンダ吸入空気量を算出する必要があるので、過渡運転時のシリンダ吸入空気量の算出精度は、この応答遅れを模擬する吸気系の物理モデルの精度に依存していると考えられる。そこで、スロットルバルブを通過した空気がシリンダ内に入るまでの吸気系の応答遅れをモデル化した物理モデルが提案されている（例えば、特許文献１参照）。

特許第５３２８９６７号公報 特開２０１３−２２４５９６号公報

しかしながら、従来技術には、以下のような課題がある。
特許文献１には、Ｎ／Ａシステムにおける吸気系の物理モデルについては、詳細に説明されているものの、過給機付きのエンジン制御システムについては、何等言及されていない。

仮に、特許文献１に記載された物理モデルを例えばターボチャージャー付きのエンジン制御システムにそのまま適用したとしても、スロットル下流部の応答遅れしか模擬することができず、ＡＦＳ部から圧縮機を含むスロットル上流部については何等考慮されないので、過渡運転時の応答特性には、大きな誤差が生じるという問題がある。

この発明は、上記のような課題を解決するためになされたものであり、ＡＦＳ方式を用いてシリンダ吸入空気量を算出する過給機付きのエンジン制御システムにおいて、ＡＦＳ部からシリンダまでの応答遅れを模擬した吸気系の物理モデルにより、ＡＦＳ吸入空気量からシリンダ吸入空気量を高精度に算出することができる内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置および推定方法を得ることを目的とする。

この発明に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置は、内燃機関の吸気管の吸気口から内燃機関のシリンダに至るまでの経路が、空気の密度が互いに異なる複数の領域に区分された内燃機関において、吸気口から内燃機関に吸入される吸気口吸入空気量に基づいて、シリンダに入るシリンダ吸入空気量を算出する内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置であって、吸気口の近傍に設けられ、吸気口吸入空気量を検出する吸入空気量検出部と、複数の領域について、領域毎の密度を算出する領域毎密度算出部と、複数の領域における各吸気管容積と算出された各密度とに基づいて、全領域の平均密度を算出する全領域平均密度算出部と、全領域における空気の密度が、シリンダに最も近いインテークマニホールドにおける密度であると仮定した場合に想定される仮想インマニ容積を、全領域の平均密度と吸気管の総容積とに基づいて算出する仮想インマニ容積算出部と、インテークマニホールドからシリンダに入る空気の体積効率であるインマニ基準の体積効率と、仮想インマニ容積と、シリンダ当りの行程容積とに基づいて導出される、過給機付きのエンジン制御システムに対応した吸気系の物理モデルを用いて、吸気口吸入空気量からシリンダ吸入空気量を算出するシリンダ吸入空気量算出部と、を備えたものである。

この発明に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置によれば、シリンダ吸入空気量算出部は、インテークマニホールドからシリンダに入る空気の体積効率であるインマニ基準の体積効率と、仮想インマニ容積と、シリンダ当りの行程容積とに基づいて導出される、過給機付きのエンジン制御システムに対応した吸気系の物理モデルを用いて、吸気口吸入空気量からシリンダ吸入空気量を算出する。
そのため、ＡＦＳ方式を用いてシリンダ吸入空気量を算出する過給機付きのエンジン制御システムにおいて、ＡＦＳ部からシリンダまでの応答遅れを模擬した吸気系の物理モデルにより、ＡＦＳ吸入空気量からシリンダ吸入空気量を高精度に算出することができる。

この発明の実施の形態１に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置が適用されるターボチャージャー付きエンジン制御システムを示す構成図である。 この発明の実施の形態１に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置を示すブロック構成図である。 この発明の実施の形態１に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置が適用されるターボチャージャー付きエンジン制御システムの各領域における空気の状態変化とそれを検出するセンサ類とを示す説明図である。 この発明の実施の形態１に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置において、仮想インマニ容積を算出する処理を示す制御ブロック図である。 この発明の実施の形態１に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置において、シリンダ吸入空気量を算出する処理を示す制御ブロック図である。 この発明の実施の形態１に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置において、スロットル吸入空気量を算出する処理を示す制御ブロック図である。 この発明の実施の形態２に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置が適用されるスーパーチャージャー付きエンジン制御システムの各領域における空気の状態変化とそれを検出するセンサ類とを示す説明図である。 この発明の実施の形態２に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置において、仮想インマニ容積を算出する処理を示す制御ブロック図である。

以下、この発明に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置および推定方法の好適な実施の形態につき図面を用いて説明するが、各図において同一、または相当する部分については、同一符号を付して説明する。なお、この発明に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置および推定方法は、吸気系の上流部で検出された吸入空気量から、圧縮機、インタークーラー、スロットル等を通過した後にシリンダに入る吸入空気量を、簡単な演算により高精度に推定するものである。

実施の形態１．
図１は、この発明の実施の形態１に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置が適用されるターボチャージャー付きエンジン制御システムを示す構成図である。図１において、エンジン１のクランクシャフトには、その回転角に応じた電気信号を生成するクランク角センサ１１が設けられている。また、エンジン１のシリンダ８には、吸気路を形成する吸気管２と排気路を形成する排気管７とがそれぞれ接続されている。

吸気管２の最上流部には、取り込んだ外気を浄化するエアクリーナ３が取り付けられている。エアクリーナ３の下流側には、吸入空気流量に応じた電気信号を生成するＡＦＳ（吸入空気量検出部）１２と、吸気路内の吸入空気温度に応じた電気信号を生成する吸入空気温センサ（以下、「吸気温センサ」と称する）１３とが、互いに一体または別体に設けられている。なお、図１では、両センサ１２、１３が一体に構成された例を示している。

排気管７の最下流部には、排気ガスを浄化する排気ガス浄化触媒２２が取り付けられている。排気ガス浄化触媒２２の上流側には、燃焼した燃料と空気との割合に応じた電気信号を生成する空燃比センサ２３が設けられている。

また、吸気管２および排気管７で構成される吸排気系統には、圧縮機３１と、この圧縮機３１と一体になって回転するタービン３２とを備えた過給機であるターボチャージャー（Ｔ／Ｃ）３６が設けられている。

タービン３２は、排気管７の排気ガス浄化触媒２２の上流側に設けられていて、排気管７内を流れる排気ガスによって回転駆動されるようになっている。また、圧縮機（コンプレッサ）３１は、吸気管２のＡＦＳ１２の下流側に設けられていて、タービン３２の回転に伴って回転駆動されることで、吸気路内の空気を圧縮するようになっている。

圧縮機３１の下流側には、主にアクセルオフ時に過給圧が高くなりすぎて、圧縮された空気が逆流してタービン３２を破損しないよう、吸気管２に圧縮空気を分流させるエアバイパスバルブ（以下、「ＡＢＶ」と称する）３３が設けられている。ＡＢＶ３３の下流側には、圧縮機３１によって断熱圧縮されて高温になった空気を冷却するインタークーラー（以下、「Ｉ／Ｃ」と称する）３０が設けられている。

Ｉ／Ｃ３０の下流側には、エンジン１に送られる空気量を調整する電子制御式のスロットルバルブ４が設けられている。スロットルバルブ４には、その開度に応じた電気信号を生成するスロットルポジションセンサ１４が接続されている。また、スロットルバルブ４の上流側には、Ｉ／Ｃ３０とスロットルバルブ４との間の空気圧に応じた電気信号を生成するスロットル上流圧センサ３５が設けられている。

さらに、吸気管２のスロットルバルブ４の下流側には、吸気脈動を抑制するサージタンクを含むインテークマニホールド（インマニ）５が設けられている。インマニ５には、サージタンクからインマニ５に至る空間内の空気圧および温度に応じた電気信号をそれぞれ生成するインマニ圧センサ１５およびインマニ温センサ１６が設けられている。

また、吸気管２のインマニ５の下流側には、燃料を噴射するインジェクタ１７が設けられている。なお、インジェクタ１７は、シリンダ８内に直接燃料を噴射するように設けられてもよい。

シリンダ８の頂部には、エンジン１に吸入された空気とインジェクタ１７から噴射された燃料とが混合して生成される可燃混合気に点火する点火プラグ１８と、点火プラグ１８に火花を飛ばすための電流を供給する点火コイル１９とが設けられている。また、シリンダ８には、吸気路からシリンダ８内に導入される空気量を調節する吸気バルブ２０と、シリンダ８内からエンジン１の排気路に排出される空気量を調節する排気バルブ２１とが設けられている。

なお、吸気バルブ２０および排気バルブ２１の双方または何れかのカム軸に、バルブ開閉のタイミングを可変する可変バルブタイミング機構（以下、「ＶＶＴ」と称する）や、バルブのリフト量を可変する可変バルブリフト機構（以下、「ＶＶＬ」と称する）が設けられていてもよい。

タービン３２の上流側には、高回転高負荷で過給圧が増加してもエンジンを破損しないよう、排気バイパス通路に排気ガスを分流させるウェイストゲートバルブ３４が設けられている。ここで、ウェイストゲートバルブ３４を駆動する方式としては、ダイアフラムにかかる圧力を制御する圧力式、およびバルブ開度を直接指示する電動式のどちらを用いてもよい。

図２は、この発明の実施の形態１に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置を示すブロック構成図である。図２において、電子制御ユニット（以下、「ＥＣＵ」と称する）１００は、演算処理を実行するＣＰＵと、プログラムデータや固定値データを記憶するＲＯＭと、格納されているデータを更新して順次書き換えられるＲＡＭとを有するマイクロコンピュータを主体として構成されている。

なお、ＥＣＵ１００には、後述する領域毎密度算出部、全領域平均密度算出部、仮想インマニ容積算出部、シリンダ吸入空気量算出部が、プログラムデータとして記憶されている。

また、ＥＣＵ１００は、ＲＯＭに記憶された各種の制御プログラムを実行することで、その都度のエンジン１の運転状態に基づいて、エンジン１の各種制御を実行する。すなわち、ＥＣＵ１００には、各種センサからの検出信号が入力され、この信号に基づいて目標スロットル開度、燃料噴射量、点火時期等を算出し、各種アクチュエータを駆動するための信号を出力する。

具体的には、スロットルポジションセンサ１４、クランク角センサ１１、スロットル上流圧センサ３５、ＡＦＳ１２、吸気温センサ１３、インマニ圧センサ１５およびインマニ温センサ１６からの電気信号がＥＣＵ１００に入力される。

また、ＥＣＵ１００には、図１に図示していないアクセルポジションセンサ４０や大気圧センサ９の信号も入力される。なお、アクセルポジションセンサ４０は、運転席の足元に設置されているアクセルの操作量に応じた電気信号を生成するものである。また、大気圧センサ９は、大気圧に応じた電気信号を生成するもので、図１のエアクリーナ３の近傍に設置されている場合や、ＥＣＵ１００の基板上に設置されている場合がある。

さらに、ＥＣＵ１００には、上記のセンサ以外の他センサからも電気信号が入力される。ここで、他センサには、空燃比センサ２３や、例えばエンジン１のシリンダブロックの振動を検出するノックセンサ（図示せず）、エンジン１の冷却水温を検出する水温センサ（図示せず）、車速を検出する車速センサ（図示せず）等が含まれる。

また、ＥＣＵ１００の出力側には、スロットルバルブ４、インジェクタ１７、点火コイル１９、ウェイストゲートバルブ３４およびＡＢＶ３３が接続されている。また、ＥＣＵ１００は、上記のアクチュエータ以外の他アクチュエータにも接続されている。ここで、他アクチュエータには、例えば吸気バルブ２０や排気バルブ２１に設置されたＶＶＴを駆動するアクチュエータ（図示せず）等が含まれる。

ＥＣＵ１００は、クランク角センサ１１からのクランク角周期に基づいて算出されるエンジン回転速度Ｎｅ、およびアクセルポジションセンサ４０からのアクセル開度ＡＰに基づいて、ドライバが要求する目標出力トルクＴＲＱｔを算出する。また、ＥＣＵ１００は、この目標出力トルクＴＲＱｔを達成するために必要な目標スロットル吸入空気量Ｑｔｈｔを算出する。

さらに、ＥＣＵ１００は、この目標スロットル吸入空気量Ｑｔｈｔを達成するために必要な目標スロットル開度ＴＰｔを算出し、この目標スロットル開度ＴＰｔに基づいて、スロットルバルブ４を駆動させる。なお、この目標スロットル開度ＴＰｔを高精度に実現するために、スロットルポジションセンサ１４からのスロットル開度ＴＰを用いたフィードバック制御も実行される。

また、ＥＣＵ１００は、エンジン回転速度Ｎｅ、スロットル上流圧センサ３５からのスロットル上流圧Ｐ２、ＡＦＳ１２からのＡＦＳ吸入空気量Ｑａ、吸気温センサ１３からの吸気温Ｔａ、インマニ圧センサ１５からのインマニ圧Ｐｂ、インマニ温センサ１６からのインマニ温Ｔｂおよび大気圧センサ９からの大気圧Ｐａに基づいて、後述する吸気系の物理モデルを用いて、シリンダ８に入るシリンダ吸入空気量Ｑｃやスロットル部を通過するスロットル吸入空気量Ｑｔｈを算出する。

さらに、ＥＣＵ１００は、このシリンダ吸入空気量Ｑｃに基づいて、適切な排気ガスや排気温度となる目標空燃比を実現する燃料噴射量Ｑｆとなるよう、インジェクタ１７を駆動するとともに、ノッキング等の異常燃焼が起こらない適切な点火時期ＩＧを実現するよう、点火コイル１９を駆動する。

なお、燃料噴射量Ｑｆの演算には、目標空燃比と空燃比センサ２３の出力値とに基づくフィードバック制御も実行される。また、上述した目標スロットル吸入空気量Ｑｔｈｔを高精度に実現するために、スロットル吸入空気量Ｑｔｈを用いた目標スロットル開度ＴＰｔのフィードバック制御も実行される。

また、ＥＣＵ１００は、ＡＦＳ吸入空気量Ｑａおよびスロットル上流圧Ｐ２に基づいて、例えば特許文献２に示される圧縮機駆動力Ｐｃを算出する。また、ＥＣＵ１００は、この圧縮機駆動力Ｐｃに基づいて、吸気系圧力やエンジン出力が増大しすぎることを防止するためのウェイストゲート開度ＷＧを算出し、ウェイストゲートバルブ３４を駆動させる。また、ＥＣＵ１００は、意図しない過過給によりスロットル上流圧Ｐ２が高くなりすぎないよう、ＡＢＶ開度ＡＢを算出して、ＡＢＶ３３を駆動させる。

ＥＣＵ１００では、このようにしてエンジン制御が実行されている。ここで、エンジン１の出力トルク、空燃比、点火時期等を高精度に制御するには、エンジン１のシリンダ８に吸入されるシリンダ吸入空気量Ｑｃを高精度に算出する必要がある。そこで、以下、ＡＦＳ１２にて検出したＡＦＳ吸入空気量Ｑａから、シリンダ吸入空気量Ｑｃを高精度に算出するための吸気系の物理モデルについて詳細に説明する。

図３は、この発明の実施の形態１に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置が適用されるターボチャージャー付きエンジン制御システムの各領域における空気の状態変化とそれを検出するセンサ類とを示す説明図である。図３において、以下のように定義する（ｎ：行程数番号）。

Ｑｃｍｐ（ｎ） ：圧縮機吸入空気量［ｇ／ｓ］の１行程間の平均値
Ｑａ（ｎ） ：ＡＦＳ吸入空気量［ｇ／ｓ］の１行程間の平均値
Ｑｔｈ（ｎ） ：スロットル吸入空気量［ｇ／ｓ］の１行程間の平均値
Ｑｃ（ｎ） ：シリンダ吸入空気量［ｇ／ｓ］の１行程間の平均値
ΔＴ（ｎ） ：１行程間の時間［ｓ］
Ｖ２ｕ ：Ｉ／Ｃ上流容積（圧縮機〜Ｉ／Ｃの容積）［ｍ＾３］
Ｖ２ｄ ：Ｉ／Ｃ下流容積（Ｉ／Ｃ〜スロットルの容積）［ｍ＾３］
Ｖｂ ：インマニ容積（スロットル〜シリンダの容積）［ｍ＾３］
Ｖｃ ：１気筒当りのシリンダ行程容積［ｍ＾３］
Ｐａ（ｎ） ：大気圧［ｋＰａ］の１行程間の平均値
Ｐ２（ｎ） ：スロットル上流圧［ｋＰａ］の１行程間の平均値
Ｐｂ（ｎ） ：インマニ圧［ｋＰａ］の１行程間の平均値
Ｔａ（ｎ） ：吸気温［Ｋ］の１行程間の平均値
Ｔ２ｕ（ｎ） ：Ｉ／Ｃ上流温［Ｋ］の１行程間の平均値
Ｔ２ｄ（ｎ） ：Ｉ／Ｃ下流温［Ｋ］の１行程間の平均値
Ｔｂ（ｎ） ：インマニ温［Ｋ］の１行程間の平均値
ρａ（ｎ） ：大気密度［ｇ／ｍ＾３］の１行程間の平均値
ρ２ｕ（ｎ） ：Ｉ／Ｃ上流密度［ｇ／ｍ＾３］の１行程間の平均値
ρ２ｄ（ｎ） ：Ｉ／Ｃ下流密度［ｇ／ｍ＾３］の１行程間の平均値
ρｂ（ｎ） ：インマニ密度［ｇ／ｍ＾３］の１行程間の平均値

次に、図３の各領域における空気の状態変化について説明する。まず、圧縮機３１の上流側（領域ａ）は、大気に解放されており、基本的には、大気圧Ｐａ（センサ計測値）および吸気温Ｔａ（センサ計測値）となっている。なお、厳密には、エアクリーナ３による圧力損失等も考えられるが、ここでは無視している。

続いて、圧縮機３１では、可逆断熱変化により空気が圧縮されるので、圧縮機３１の下流側（領域ｂ）では、圧力および温度が上昇し、密度も上昇する。次に、Ｉ／Ｃ３０を通過するが、ここでの圧力損失を無視すると、Ｉ／Ｃ３０の下流側（領域ｃ）では、温度のみが低下して密度が上昇する。

このように考えると、Ｉ／Ｃ３０を通過する際の状態変化は等圧変化となるので、領域ｂおよび領域ｃの圧力は、スロットル上流圧Ｐ２（センサ計測値）で共通となり、温度は、領域ｂがＩ／Ｃ上流温Ｔ２ｕ、領域ｃがＩ／Ｃ下流温Ｔ２ｄとなる。

次に、スロットルバルブ４を通過するが、ここでは、絞られた後に膨張してインマニ５に溜まるので、スロットル前後の状態変化としては等温変化となり、圧力のみが低下して密度も低下する。ただし、エンジン１側からの受熱もあるので、温度は僅かに上昇する。その結果、領域ｄの圧力は、インマニ圧Ｐｂ（センサ計測値）となり、温度は、インマニ温Ｔｂ（センサ計測値）となる。

続いて、以上の状態変化に基づいて、各領域の密度を算出する方法（領域毎密度算出部）について説明する。まず、領域ａの大気圧Ｐａおよび吸気温Ｔａは、何れもセンサ計測値なので、（１）式に示す状態方程式に基づいて、領域ａの密度ρａを算出することができる。（１）式において、Ｒはガス定数である。

次に、領域ｂの密度ρ２ｕを算出する。領域ｂの温度であるＩ／Ｃ上流温Ｔ２ｕは、計測していないので、まずはこれを算出する。このとき、圧縮機３１の前後は、可逆断熱変化と考えることができるので、等エントロピー変化の（２）式が成立する。よって、この（２）式により、Ｉ／Ｃ上流温Ｔ２ｕを算出することができる。ただし、圧縮機３１の断熱効率ηａｄが低く、可逆断熱変化と考えるのが困難な場合には、断熱効率ηａｄを考慮した括弧内の演算式を用いてもよい。（２）式において、κは比熱比である。

ここで、Ｉ／Ｃ上流温Ｔ２ｕが求まれば、（３）式に示す状態方程式に基づいて、Ｉ／Ｃ上流密度ρ２ｕを算出することができる。

続いて、領域ｃの密度ρ２ｄの算出方法であるが、領域ｃの温度であるＩ／Ｃ下流温Ｔ２ｄは、計測していないので、状態方程式による算出はできない。また、上述したように、Ｉ／Ｃ３０を通過するので温度は低下するが、この温度低下量は、Ｉ／Ｃ３０の冷却能力や冷却のための外気量による影響が大きく、単純に見積もることは難しい。

そこで、スロットルバルブ４の前後は、等温変化であるが、僅かな温度変化を伴うことに着目し、センサ計測値であるインマニ温Ｔｂを用いて、例えば（４）式に基づいて、Ｉ／Ｃ下流温Ｔ２ｄを近似することができる。なお、暫定的には、Ｋａ＝１．０、Ｋｂ＝０．０としておいてもよいが、計測結果より近似係数を求めることで、より精度を向上させることができる。

ここで、Ｉ／Ｃ下流温Ｔ２ｄが求まれば、（５）式に示す状態方程式に基づいて、領域ｃの密度ρ２ｄを算出することができる。

次に、領域ｄにおけるインマニ５の密度ρｂは、センサ計測値であるインマニ圧Ｐｂおよびインマニ温Ｔｂを用いて、（６）式に示す状態方程式に基づいて算出することができる。

以上の方法を用いれば、領域ａ〜ｄの密度を算出することができる。

続いて、ＡＦＳ吸入空気量Ｑａに基づいて、シリンダ吸入空気量Ｑｃを算出する方法（全領域平均密度算出部、仮想インマニ容積算出部、シリンダ吸入空気量算出部）について説明する。圧縮機３１の下流から吸気バルブ２０の上流までで示される領域、すなわち領域ｂ、領域ｃ、領域ｄを合わせた領域ｂｃｄ（総容積Ｖａｌｌ［ｍ＾３］、平均密度ρａｖｅ［ｇ／ｍ＾３］とする）において、新気に関して質量保存則を適用すると、（７）式が成立する。なお、圧縮機吸入空気量Ｑｃｍｐは、ＡＦＳ吸入空気量Ｑａと等しいものとしている。

ここで、総容積Ｖａｌｌおよび平均密度ρａｖｅは、それぞれ（８）式、（９）式によって定義される。

次に、シリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）は、インマニ５からシリンダ８に入る空気の体積効率であるインマニ基準の体積効率をＫｖ（ｎ）とすると、（１０）式に基づいて算出することができる。なお、Ｓ／Ｄ方式によりシリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）を算出する場合には、（１０）式が用いられる。

このとき、領域ｂｃｄにおいて、総容積Ｖａｌｌおよび平均密度ρａｖｅであることから、この領域には、質量ρａｖｅ×Ｖａｌｌの空気が存在している。そこで、この領域ｂｃｄに存在している空気の密度が仮にインマニ密度ρｂであるとすると、同じ質量の空気が占める容積（以下、「仮想インマニ容積」と称する）Ｖｂ’との関係は、（１１）式で表される。

ここで、この（１１）式を、上記（７）式に代入すると、（１２）式が得られる、

以下、領域ｂｃｄの密度をインマニ密度ρｂとし、容積を仮想インマニ容積Ｖｂ’として説明を進める。なお、この（１２）式に、上記（１０）式を代入してインマニ密度ρｂを消去すると、（１３）式が得られる。

また、この（１３）式を、Ｑｃ（ｎ）・ΔＴ（ｎ）について解いていくと、（１４）式が得られる。

さらに、この（１４）式の両辺に、Ｖｂ’（ｎ）／（Ｋｖ（ｎ）・Ｖｃ）を掛けてさらに整理すると、（１５）式が得られる。

ここで、（１６）式のように定義した中間変数を、この（１５）式に代入すると、（１７）式が得られる。この（１７）式を用いることにより、ＡＦＳ吸入空気量Ｑａに基づいて、シリンダ吸入空気量Ｑｃを算出することができる。

以上のようにして導出された（１７）式を、エンジン１の回転と同期した、例えばクランクシャフトの所定のクランク角毎に実行される割り込み処理において演算することで、デジタルローパスフィルタの演算式となる。すなわち、エンジン１の吸気系は、１次遅れ要素であると言える。

なお、この（１７）式を用いるには、インマニ基準の体積効率Ｋｖ（ｎ）が必要となるが、このＫｖは、上記（１０）式を用いてあらかじめ適合しておく必要がある。ここで、このＫｖは、インマニ基準の体積効率が変化する機構（例えば、ＶＶＴやＶＶＬ）がなければ、適合工数やマップ数が少なくて済むが、吸排気ＶＶＴを用いた場合等には、適合工数やマップ数が膨大になってしまう。

そこで、ＡＦＳ吸入空気量Ｑａやインマニ密度ρｂを用いて、リアルタイムにＫｖを算出する方法を以下に示す。すなわち、上記（１２）式に、上記（１０）式を代入し、シリンダ吸入空気量Ｑｃを消去してＫｖについて解くと、（１８）式が得られる。

このようにすることで、リアルタイムにインマニ基準の体積効率Ｋｖを算出することができる（以下、「リアルタイムＫｖ」と称する）。なお、この（１８）式で算出したリアルタイムＫｖは、センサ出力値を平均化した際に生じる位相差や微小な計測ノイズによるノイズが混入している場合がある。そのため、（１８）式に用いられるセンサ出力値や、（１８）式で算出したリアルタイムＫｖに対してフィルタ処理を行うことにより、ノイズ成分を減衰させ、ノイズ成分を減衰したフィルタ後のＫｖを用いて、上記（１７）式の演算を行うことが有効である。

ここで、このノイズ成分を減衰させるためのフィルタ処理としては、例えばローパスフィルタ処理や、過去数行程間の値に対して単純な移動平均値を算出する処理、加重移動平均値（過去数行程間の個々のデータに対して異なる重みをつけた平均値）を算出する処理を用いることができる。

次に、上述した目標スロットル吸入空気量Ｑｔｈｔを高精度に実現するために実行される目標スロットル開度ＴＰｔのフィードバック制御について、このフィードバック制御に必要となるスロットル吸入空気量Ｑｔｈを算出する方法について説明する。

まず、ターボチャージャー付きのエンジン制御システムの場合、定常運転時のスロットル吸入空気量Ｑｔｈは、ＡＦＳ吸入空気量Ｑａともシリンダ吸入空気量Ｑｃとも等しいと考えられる。しかしながら、過渡運転時には、応答遅れが生じるので、スロットル吸入空気量Ｑｔｈは、ＡＦＳ吸入空気量Ｑａともシリンダ吸入空気量Ｑｃとも等しいと考えることはできない。

そこで、図３の領域ｄにおいて、改めて新気に関して（１９）式のように質量保存則を適用し、スロットル吸入空気量Ｑｔｈを導出する。

次に、この（１９）式に、上記（１０）式を代入してインマニ密度ρｂを消去すると、（２０）式が得られる。

また、（２１）式のように定義した中間変数を用いてこの（２０）式を整理すると、（２２）式が得られる。

続いて、この（２２）式を変形すると、（２３）式が得られる。この（２３）式を用いることにより、上記（１７）式で算出したシリンダ吸入空気量Ｑｃや、上記（１８）式で算出したリアルタイムＫｖに基づいて、スロットル吸入空気量Ｑｔｈを算出することができる。

以上のような吸気系の物理モデルを考えることで、ＡＦＳ吸入空気量Ｑａに基づいて、シリンダ吸入空気量Ｑｃやスロットル吸入空気量Ｑｔｈを算出することができる。

次に、ＥＣＵ１００内でこの吸気系の物理モデルに基づいて、実際に実行される演算内容について、図４〜図６を用いて具体的に説明する。図４は、この発明の実施の形態１に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置において、仮想インマニ容積Ｖｂ’を算出する処理を示す制御ブロック図であり、図５は、シリンダ吸入空気量Ｑｃを算出する処理を示す制御ブロック図であり、図６は、スロットル吸入空気量Ｑｔｈを算出する処理を示す制御ブロック図である。

まず、図４に示した仮想インマニ容積Ｖｂ’を算出する方法について説明する。この演算処理は、エンジン１の回転と同期したクランクシャフトの所定のクランク角（例えば、ＢＴＤＣ５ｄｅｇＣＡ）毎に実行される割り込み処理（以下、「Ｂ０５割込処理」と称する）内において実行される。

また、以下の演算には、センサにより検出した値の１行程間の平均値を用いるものがある。これは、センサ出力値を所定間隔（例えば、１ｍｓまたは１０ｄｅｇＣＡ）毎に検出しておき、前回のＢ０５割込処理開始時から今回のＢ０５割込処理開始時までの間における全センサ検出値の平均値を算出するようにしておけば得ることができる。

図４において、ブロックＢ４０１では、上記（１）式に基づいて、大気圧Ｐａ（ｎ）および吸気温Ｔａ（ｎ）から、大気密度ρａ（ｎ）を算出する。また、ブロックＢ４０２では、上記（６）式に基づいて、インマニ圧Ｐｂ（ｎ）およびインマニ温Ｔｂ（ｎ）から、インマニ密度ρｂ（ｎ）を算出する。

次に、ブロックＢ４０３では、上記（４）式に基づいて、インマニ温Ｔｂ（ｎ）から、Ｉ／Ｃ下流温Ｔ２ｄ（ｎ）を算出する。なお、上記（４）式に用いる係数は、暫定的には、Ｋａ＝１．０、Ｋｂ＝０．０としておいてもよいが、計測結果より近似係数を求めることで、より精度を向上させることができる。

続いて、ブロックＢ４０４では、上記（５）式に基づいて、先に算出したＩ／Ｃ下流温Ｔ２ｄ（ｎ）、およびスロットル上流圧Ｐ２（ｎ）から、Ｉ／Ｃ下流密度ρ２ｄ（ｎ）を算出する。また、ブロックＢ４０５では、上記（２）式および上記（３）式に基づいて、スロットル上流圧Ｐ２（ｎ）、大気圧Ｐａ（ｎ）、および吸気温Ｔａ（ｎ）から、Ｉ／Ｃ上流密度ρ２ｕ（ｎ）を算出する。ここでは、可逆断熱変化を考えた場合の式を示したが、圧縮機３１の断熱効率ηａｄを考慮した場合の式を用いてもよい。

ここで、上記（２）式の計算には、指数関数の演算が必要になるが、高精度な計算をすると演算負荷が大きくなるので、あらかじめ机上で計算しておいた値をテーブル値として記憶しておき、使用時の運転状態に応じた値を検索して用いるようにしてもよい。

次に、ブロックＢ４０６では、上記（８）式および上記（９）式に基づいて、先に算出したＩ／Ｃ上流密度ρ２ｕ（ｎ）、Ｉ／Ｃ下流密度ρ２ｄ（ｎ）、およびインマニ密度ρｂ（ｎ）から、平均密度ρａｖｅ（ｎ）を算出する。

また、ブロックＢ４０７では、上記（１１）式に基づいて、先に算出した平均密度ρａｖｅ（ｎ）およびインマニ密度ρｂ（ｎ）から、仮想インマニ容積Ｖｂ’（ｎ）を算出する。以上の順に演算を行うことで、既存のセンサ検出値から、仮想インマニ容積Ｖｂ’（ｎ）を求めることができる。

次に、図５に示したシリンダ吸入空気量Ｑｃを算出する方法について説明する。なお、演算タイミングは、Ｂ０５割込処理内の仮想インマニ容積Ｖｂ’（ｎ）算出後であり、１行程間の時間ΔＴ（ｎ）は、前回のＢ０５割込処理開始時刻と今回のＢ０５割込処理開始時刻との差から算出される。また、（ｎ−１）は、前回のＢ０５割込処理にて算出された値を意味する。

図５において、ブロックＢ５０１では、上記（１８）式に基づいて、インマニ密度ρｂ（ｎ）、ρｂ（ｎ−１）、仮想インマニ容積Ｖｂ’（ｎ）、Ｖｂ’（ｎ−１）およびＡＦＳ吸入空気量Ｑａ（ｎ）から、リアルタイムＫｖを算出する。また、ブロックＢ５０２では、ノイズ成分を減衰させるためのフィルタ処理を行う。

ここで、このノイズ成分を減衰させるためのフィルタ処理としては、例えばローパスフィルタ処理や、過去数行程間の値に対して単純な移動平均値を算出する処理、加重移動平均値（過去数行程間の個々のデータに対して異なる重みをつけた平均値）を算出する処理を用いることができる。このようにして、フィルタ処理後のリアルタイムＫｖを算出することができる。

次に、ブロックＢ５０３では、上記（１６）式に基づいて、先に算出したリアルタイムＫｖ、および仮想インマニ容積Ｖｂ’（ｎ）から、中間変数を算出する。なお、ここでは、リアルタイムＫｖを用いるとしているが、リアルタイムＫｖに限定されず、上記（１０）式を用いてあらかじめ適合しておいたＫｖ値をマップとして記憶しておき、使用時の運転状態に応じたマップ値を検索して算出するマップＫｖを用いてもよい。

続いて、ブロックＢ５０４では、上記（１７）式に基づいて、先に算出した中間変数、ＡＦＳ吸入空気量Ｑａ（ｎ）、および前回シリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ−１）から、シリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）を算出する。このようにすることで、吸気系の物理モデルに基づいて、ＡＦＳ吸入空気量Ｑａから、シリンダ吸入空気量Ｑｃを算出することができる。

次に、図６に示したスロットル吸入空気量Ｑｔｈを算出する方法について説明する。なお、演算タイミングは、Ｂ０５割込処理内のシリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）算出後である。

図６において、ブロックＢ６０１では、上記（２１）式に基づいて、リアルタイムＫｖまたはマップＫｖから、中間変数を算出する。続いて、ブロックＢ６０２では、上記（２３）式に基づいて、先に算出した中間変数、およびシリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）、Ｑｃ（ｎ−１）から、スロットル吸入空気量Ｑｔｈを算出する。

以上のように、図４〜図６で示した順序で演算を行えば、吸気系の物理モデルをＥＣＵ１００内に実装して、エンジン制御システム内で用いることが可能となり、このようにして算出したシリンダ吸入空気量Ｑｃやスロットル吸入空気量Ｑｔｈを用いることで、ターボチャージャー付きのエンジン制御システムにおいて、出力トルク、空燃比、点火時期等を高精度に制御することができるようになる。

なお、ターボチャージャーに限定されず、スーパーチャージャーや電動チャージャー付きのエンジン制御システムにおいても、図３に示した吸気系の構成（上流から、圧縮機３１、Ｉ／Ｃ３０、スロットルバルブ４の順）であれば、全く同様の方法でシリンダ吸入空気量Ｑｃやスロットル吸入空気量Ｑｔｈを算出することができる。

以上のように、実施の形態１によれば、この内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置は、内燃機関の吸気管の吸気口から内燃機関のシリンダに至るまでの経路が、空気の密度が互いに異なる複数の領域に区分された内燃機関において、吸気口から内燃機関に吸入される吸気口吸入空気量に基づいて、シリンダに入るシリンダ吸入空気量を算出するものであって、吸気口の近傍に設けられ、吸気口吸入空気量を検出する吸入空気量検出部と、複数の領域について、領域毎の密度を算出する領域毎密度算出部と、複数の領域における各吸気管容積と算出された各密度とに基づいて、全領域に存在する空気の質量と全領域の平均密度とを算出する全領域平均密度算出部と、全領域における空気の密度が、シリンダに最も近いインテークマニホールドにおける密度であると仮定した場合に想定される仮想インマニ容積を、全領域に存在する空気の質量と吸気管の総容積とに基づいて算出する仮想インマニ容積算出部と、インテークマニホールドからシリンダに入る空気の体積効率であるインマニ基準の体積効率と、仮想インマニ容積と、シリンダ当りの行程容積とに基づいて導出される、過給機付きのエンジン制御システムに対応した吸気系の物理モデルを用いて、吸気口吸入空気量からシリンダ吸入空気量を算出するシリンダ吸入空気量算出部と、を備えたものである。
すなわち、吸入空気量検出部からシリンダまでの密度が互いに異なる複数の領域の総空気量から、全領域の密度がインマニ密度であると仮定したときの仮想インマニ容積を算出し、インマニ基準の体積効率と、仮想インマニ容積と、シリンダ当りの行程容積とに基づいて、吸気系の応答遅れを物理モデル化している。
そのため、ＡＦＳ方式を用いてシリンダ吸入空気量を算出する過給機付きのエンジン制御システムにおいて、ＡＦＳ部からシリンダまでの応答遅れを模擬した吸気系の物理モデルにより、ＡＦＳ吸入空気量からシリンダ吸入空気量を高精度に算出することができる。

実施の形態２．
上記実施の形態１では、ターボチャージャー付きのエンジン制御システムを例に挙げて、吸気系の物理モデルおよびそのＥＣＵへの実装方法について説明した。また、上述したように、図３に示した吸気系の構成（上流から、圧縮機３１、Ｉ／Ｃ３０、スロットルバルブ４の順）であれば、この物理モデルをスーパーチャージャーや電動チャージャー付きのエンジン制御システムにも適用することができる。

ここで、スーパーチャージャー付きのエンジン制御システムにおいては、吸気系の構成が図３とは異なる場合がある。すなわち、上流から、スロットルバルブ、スーパーチャージャー（以下、Ｓ／Ｃ）、Ｉ／Ｃの順に構成されているものも一般的である。そこで、この発明の実施の形態２では、吸気系の構成が、上流から、スロットルバルブ、Ｓ／Ｃ、Ｉ／Ｃの順となっているスーパーチャージャー付きのエンジン制御システムに、この物理モデルを適用する場合について説明する。

なお、基本的なエンジン制御に係る説明については、上記実施の形態１と同様なので、以下では、この発明の吸気系の物理モデルを、スーパーチャージャー付きのエンジン制御システムに適用する場合に必要な図のみを参照して説明する。

図７は、この発明の実施の形態２に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置が適用されるスーパーチャージャー付きエンジン制御システムの各領域における空気の状態変化とそれを検出するセンサ類とを示す説明図である。

以下、図７と図３との主な共通点および相違点について説明する。まず、吸気系の最上流部にＡＦＳ１２および吸気温センサ１３が取り付けられている点、並びに最下流部のインマニ５にインマニ圧センサ１５およびインマニ温センサ１６が取り付けられている点が共通している。そこで、これらの領域は、図３と同様に、それぞれ領域ａ、領域ｄとする。

次に、ＡＦＳ１２の下流にスロットルバルブ４が設けられ、続いてＳ／ＣおよびＩ／Ｃ３０がこの順で設けられている点が相違している。そこで、スロットルバルブ４とＳ／Ｃとの間を領域ｅとし、Ｓ／ＣとＩ／Ｃ３０との間を領域ｆとする。また、領域ｅに圧力センサおよび温度センサが設けられている点も相違している。

なお、ターボチャージャー付きのエンジン制御システムでは、ウェイストゲートバルブ３４およびＡＢＶ３３により過給圧を制御していたが、スーパーチャージャー付きのエンジン制御システムでは、クランク軸とＳ／Ｃとの接続状態を制御する電磁クラッチや、図７の領域ｅと領域ｆとを連通するＡＢＶにより過給圧を制御する。

また、ターボチャージャー付きのエンジン制御システムと同様に、特許文献２に示される圧縮機駆動力Ｐｃを算出し、この圧縮機駆動力Ｐｃに基づいて、吸気系圧力やエンジン出力が増大しすぎることを防止するよう、電磁クラッチやＡＢＶを制御することができる。以上のことを踏まえ、図７において、以下のように定義する（ｎ：行程数番号）。

Ｑａ（ｎ） ：ＡＦＳ吸入空気量［ｇ／ｓ］の１行程間の平均値
Ｑｔｈ（ｎ） ：スロットル吸入空気量［ｇ／ｓ］の１行程間の平均値
Ｑｃ（ｎ） ：シリンダ吸入空気量［ｇ／ｓ］の１行程間の平均値
ΔＴ（ｎ） ：１行程間の時間［ｓ］
Ｖｂ１ ：Ｓ／Ｃ上流容積（スロットル〜Ｓ／Ｃの容積）［ｍ＾３］
Ｖｂ２ ：Ｉ／Ｃ上流容積（Ｓ／Ｃ〜Ｉ／Ｃの容積）［ｍ＾３］
Ｖｂ ：インマニ容積（Ｉ／Ｃ〜シリンダの容積）［ｍ＾３］
Ｖｃ ：１気筒当りのシリンダ行程容積［ｍ＾３］
Ｐａ（ｎ） ：大気圧［ｋＰａ］の１行程間の平均値
Ｐｂ１（ｎ） ：Ｓ／Ｃ上流圧［ｋＰａ］の１行程間の平均値
Ｐｂ（ｎ） ：インマニ圧［ｋＰａ］の１行程間の平均値
Ｔａ（ｎ） ：吸気温［Ｋ］の１行程間の平均値
Ｔｂ１（ｎ） ：Ｓ／Ｃ上流温［Ｋ］の１行程間の平均値
Ｔｂ２（ｎ） ：Ｉ／Ｃ上流温［Ｋ］の１行程間の平均値
Ｔｂ（ｎ） ：インマニ温［Ｋ］の１行程間の平均値
ρａ（ｎ） ：大気密度［ｇ／ｍ＾３］の１行程間の平均値
ρｂ１（ｎ） ：Ｓ／Ｃ上流密度［ｇ／ｍ＾３］の１行程間の平均値
ρｂ２（ｎ） ：Ｉ／Ｃ上流密度［ｇ／ｍ＾３］の１行程間の平均値
ρｂ（ｎ） ：インマニ密度［ｇ／ｍ＾３］の１行程間の平均値

次に、図７の各領域における空気の状態変化について説明する。まず、スロットルバルブ４の上流側（領域ａ）は、大気に解放されており、基本的には、大気圧Ｐａ（センサ計測値）および吸気温Ｔａ（センサ計測値）となっている。なお、厳密には、エアクリーナ３による圧力損失等も考えられるが、ここでは無視している。

続いて、スロットルバルブ４を通過するが、ここでは、絞られた後に膨張して領域ｅに溜まるので、スロットル前後の状態変化としては等温変化となり、圧力のみが低下して密度も低下する。ただし、エンジン１側からの受熱もあるので、温度は僅かに上昇する。その結果、領域ｅの圧力は、Ｓ／Ｃ上流圧Ｐｂ１（センサ計測値）となり、温度は、Ｓ／Ｃ上流温Ｔｂ１（センサ計測値）となる。

次に、Ｓ／Ｃでは、可逆断熱変化により空気が圧縮されるので、Ｓ／Ｃの下流側（領域ｆ）では、圧力および温度が上昇し、密度も上昇する。続いて、Ｉ／Ｃ３０を通過するが、ここでの圧力損失を無視すると、Ｉ／Ｃ３０の下流側（領域ｄ）では、温度のみが低下して密度が上昇する。

このように考えると、Ｉ／Ｃ３０を通過する際の状態変化は等圧変化となるので、領域ｆおよび領域ｄの圧力は、インマニ圧Ｐｂ（センサ計測値）で共通となり、温度は、領域ｆがＩ／Ｃ上流温Ｔｂ２、領域ｄがインマニ温Ｔｂ（センサ計測値）となる。

次に、以上の状態変化に基づいて、各領域の密度を算出する方法（領域毎密度算出部）について説明する。まず、領域ａの大気圧Ｐａおよび吸気温Ｔａは、何れもセンサ計測値なので、上記実施の形態１で示した（１）式に示す状態方程式に基づいて、領域ａの密度ρａを算出することができる。なお、以下においても、上記実施の形態１で示した式を用いる場合は、式番号のみを引用する。

続いて、領域ｅのＳ／Ｃ上流圧Ｐｂ１およびＳ／Ｃ上流温Ｔｂ１は、何れもセンサ計測値なので、上記（１）式に示す状態方程式と同様の（２４）式に基づいて、領域ｅの密度ρｂ１を算出することができる。

次に、領域ｆの密度ρｂ２を算出する。領域ｆの温度であるＩ／Ｃ上流温Ｔｂ２は、計測していないので、まずはこれを算出する。このとき、Ｓ／Ｃの前後は、可逆断熱変化と考えることができるので、等エントロピー変化の（２５）式が成立する。よって、この（２５）式により、Ｉ／Ｃ上流温Ｔｂ２を算出することができる。ただし、Ｓ／Ｃの断熱効率ηａｄが低く、可逆断熱変化と考えるのが困難な場合には、断熱効率ηａｄを考慮した括弧内の演算式を用いてもよい。（２５）式において、κは比熱比である。

ここで、Ｉ／Ｃ上流温Ｔｂ２が求まれば、（２６）式に示す状態方程式に基づいて、Ｉ／Ｃ上流密度ρｂ２を算出することができる。

続いて、領域ｄにおけるインマニ５の密度ρｂは、センサ計測値であるインマニ圧Ｐｂおよびインマニ温Ｔｂを用いて、上記（６）式に示す状態方程式に基づいて算出することができる。以上の方法を用いれば、領域ａ、ｅ、ｆ、ｄの密度を算出することができる。

次に、ＡＦＳ吸入空気量Ｑａに基づいて、シリンダ吸入空気量Ｑｃを算出する方法（全領域平均密度算出部、仮想インマニ容積算出部、シリンダ吸入空気量算出部）について説明する。スロットルバルブ４の下流から吸気バルブ２０の上流までで示される領域、すなわち領域ｅ、領域ｆ、領域ｄを合わせた領域ｅｆｄ（総容積Ｖａｌｌ［ｍ＾３］、平均密度ρａｖｅ［ｇ／ｍ＾３］とする）において、新気に関して質量保存則を適用すると、上記（７）式が成立する。なお、スロットル吸入空気量Ｑｔｈは、ＡＦＳ吸入空気量Ｑａと等しいものとしている。

ここで、総容積Ｖａｌｌおよび平均密度ρａｖｅは、それぞれ（２７）式、（２８）式によって定義される。

次に、シリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）は、インマニ基準の体積効率をＫｖ（ｎ）とすると、上記（１０）式に基づいて算出することができる。なお、Ｓ／Ｄ方式によりシリンダ吸入空気量Ｑｃ（ｎ）を算出する場合には、上記（１０）式が用いられる。

このとき、領域ｅｆｄにおいて、総容積Ｖａｌｌおよび平均密度ρａｖｅであることから、この領域には、質量ρａｖｅ×Ｖａｌｌの空気が存在している。そこで、この領域ｅｆｄに存在している空気の密度が仮にインマニ密度ρｂであるとすると、同じ質量の空気が占める容積（仮想インマニ容積）Ｖｂ’との関係は、上記（１１）式で表される。

ここで、上記（１１）式を、上記（７）式に代入すると、上記（１２）式が得られる。以下、領域ｅｆｄの密度をインマニ密度ρｂとし、容積を仮想インマニ容積Ｖｂ’として説明を進める。なお、上記（１２）式に、上記（１０）式を代入してインマニ密度ρｂを消去すると、上記（１３）式が得られる。

また、上記（１３）式を整理したのが、上記（１６）式および上記（１７）式なので、結局は、上記実施の形態１と同じ（１６）式、（１７）式を用いることにより、ＡＦＳ吸入空気量Ｑａに基づいて、シリンダ吸入空気量Ｑｃを算出することができる。

なお、この（１７）式を用いるには、インマニ基準の体積効率Ｋｖ（ｎ）が必要となるが、このＫｖも、上記実施の形態１と同様に、上記（１２）式に、上記（１０）式を代入し、シリンダ吸入空気量Ｑｃを消去してＫｖについて解いた上記（１８）式により算出することができる。

このように、仮想インマニ容積Ｖｂ’を算出すれば、以降のシリンダ吸入空気量ＱｃやリアルタイムＫｖの演算は、上記実施の形態１と全く同じである。なお、この発明の実施の形態２の場合、スロットル吸入空気量Ｑｔｈは、ＡＦＳ吸入空気量Ｑａと等しいものとしているので、上記実施の形態１のような、スロットル吸入空気量Ｑｔｈを算出する演算は不要となる。

次に、ＥＣＵ１００内でこの吸気系の物理モデルに基づいて、実際に実行される演算内容について、図８を用いて具体的に説明する。図８は、この発明の実施の形態２に係る内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置において、仮想インマニ容積Ｖｂ’を算出する処理を示す制御ブロック図である。なお、仮想インマニ容積Ｖｂ’が求められた後の演算内容は、上記実施の形態１の図５と同様なので、説明を省略する。

図８に示した演算処理は、上記実施の形態１の仮想インマニ容積Ｖｂ’の演算処理である図４と同様に、Ｂ０５割込処理内のような、エンジン１の回転に同期した割込処理内において実行され、平均値等の算出方法も同様である。

図８において、ブロックＢ８０１では、上記（２４）式に基づいて、Ｓ／Ｃ上流圧Ｐｂ１（ｎ）およびＳ／Ｃ上流温Ｔｂ１（ｎ）から、Ｓ／Ｃ上流密度ρｂ１（ｎ）を算出する。

続いて、ブロックＢ８０２では、上記（２５）式および上記（２６）式に基づいて、インマニ圧Ｐｂ（ｎ）、Ｓ／Ｃ上流圧Ｐｂ１（ｎ）およびＳ／Ｃ上流温Ｔｂ１（ｎ）から、Ｉ／Ｃ上流密度ρｂ２（ｎ）を算出する。ここでは、可逆断熱変化を考えた場合の式を示したが、圧縮機３１の断熱効率ηａｄを考慮した場合の式を用いてもよい。また、上記（２５）式の計算には、指数関数の演算が必要になるが、高精度な計算をすると演算負荷が大きくなるので、あらかじめ机上で計算しておいた値をテーブル値として記憶しておき、使用時の運転状態に応じた値を検索して用いるようにしてもよい。

次に、ブロックＢ８０３では、上記（２７）式および上記（２８）式に基づいて、先に算出したＳ／Ｃ上流密度ρｂ１（ｎ）、Ｉ／Ｃ上流密度ρｂ２（ｎ）、および図４のブロックＢ４０２と同様に算出されたインマニ密度ρｂ（ｎ）から、平均密度ρａｖｅ（ｎ）を算出する。

続いて、ブロックＢ８０４では、図４のブロックＢ４０７と同様に、上記（１１）式に基づいて、先に算出した平均密度ρａｖｅ（ｎ）およびインマニ密度ρｂ（ｎ）から、仮想インマニ容積Ｖｂ’（ｎ）を算出する。以上の順に演算を行うことで、既存のセンサ検出値から、仮想インマニ容積Ｖｂ’（ｎ）を求めることができる。

これ以降、図８で求めた仮想インマニ容積Ｖｂ’を、上記実施の形態１で示した図５に適用することにより、シリンダ吸入空気量Ｑｃを算出することができる。

以上のように、実施の形態２によれば、吸気系の物理モデルをＥＣＵ１００内に実装して、エンジン制御システム内で用いることが可能となり、このようにして算出したシリンダ吸入空気量Ｑｃを用いることで、スーパーチャージャー付きのエンジン制御システムにおいて、出力トルク、空燃比、点火時期等を高精度に制御することができるようになる。

なお、スーパーチャージャーに限定されず、電動チャージャー付きのエンジン制御システムにおいても、図７に示した吸気系の構成（上流から、スロットルバルブ４、圧縮機３１、Ｉ／Ｃ３０の順）であれば、全く同様の方法でシリンダ吸入空気量Ｑｃを算出することができる。

実施の形態３．
上記実施の形態１では、ターボチャージャー付きのエンジン制御システムを例に挙げ、上記実施の形態２では、スーパーチャージャー付きのエンジン制御システムを例に挙げて、吸気系の物理モデルおよびそのＥＣＵへの実装方法について説明した。

しかしながら、この発明の吸気系の物理モデルに基づくシリンダ吸入空気量の算出方法は、過給機なしのエンジン制御システムにも適用することができる。このように、Ｔ／Ｃシステムにも、Ｓ／Ｃシステムにも、Ｎ／Ａシステムにも適用できることは、ＥＣＵの制御プログラムの共通化の面でメリットがある。そこで、この発明の実施の形態３では、これまで説明した吸気系の物理モデルに基づくシリンダ吸入空気量の算出方法を、Ｎ／Ａシステムに適用する方法について説明する。

この発明の吸気系の物理モデルの特徴は、密度が異なる領域の総空気量から、全領域の密度がインマニ密度であると仮定したときの仮想インマニ容積を考えることにあるので、Ｎ／Ａシステムにおいては、仮想インマニ容積Ｖｂ’を考える必要はなく、インマニ容積Ｖｂをそのまま用いればよい。

そこで、上記（１６）式の仮想インマニ容積Ｖｂ’（ｎ）を、インマニ容積Ｖｂに置き換えると、（２９）式が得られる。

また、この（２９）式を用いて上記（１７）式を書き直すと、（３０）式が得られる。なお、Ｗ（ｎ）は消去している。なお、この（３０）式は、特許文献１の段落００６３に示された（４）式と同じである。

続いて、リアルタイムＫｖの算出式である（１８）式の仮想インマニ容積Ｖｂ’（ｎ）を、インマニ容積Ｖｂに置き換えると、（３１）式が得られる。なお、この（３１）式は、特許文献１の段落００７２に示された（６）式と同じである。

このように、この発明の吸気系の物理モデルの仮想インマニ容積Ｖｂ’（ｎ）を、インマニ容積Ｖｂに置き換えると、公知のＮ／Ａシステムにおける吸気系の物理モデルとなる。そのため、図５に示したシリンダ吸入空気量を算出する処理を示す制御ブロック図において、仮想インマニ容積Ｖｂ’（ｎ）を、インマニ容積Ｖｂに置き換えて用いるだけで、Ｎ／Ａシステムにおけるシリンダ吸入空気量にも適用することができるようになる。

以上のように、実施の形態３によれば、吸気系の物理モデルをＥＣＵ１００内に実装して、エンジン制御システム内で用いることが可能となり、このようにして算出したシリンダ吸入空気量Ｑｃを用いることで、Ｎ／Ａシステムにおいて、出力トルク、空燃比、点火時期等を高精度に制御することができるようになる。

以上説明したように、上記実施の形態１では、ターボチャージャー付きのエンジン制御システムに、上記実施の形態２では、スーパーチャージャー付きのエンジン制御システムに、上記実施の形態３では、Ｎ／Ａシステムに、それぞれこの発明の吸気系の物理モデルを適用して、シリンダ吸入空気量Ｑｃ等を高精度に算出する方法について説明した。

しかしながら、この発明の吸気系の物理モデルを適用することができるのは、これらのエンジン制御システムに限定されず、上述した複数のＴ／Ｃを直列または並列に接続したものや、Ｔ／ＣおよびＳ／Ｃの双方を備えたものにも、同様の考え方で適用することができる。

つまり、複数の圧縮機、Ｉ／Ｃ、スロットルバルブで区切られた領域毎に密度を算出し、密度が異なる領域の総空気量から、全領域の密度がインマニ密度であると仮定したときの仮想インマニ容積を考えることで、何れのシステムにも同じように適用することができる。

１ エンジン、２ 吸気管、３ エアクリーナ、４ スロットルバルブ、５ インマニ、７ 排気管、８ シリンダ、９ 大気圧センサ、１１ クランク角センサ、１２ ＡＦＳ（吸入空気量検出部）、１３ 吸気温センサ、１４ スロットルポジションセンサ、１５ インマニ圧センサ、１６ インマニ温センサ、１７ インジェクタ、１８ 点火プラグ、１９ 点火コイル、２０ 吸気バルブ、２１ 排気バルブ、２２ 排気ガス浄化触媒、２３ 空燃比センサ、３０ Ｉ／Ｃ、３１ 圧縮機、３２ タービン、３３ ＡＢＶ、３４ ウェイストゲートバルブ、３５ スロットル上流圧センサ、３６ ターボチャージャー、４０ アクセルポジションセンサ、１００ ＥＣＵ（領域毎密度算出部、全領域平均密度算出部、仮想インマニ容積算出部、シリンダ吸入空気量算出部）。

Claims (6)

1. 内燃機関の吸気管の吸気口から前記内燃機関のシリンダに至るまでの経路が、空気の密度が互いに異なる複数の領域に区分された内燃機関において、前記吸気口から前記内燃機関に吸入される吸気口吸入空気量に基づいて、前記シリンダに入るシリンダ吸入空気量を算出する内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置であって、
   前記吸気口の近傍に設けられ、前記吸気口吸入空気量を検出する吸入空気量検出部と、
   前記複数の領域について、領域毎の密度を算出する領域毎密度算出部と、
   前記複数の領域における各吸気管容積と算出された各密度とに基づいて、前記全領域の平均密度を算出する全領域平均密度算出部と、
   前記全領域における空気の密度が、前記シリンダに最も近いインテークマニホールドにおける密度であると仮定した場合に想定される仮想インマニ容積を、前記全領域の平均密度と前記吸気管の総容積とに基づいて算出する仮想インマニ容積算出部と、
   前記インテークマニホールドから前記シリンダに入る空気の体積効率であるインマニ基準の体積効率と、前記仮想インマニ容積と、シリンダ当りの行程容積とに基づいて導出される、過給機付きのエンジン制御システムに対応した吸気系の物理モデルを用いて、前記吸気口吸入空気量から前記シリンダ吸入空気量を算出するシリンダ吸入空気量算出部と、
   を備えた内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置。
2. 前記複数の領域は、
   前記吸気管の上流から、圧縮機、インタークーラー、スロットルバルブの順で区切られている
   請求項１に記載の内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置。
3. 前記複数の領域は、
   前記吸気管の上流から、スロットルバルブ、圧縮機、インタークーラーの順で区切られている
   請求項１に記載の内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置。
4. 前記領域毎密度算出部は、
   前記複数の領域について、領域毎の圧力および温度に基づいて、密度を算出する
   請求項１から請求項３までの何れか１項に記載の内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置。
5. 前記インマニ基準の体積効率は、
   前記吸気口吸入空気量と、前記インテークマニホールドにおける密度と、前記仮想インマニ容積と、前記シリンダ当りの行程容積とに基づいて算出される
   請求項１から請求項４までの何れか１項に記載の内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置。
6. 内燃機関の吸気管の吸気口から前記内燃機関のシリンダに至るまでの経路が、空気の密度が互いに異なる複数の領域に区分された内燃機関において、前記吸気口から前記内燃機関に吸入される吸気口吸入空気量に基づいて、前記シリンダに入るシリンダ吸入空気量を算出する内燃機関のシリンダ吸入空気量推定装置で実行される推定方法であって、
   前記吸気口吸入空気量を検出する吸入空気量検出ステップと、
   前記複数の領域について、領域毎の密度を算出する領域毎密度算出ステップと、
   前記複数の領域における各吸気管容積と算出された各密度とに基づいて、前記全領域の平均密度を算出する全領域平均密度算出ステップと、
   前記全領域における空気の密度が、前記シリンダに最も近いインテークマニホールドにおける密度であると仮定した場合に想定される仮想インマニ容積を、前記全領域の平均密度と前記吸気管の総容積とに基づいて算出する仮想インマニ容積算出ステップと、
   前記インテークマニホールドから前記シリンダに入る空気の体積効率であるインマニ基準の体積効率と、前記仮想インマニ容積と、シリンダ当りの行程容積とに基づいて、過給機付きのエンジン制御システムに対応した吸気系の物理モデルを導出するステップと、
   前記吸気系の物理モデルを用いて、前記吸気口吸入空気量から前記シリンダ吸入空気量を算出するシリンダ吸入空気量算出ステップと、
   を備えた内燃機関のシリンダ吸入空気量推定方法。

Images