JP6139357B2

JP6139357B2 - Intake air amount estimation device for internal combustion engine

Info

Publication number: JP6139357B2
Application number: JP2013198886A
Authority: JP
Inventors: 俊杉田; 健了鈴木; 昌博鰐部
Original assignee: Toyota Motor Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp
Priority date: 2013-09-25
Filing date: 2013-09-25
Publication date: 2017-05-31
Anticipated expiration: 2033-09-25
Also published as: JP2015063967A

Description

本発明は、内燃機関の吸入空気量推定装置に関する。 The present invention relates to an intake air amount estimation device for an internal combustion engine.

内燃機関では、吸入空気量に基づいて燃料噴射制御を行っている。この吸入空気量は、吸気通路に設けられたエアフローメータによって検出される。機関運転が定常状態である場合は、エアフローメータによって検出される吸入空気量と実際に燃焼室に導入される吸入空気量とは一致する。一方、エアフローメータを通過した空気が実際に燃焼室に吸入されるまでに遅れが生じることから、機関運転が過渡状態である場合は、エアフローメータによって検出される吸入空気量と実際に燃焼室に導入される吸入空気量とがずれる。このため、特許文献１に記載の技術では、機関運転が過渡状態であるときには、吸入空気の挙動を模擬する物理モデルを用いた演算を所定のタイムステップ毎に繰り返し実行することにより実際に燃焼室に流入する吸入空気量を推定している。 In an internal combustion engine, fuel injection control is performed based on the intake air amount. This intake air amount is detected by an air flow meter provided in the intake passage. When the engine operation is in a steady state, the intake air amount detected by the air flow meter matches the intake air amount actually introduced into the combustion chamber. On the other hand, since there is a delay before the air that has passed through the air flow meter is actually sucked into the combustion chamber, when the engine operation is in a transient state, the intake air amount detected by the air flow meter and the actual combustion chamber The amount of intake air introduced will deviate. For this reason, in the technique described in Patent Document 1, when the engine operation is in a transient state, the operation using the physical model that simulates the behavior of the intake air is repeatedly executed for each predetermined time step to actually perform the combustion chamber. The amount of intake air that flows into the is estimated.

特開２００４‐２９３５４６号公報JP 2004-293546 A

ところで、過渡状態における吸入空気量の変化速度は、機関回転速度が高いときほど大きくなる。このため、上記特許文献１に記載の技術のように所定のタイムステップ毎に物理モデルを用いた演算を実行する場合には、実際の変化に追従して吸入空気量を精度良く推定するためにタイムステップを短くして時間当たりの演算回数を多くする必要がある。しかしながら、このように時間当たりの演算回数を多くすると、機関回転速度が低く吸入空気量の変化速度が小さい場合には不要に演算が繰り返されることとなるため、その演算負荷が過大となるおそれがある。 By the way, the rate of change of the intake air amount in the transient state increases as the engine speed increases. For this reason, when the calculation using the physical model is executed for each predetermined time step as in the technique described in Patent Document 1, in order to accurately estimate the intake air amount following the actual change. It is necessary to shorten the time step and increase the number of operations per hour. However, if the number of calculations per time is increased in this way, the calculation is unnecessarily repeated when the engine speed is low and the change rate of the intake air amount is small, which may increase the calculation load. is there.

本発明は、こうした実情に鑑みてなされたものであり、その目的は、吸入空気量の推定精度を担保しつつ、その演算負荷を軽減することができる内燃機関の吸入空気量推定装置を提供することにある。 The present invention has been made in view of such circumstances, and an object of the present invention is to provide an intake air amount estimation device for an internal combustion engine that can reduce the calculation load while ensuring the estimation accuracy of the intake air amount. There is.

上記課題を解決するための内燃機関の吸入空気量推定装置は、内燃機関の吸気通路から排気通路に至るガス通路のガスの挙動を模擬する物理モデルを用いた演算をタイムステップ毎に繰り返し実行することにより吸入空気量を推定する。同物理モデルは、ガス通路の一部をガスの流れ方向において離散化することで複数のセルの集合体として近似したモデルであってガスの圧力及び温度及び流速が複数のセルについて各別に推定されるガス通路離散化モデルを含んでいる。そしてこうした内燃機関の吸入空気量推定装置では、ガス通路のガス流速が大きいときほどタイムステップが短くなるように同タイムステップをガス流速に基づいて可変設定する可変設定部を備えている。 An intake air amount estimation device for an internal combustion engine for solving the above-mentioned problem repeatedly executes a calculation using a physical model that simulates the behavior of a gas in a gas passage from an intake passage to an exhaust passage of the internal combustion engine at each time step. Thus, the intake air amount is estimated. The physical model is a model that is approximated as an aggregate of multiple cells by discretizing a part of the gas passage in the gas flow direction, and the gas pressure, temperature, and flow velocity are estimated separately for multiple cells. A gas path discretization model is included. Such an intake air amount estimation device for an internal combustion engine includes a variable setting unit that variably sets the time step based on the gas flow rate so that the time step becomes shorter as the gas flow rate in the gas passage increases.

上記構成では、タイムステップ、すなわち物理モデルを用いた演算を時間方向に離散化して実行する際の時間間隔をガス流速に応じて可変設定するようにしている。このため、機関回転速度が高く吸入空気や排気の流速が大きいときには、物理モデルを用いた演算の回数が多くなり、吸入空気量の時間的変化が大きい場合でも同吸入空気量を精度良く求めることができる。一方、機関回転速度が低く吸入空気や排気の流速が小さいときには、物理モデルを用いた演算の回数が少なくなり、演算負荷を軽減することができる。このように、上記構成によれば、吸入空気量の推定精度を維持しつつ、物理モデルを用いた演算の演算負荷を軽減することができるようになる。 In the above-described configuration, the time step, that is, the time interval when the calculation using the physical model is discretized in the time direction and executed is variably set according to the gas flow rate. For this reason, when the engine speed is high and the flow rate of intake air and exhaust is large, the number of calculations using the physical model increases, and the intake air amount can be obtained accurately even when the temporal change of the intake air amount is large. Can do. On the other hand, when the engine speed is low and the flow rate of intake air or exhaust is small, the number of calculations using the physical model is reduced, and the calculation load can be reduced. As described above, according to the above configuration, it is possible to reduce the calculation load of the calculation using the physical model while maintaining the estimation accuracy of the intake air amount.

また、上記可変設定部では、推定されるガス流速が最も大きいセルのガス流速に基づいてタイムステップを更新することが望ましい。
上記構成では、ガス通路離散化モデルのセルにおけるガス流速がセルによって異なる場合でも、ガス流速が最も大きくなるセルのガス流速に基づいてタイムステップが更新される。このため、ガスがセルを通過する時間よりもタイムステップが短くなるように同タイムステップを決定することができる。したがって、ガスがセルを通過する時間よりもタイムステップが長くなることに起因する演算誤差の増大を抑えることができる。 In the variable setting unit, it is desirable to update the time step based on the gas flow rate of the cell having the largest estimated gas flow rate.
In the above configuration, the time step is updated based on the gas flow rate of the cell in which the gas flow rate becomes the highest even when the gas flow rate in the cell of the gas passage discretization model varies from cell to cell. For this reason, the time step can be determined so that the time step is shorter than the time during which the gas passes through the cell. Therefore, it is possible to suppress an increase in calculation error due to the time step being longer than the time for the gas to pass through the cell.

また、上記ガス通路離散化モデルでは、吸気通路を離散化した吸気管離散化モデルと排気通路を離散化した排気管離散化モデルとを含み、上記可変設定部は、吸気管離散化モデル及び排気管離散化モデルの少なくとも一方において推定されるガス流速が最も大きいセルのガス流速に基づいてタイムステップを可変設定してもよい。 The gas passage discretization model includes an intake pipe discretization model in which the intake passage is discretized and an exhaust pipe discretization model in which the exhaust passage is discretized. The variable setting unit includes the intake pipe discretization model and the exhaust pipe discretization model. The time step may be variably set based on the gas flow rate of the cell having the largest gas flow rate estimated in at least one of the tube discretization models.

そして、上記吸気管離散化モデルでは、吸気通路においてサージタンクよりも燃焼室側に位置する部位をモデル化し、上記物理モデルに基づく演算では、燃焼室から吸気通路に逆流する既燃ガスの濃度を吸気管離散化モデルの複数のセルについて各別に推定するとともに、吸気管離散化モデルの隣接する２つのセルのうち、ガスの流れ方向において上流側のセルから下流側のセルに流入する熱量に基づいて下流側のセルの温度を推定する。そしてその推定の際には、下流側のセルにおける既燃ガスの濃度が所定濃度以下であり且つガスの流れ方向が吸気通路から燃焼室に向かう順流であるときに、上流側のセルの温度をサージタンクの温度とすることが望ましい。 In the intake pipe discretization model, a part located in the combustion chamber side of the surge tank in the intake passage is modeled. In the calculation based on the physical model, the concentration of burned gas flowing backward from the combustion chamber to the intake passage is calculated. Estimate separately for each of the plurality of cells of the intake pipe discretization model, and based on the amount of heat flowing from the upstream cell to the downstream cell in the gas flow direction of two adjacent cells of the intake pipe discretization model To estimate the temperature of the downstream cell. In the estimation, when the burnt gas concentration in the downstream cell is not more than a predetermined concentration and the gas flow direction is a forward flow from the intake passage to the combustion chamber, the temperature of the upstream cell is set. The temperature of the surge tank is desirable.

隣接する２つのセルのうち、下流側のセルにおける逆流ガス濃度が所定濃度以下であり且つガスの流れ方向が順流であるときには、上流側のセルは新気で満たされている。このため、同様に新気で満たされるサージタンクの温度と上流側のセルの温度とは等しいとみなすことができる。したがって、上記構成によれば、物理モデルを用いた演算による各セルの温度の推定精度、ひいては吸入空気量の推定精度を向上させることができる。 Among the two adjacent cells, when the backflow gas concentration in the downstream cell is equal to or lower than the predetermined concentration and the gas flow direction is the forward flow, the upstream cell is filled with fresh air. For this reason, similarly, the temperature of the surge tank filled with fresh air and the temperature of the upstream cell can be regarded as being equal. Therefore, according to the above configuration, it is possible to improve the estimation accuracy of the temperature of each cell and the estimation accuracy of the intake air amount by calculation using a physical model.

また、上記物理モデルは、シリンダ内のガスの圧力と温度とを推定するためのシリンダモデルを含み、同物理モデルに基づく演算では、吸気弁及び排気弁が閉弁中で燃焼室内が燃焼状態にない場合に、ガスの圧力Ｐ、体積Ｖ、及び比熱比κを用いたガスの断熱変化を示す式「ＰＶ^κ＝Ｋ（Ｋ：一定値）」をシリンダモデルに適用してシリンダ内のガスの圧力を推定することが好ましい。 The physical model includes a cylinder model for estimating the pressure and temperature of the gas in the cylinder. In the calculation based on the physical model, the intake valve and the exhaust valve are closed and the combustion chamber is in a combustion state. If not, the equation “PV ^κ = K (K: constant value)” indicating the adiabatic change of the gas using the gas pressure P, the volume V, and the specific heat ratio κ is applied to the cylinder model. It is preferable to estimate the pressure.

吸気弁及び排気弁が閉弁中で燃焼室内が燃焼状態にない場合、シリンダ内のガスは断熱変化するとみなすことができる。上記構成によれば、シリンダモデルに上記物理式を適用してシリンダ内のガスの圧力を推定するため、そうでない場合に比べて物理モデルを用いた演算を行う際の演算負荷を低減できる。 When the intake valve and the exhaust valve are closed and the combustion chamber is not in a combustion state, the gas in the cylinder can be considered to undergo adiabatic change. According to the above configuration, since the physical pressure is applied to the cylinder model to estimate the gas pressure in the cylinder, it is possible to reduce the calculation load when performing the calculation using the physical model as compared to the case where it is not.

内燃機関の吸入空気量推定装置の全体構成を示す模式図。The schematic diagram which shows the whole structure of the intake air amount estimation apparatus of an internal combustion engine. 物理モデルを示すブロック図。The block diagram which shows a physical model. 吸気管モデルを示す模式図。The schematic diagram which shows an intake pipe model. セルにおける熱量の移動を模式的に示す図。The figure which shows the movement of the calorie | heat amount in a cell typically. 吸入空気量の推定処理の手順の一例を示すフローチャート。The flowchart which shows an example of the procedure of the estimation process of intake air amount. 吸気管モデルを示す模式図。The schematic diagram which shows an intake pipe model. 吸気管離散化モデルを用いた演算処理の一例を示すフローチャート。The flowchart which shows an example of the arithmetic processing using an intake pipe discretization model. シリンダモデルを用いた演算処理の一例を示すフローチャート。The flowchart which shows an example of the arithmetic processing using a cylinder model.

（第１の実施形態）
以下、内燃機関の吸入空気量推定装置の第１の実施形態について、図１〜図５を参照して説明する。 (First embodiment)
Hereinafter, a first embodiment of an intake air amount estimation device for an internal combustion engine will be described with reference to FIGS.

図１に示すように、内燃機関の燃焼室１には吸気通路２と排気通路３とが接続されている。吸気通路２は、スロットルバルブ４が設けられたスロットルボディ５と、同スロットルボディ５の吸気下流側に接続されたサージタンク６と、サージタンク６と燃焼室１とを接続する吸気ポート７とを有している。また、内燃機関には、吸気弁８の開閉時期を変更するバルブタイミング可変機構９が設けられている。 As shown in FIG. 1, an intake passage 2 and an exhaust passage 3 are connected to the combustion chamber 1 of the internal combustion engine. The intake passage 2 includes a throttle body 5 provided with a throttle valve 4, a surge tank 6 connected to the intake downstream side of the throttle body 5, and an intake port 7 connecting the surge tank 6 and the combustion chamber 1. Have. Further, the internal combustion engine is provided with a variable valve timing mechanism 9 that changes the opening / closing timing of the intake valve 8.

内燃機関には、同内燃機関を総合的に制御する制御装置１０が設けられている。制御装置１０には、内燃機関の運転状態を検出するための各種センサ類から検出信号が入力される。内燃機関には、こうしたセンサ類として、例えば、吸入空気量を検出するためのエアフローメータ１１、アクセルペダルの踏み込み量を検出するためのアクセルセンサ１２、スロットル開度を検出するためのスロットルセンサ１３、及び吸気温度（大気温度）を検出するための吸気温センサ１４が設けられている。なお、エアフローメータ１１及び吸気温センサ１４はいずれも、吸気通路２においてスロットルバルブ４よりも吸気上流側の部分に設けられている。また、カムシャフトの回転位相を検出するためのカム角センサ１５、クランクシャフトの回転位相や機関回転速度ＮＥを検出するためのクランク角センサ１６等も設けられている。制御装置１０は、これらセンサ類の検出信号に基づいて、吸気通路２から排気通路３に至るガス通路のガスの挙動を模擬する物理モデルを用いた演算を所定の時間間隔（以下、「タイムステップΔｔ」という）毎に繰り返し実行することにより燃焼室１に流入する吸入空気量を推定する。 The internal combustion engine is provided with a control device 10 that comprehensively controls the internal combustion engine. The control device 10 receives detection signals from various sensors for detecting the operating state of the internal combustion engine. In the internal combustion engine, as such sensors, for example, an air flow meter 11 for detecting the intake air amount, an accelerator sensor 12 for detecting the depression amount of the accelerator pedal, a throttle sensor 13 for detecting the throttle opening degree, And an intake air temperature sensor 14 for detecting the intake air temperature (atmospheric temperature). Both the air flow meter 11 and the intake air temperature sensor 14 are provided in the intake passage 2 at a portion upstream of the intake side of the throttle valve 4. A cam angle sensor 15 for detecting the rotational phase of the camshaft, a crank angle sensor 16 for detecting the rotational phase of the crankshaft and the engine rotational speed NE, and the like are also provided. Based on the detection signals of these sensors, the control device 10 performs a calculation using a physical model that simulates the behavior of the gas in the gas passage from the intake passage 2 to the exhaust passage 3 (hereinafter referred to as “time step”). The amount of intake air flowing into the combustion chamber 1 is estimated by repeatedly executing each time (referred to as “Δt”).

次に、制御装置１０によって実行される吸入空気量の推定処理について図２〜図５を参照して説明する。
図２に示すように、吸入空気量の推定処理では、スロットルモデル、吸気管モデル、吸気弁モデル、シリンダモデル、排気弁モデル、及び排気管モデルを含む物理モデルを用いて吸入空気量を推定する。以下、各モデルについて順に説明する。 Next, an intake air amount estimation process executed by the control device 10 will be described with reference to FIGS.
As shown in FIG. 2, in the intake air amount estimation process, the intake air amount is estimated using a physical model including a throttle model, an intake pipe model, an intake valve model, a cylinder model, an exhaust valve model, and an exhaust pipe model. . Hereinafter, each model will be described in order.

（スロットルモデル）
スロットルモデルでは、現時刻Ｔ１から所定時間経過した時刻Ｔ２においてスロットルバルブ４を通過する空気の量（以下、「スロットルバルブ通過空気量ｍｔ」という）を推定する。ここでは、スロットルバルブ４の開口を一種のオリフィスと仮定して、時刻Ｔ２において同オリフィスを通過する空気の量を次の各式（１）、（２）によって算出する。 (Throttle model)
In the throttle model, the amount of air passing through the throttle valve 4 at time T2 when a predetermined time has elapsed from the current time T1 (hereinafter referred to as “throttle valve passing air amount mt”) is estimated. Here, assuming that the opening of the throttle valve 4 is a kind of orifice, the amount of air passing through the orifice at time T2 is calculated by the following equations (1) and (2).

ここで、「μ」はオリフィス（スロットルバルブ４の開口）の流量係数であり、「Ａｔ」は、時刻Ｔ２におけるスロットルバルブ４の開口面積である。なお、「Ａｔ」はスロットル開度から一義的に求めることができる。また、「Ｐａ」は大気圧（一定値）、「Ｒ」は気体定数、「Ｔａ」は吸気温度（大気温度）である。また、Φ（Ｐｓ／Ｐａ）は、式（２）に示すように、（Ｐｓ／Ｐａ）を変数とする関数である。また、式（２）において、「κ」はスロットルバルブ４を通過する空気の比熱比（κ＝定圧比熱Ｃｐ／定容比熱Ｃｖ）である。 Here, “μ” is the flow coefficient of the orifice (opening of the throttle valve 4), and “At” is the opening area of the throttle valve 4 at time T2. “At” can be uniquely determined from the throttle opening. “Pa” is atmospheric pressure (a constant value), “R” is a gas constant, and “Ta” is an intake air temperature (atmospheric temperature). Further, Φ (Ps / Pa) is a function having (Ps / Pa) as a variable, as shown in Expression (2). In the equation (2), “κ” is a specific heat ratio of air passing through the throttle valve 4 (κ = constant pressure specific heat Cp / constant volume specific heat Cv).

（吸気管モデル）
次に、吸気管モデルについて説明する。図３に示すように、吸気管モデルは、サージタンクモデルと、吸気通路のサージタンクよりも燃焼室側の部位を吸気の流れ方向において離散化した吸気管離散化モデルとを備えている。 (Intake pipe model)
Next, the intake pipe model will be described. As shown in FIG. 3, the intake pipe model includes a surge tank model and an intake pipe discretization model in which a portion of the intake passage closer to the combustion chamber than the surge tank is discretized in the flow direction of the intake air.

サージタンクモデルでは、上記スロットルバルブ通過吸気量ｍｔと、吸気弁８の開弁時に同弁８の周囲を通過するガスの量（以下、「吸気弁通過ガス流量ｍｉ」という）とに基づいて時刻Ｔ２におけるサージタンク６内の圧力Ｐｓと温度Ｔｓとを推定する。なお、吸気弁通過ガス流量ｍｉは後述する吸気弁モデルによって算出される。 In the surge tank model, the time is based on the intake air amount mt passing through the throttle valve and the amount of gas passing around the valve 8 when the intake valve 8 is opened (hereinafter referred to as “intake valve passing gas flow rate mi”). The pressure Ps and temperature Ts in the surge tank 6 at T2 are estimated. The intake valve passage gas flow rate mi is calculated by an intake valve model described later.

本モデルでは、質量保存則及びエネルギ保存則等に基づいて導出される次の各式（３）、（４）を用いて圧力Ｐｓと温度Ｔｓを算出する。なお、「Ｖｓ」はサージタンク６の容積である。 In this model, the pressure Ps and the temperature Ts are calculated using the following formulas (3) and (4) derived based on the law of conservation of mass and the law of conservation of energy. “Vs” is the volume of the surge tank 6.

次に、吸気管離散化モデルについて説明する。 Next, the intake pipe discretization model will be described.

吸気管離散化モデルでは、上記サージタンク６の圧力Ｐｓ及び温度Ｔｓを用いて、吸気通路２においてサージタンク６から吸気弁８までの部分を流れるガスの圧力、温度、及びその流速を推定する。 In the intake pipe discretization model, the pressure, temperature, and flow velocity of the gas flowing through the portion from the surge tank 6 to the intake valve 8 in the intake passage 2 are estimated using the pressure Ps and temperature Ts of the surge tank 6.

まず、圧力及び流速の推定方法について説明する。
吸気通路２を流れるガスは、その脈動による圧力変動の影響を考慮した次式（５）に示す一次元オイラー方程式を用いてモデル化することできる。 First, a method for estimating pressure and flow velocity will be described.
The gas flowing through the intake passage 2 can be modeled using a one-dimensional Euler equation shown in the following equation (5) in consideration of the influence of pressure fluctuation due to the pulsation.

この式（５）における「ρ」は密度、「ｕ」は流速、「ｐ」は圧力である。また、「ｅ」は単位体積当たりの全エネルギである。同「ｅ」は、吸気通路２を流れるガスを理想気体と仮定して式（６）のように表すことができる。 In this equation (5), “ρ” is the density, “u” is the flow velocity, and “p” is the pressure. “E” is the total energy per unit volume. “E” can be expressed as shown in Expression (6) assuming that the gas flowing through the intake passage 2 is an ideal gas.

ここで、図３に示すように、上記式（５）の左辺における第２項、すなわち空間微分項を離散化し、その離散化長さをΔｘとすることで、吸気通路２においてサージタンク６から吸気弁８までの部分をガスの流れ方向に連続した複数のセル１７の集合体として近似してモデル化することができる。これにより、複数のセル１７の所定時刻ｔにおける密度ρはρ（ｔ，ｘ）、流速ｕはｕ（ｔ，ｘ）、圧力ｐはｐ（ｔ，ｘ）と表すことができる。そして、圧力ｐ（ｔ、０）にサージタンク６の圧力Ｐｓを代入して上記式（５）、（６）を解くことにより、各セル１７の時刻Ｔ２における圧力ｐ、密度ρ、流速ｕを各別に算出する。なお、離散化長さΔｘは、各セル１７において上記各物理量を精度良く算出することができるように予め実験によってその長さが求められている。 Here, as shown in FIG. 3, the second term on the left side of the above equation (5), that is, the spatial differential term is discretized and the discretized length is set to Δx, so The portion up to the intake valve 8 can be approximated and modeled as an aggregate of a plurality of cells 17 continuous in the gas flow direction. Accordingly, the density ρ at a predetermined time t of the plurality of cells 17 can be expressed as ρ (t, x), the flow velocity u can be expressed as u (t, x), and the pressure p can be expressed as p (t, x). Then, by substituting the pressure Ps of the surge tank 6 into the pressure p (t, 0) and solving the above equations (5) and (6), the pressure p, the density ρ, and the flow velocity u of each cell 17 at time T2 are obtained. Calculate separately. Note that the length of the discretization length Δx is obtained in advance by experiments so that each physical quantity can be accurately calculated in each cell 17.

次に、温度の推定方法について説明する。
図４に示すように、吸気管離散化モデルでは、セル１７に流入する熱量ｑｉｎ、セル１７から流出する熱量ｑｏｕｔ、壁面との伝熱量Ｑｉを用いた式（７）により複数のセル１７の温度の変化量をそれぞれ算出する。 Next, a temperature estimation method will be described.
As shown in FIG. 4, in the intake pipe discretization model, the temperature of a plurality of cells 17 is calculated by Equation (7) using the amount of heat qin flowing into the cell 17, the amount of heat qout flowing out of the cell 17, and the amount of heat transfer Qi with the wall surface. Are calculated respectively.

ここで、「Ｍ」は各セル１７におけるガスの質量であり、伝熱量Ｑｉは下記式（８）によって表される。式（８）において、「ｈ」は熱伝達率、「Ａ」はセル１７の表面積、「Ｔｗ」は吸気ポート７の壁温、「Ｔ」はセル１７の温度、「ａ」は係数、「Ｎｕ」はヌセルト数である。 Here, “M” is the mass of the gas in each cell 17, and the heat transfer amount Qi is expressed by the following equation (8). In equation (8), “h” is the heat transfer coefficient, “A” is the surface area of the cell 17, “Tw” is the wall temperature of the intake port 7, “T” is the temperature of the cell 17, “a” is the coefficient, “Nu” is the Nusselt number.

なお、式（７）において各セル１７から流入する熱量ｑｉｎ、及び流出する熱量ｑｏｕｔはセル１７における気体の質量流量ｍ、定圧比熱Ｃｐ、温度Ｔを用いて下記式（９）によって表される。 In Equation (7), the amount of heat qin flowing from each cell 17 and the amount of heat qout flowing out are expressed by the following Equation (9) using the mass flow rate m of gas in the cell 17, the constant pressure specific heat Cp, and the temperature T.

そして、こうして推定された温度の変化量ΔＴをセル１７の温度Ｔに加算することで時刻Ｔ２における各セル１７の温度を算出する。 Then, the temperature change amount ΔT thus estimated is added to the temperature T of the cell 17 to calculate the temperature of each cell 17 at time T2.

したがって、吸気通路２内のガスの流れが順流である場合（吸気通路２から燃焼室１に吸気が流れる場合）には、隣接する２つのセル１７，１７１のうちガスの流れ方向において上流側のセル１７１の温度Ｔに基づいて熱量ｑｉｎが算出され、このｑｉｎに基づいて下流側のセル１７の温度が推定される。一方、吸気通路２内のガスの流れが逆流である場合（燃焼室１から吸気通路２に吸気が流れる場合）には、隣接する２つのセル１７，１７２のうちガスの流れ方向において上流側のセル１７２の温度Ｔに基づいて熱量ｑｉｎが算出され、このｑｉｎに基づいて下流側のセル１７の温度が推定される。なお、こうした演算はセル１７について各別に実行される。 Therefore, when the gas flow in the intake passage 2 is a forward flow (when the intake air flows from the intake passage 2 to the combustion chamber 1), the upstream side of the adjacent two cells 17 and 171 in the gas flow direction. The amount of heat qin is calculated based on the temperature T of the cell 171, and the temperature of the downstream cell 17 is estimated based on this qin. On the other hand, when the gas flow in the intake passage 2 is a reverse flow (when the intake air flows from the combustion chamber 1 to the intake passage 2), the upstream side of the adjacent two cells 17 and 172 in the gas flow direction. The amount of heat qin is calculated based on the temperature T of the cell 172, and the temperature of the downstream cell 17 is estimated based on this qin. Such an operation is performed for each of the cells 17 separately.

そして、図３に示すように、吸気通路２において最も吸気下流側、すなわち吸気弁８に隣接するセル１７３における吸気の圧力Ｐｉ及び温度Ｔｉが後述する吸気弁モデルに入力される。 As shown in FIG. 3, the intake pressure Pi and the temperature Ti in the cell 173 adjacent to the most downstream side of the intake passage 2, that is, adjacent to the intake valve 8, are input to an intake valve model to be described later.

（吸気弁モデル）
吸気弁モデルでは、吸気弁通過ガス流量ｍｉを推定する。ここでは、吸気弁８の開口を一種のオリフィスと仮定し、次の各式（１０）、（１１）によって時刻Ｔ２における吸気弁通過ガス流量ｍｉを算出する。 (Intake valve model)
In the intake valve model, the intake valve passage gas flow rate mi is estimated. Here, assuming that the opening of the intake valve 8 is a kind of orifice, the intake valve passage gas flow rate mi at time T2 is calculated by the following equations (10) and (11).

ここで、「μｉ」はオリフィス（吸気弁８の開口）の流量係数であり、「Ａｉ」は、時刻Ｔ２における吸気弁８の開口面積である。なお、「Ａｉ」は、例えばクランク角と機関回転速度ＮＥとから推定することができる。また、Φ（Ｐｃ／Ｐｉ）は、次式（１２）に示すように（Ｐ１／Ｐ０）を変数とする関数である。ここではＰ１＝Ｐｃとなり、Ｐ０＝Ｐｉとなる。また、Φ（Ｐｉ／Ｐｃ）は、次式（１２）に示すように（Ｐ１／Ｐ０）を変数とする関数である。ここではＰ１＝Ｐｉとなり、Ｐ０＝Ｐｃとなる。 Here, “μi” is the flow coefficient of the orifice (opening of the intake valve 8), and “Ai” is the opening area of the intake valve 8 at time T2. “Ai” can be estimated from, for example, the crank angle and the engine speed NE. Φ (Pc / Pi) is a function having (P1 / P0) as a variable, as shown in the following equation (12). Here, P1 = Pc and P0 = Pi. Φ (Pi / Pc) is a function having (P1 / P0) as a variable as shown in the following equation (12). Here, P1 = Pi and P0 = Pc.

そして、こうして算出された吸気弁通過ガス流量ｍｉを積算することにより、１サイクル（７２０°ＣＡ）当たりに燃焼室１に導入される吸入空気量を推定する。 Then, by integrating the intake valve passage gas flow rate mi thus calculated, the intake air amount introduced into the combustion chamber 1 per cycle (720 ° CA) is estimated.

（シリンダモデル）
シリンダモデルでは、吸気弁通過ガス流量ｍｉと、排気弁１８の開弁時に同弁１８の周囲を通過するガスの量（以下、「排気弁通過ガス流量ｍｅ」という）とに基づいて、シリンダ内のガスの圧力Ｐｃ及び温度Ｔｃを算出する。なお、排気弁通過ガス流量ｍｅは、後述する排気弁モデルによって算出される。シリンダ内のガスの圧力Ｐｃ及び温度Ｔｃは、上述したサージタンク６モデルと同様に質量保存則及びエネルギ保存則に基づいて導出される次の各式（１３）、（１４）によって算出する。 (Cylinder model)
In the cylinder model, based on the intake valve passage gas flow rate mi and the amount of gas passing around the valve 18 when the exhaust valve 18 is opened (hereinafter referred to as “exhaust valve passage gas flow rate me”), The gas pressure Pc and temperature Tc are calculated. The exhaust valve passage gas flow rate me is calculated by an exhaust valve model described later. The pressure Pc and temperature Tc of the gas in the cylinder are calculated by the following equations (13) and (14) derived based on the law of conservation of mass and the law of conservation of energy in the same manner as the surge tank 6 model described above.

ここで、「κｃ」、「κｉ」、「κｅ」はそれぞれ燃焼室１内のガスの比熱比、吸気弁通過ガスの比熱比、排気弁通過ガスの比熱比であり、ここでは一定値として扱う。また、「Ｒｃ」、「Ｒｉ」、「Ｒｅ」はそれぞれ燃焼室１内のガスの気体定数、吸気弁通過ガスの気体定数、排気弁通過ガスの気体定数であり、ここでは一定値として扱う。「Ｑｗ」は燃焼室１内のガスにシリンダの壁面から伝達される単位時間当たりの熱量である。また、「Ｖｃ」は、時刻Ｔ２における燃焼室１の容積であり、例えばクランク角と機関回転速度ＮＥとから推定することができる。また、吸気弁通過ガスの圧力及び温度として、先の吸気管モデルによって算出された最も吸気下流側に位置するセル１７３の圧力Ｐｉ及び温度Ｔｉを用いる。排気弁通過ガスの温度Ｔｅは、後述する排気管モデルから求められる。なお、伝熱量Ｑｗは、比較的小さいので、ここでは無視する。 Here, “κc”, “κi”, and “κe” are the specific heat ratio of the gas in the combustion chamber 1, the specific heat ratio of the intake valve passage gas, and the specific heat ratio of the exhaust valve passage gas, respectively, and are treated as constant values here. . “Rc”, “Ri”, and “Re” are the gas constant of the gas in the combustion chamber 1, the gas constant of the intake valve passage gas, and the gas constant of the exhaust valve passage gas, respectively, and are treated as constant values here. “Qw” is the amount of heat per unit time transferred to the gas in the combustion chamber 1 from the wall surface of the cylinder. “Vc” is the volume of the combustion chamber 1 at time T2, and can be estimated from, for example, the crank angle and the engine speed NE. Further, as the pressure and temperature of the intake valve passage gas, the pressure Pi and temperature Ti of the cell 173 located on the most downstream side of the intake air calculated by the previous intake pipe model are used. The temperature Te of the exhaust valve passage gas is obtained from an exhaust pipe model described later. In addition, since the heat transfer amount Qw is relatively small, it is ignored here.

（排気弁モデル）
排気弁モデルでは、時刻Ｔ２における排気弁通過ガス流量ｍｅを推定する。ここでは、排気弁１８の開口を一種のオリフィスと仮定し、次の各式（１５）、（１６）によって時刻Ｔ２における排気弁通過ガス流量ｍｅを算出する。 (Exhaust valve model)
In the exhaust valve model, the exhaust valve passage gas flow rate me at time T2 is estimated. Here, the opening of the exhaust valve 18 is assumed to be a kind of orifice, and the exhaust valve passage gas flow rate me at time T2 is calculated by the following equations (15) and (16).

ここで、「μｅ」はオリフィス（排気弁１８の開口）の流量係数であり、「Ａｅ」は、時刻Ｔ２における排気弁１８の開口面積である。なお、「Ａｅ」は、例えばクランク角と機関回転速度ＮＥとから推定することができる。また、Φ（Ｐｃ／Ｐｅ）は、次式（１７）に示すように、（Ｐ１／Ｐ０）を変数とする関数である。ここではＰ１＝Ｐｃとなり、Ｐ０＝Ｐｅとなる。また、Φ（Ｐｅ／Ｐｃ）は、次式（１７）に示すように、（Ｐ１／Ｐ０）を変数とする関数である。ここではＰ１＝Ｐｅとなり、Ｐ０＝Ｐｃとなる。なお、「Ｐｅ」は排気弁通過ガスの圧力であり、後述する排気管モデルによって求められる。 Here, “μe” is the flow coefficient of the orifice (opening of the exhaust valve 18), and “Ae” is the opening area of the exhaust valve 18 at time T2. “Ae” can be estimated from, for example, the crank angle and the engine speed NE. Further, Φ (Pc / Pe) is a function having (P1 / P0) as a variable, as shown in the following equation (17). Here, P1 = Pc and P0 = Pe. Further, Φ (Pe / Pc) is a function having (P1 / P0) as a variable, as shown in the following equation (17). Here, P1 = Pe and P0 = Pc. Note that “Pe” is the pressure of the exhaust valve passage gas, and is obtained by an exhaust pipe model described later.

（排気管モデル）
次に、排気管モデルについて説明する。 (Exhaust pipe model)
Next, the exhaust pipe model will be described.

排気管モデルでは、吸気管離散化モデルと同様に、上記式（５）の空間微分項を離散化し、その離散化長さをΔｘとすることで、排気通路３をガスの流れ方向に連続した複数のセル１７の集合体として近似してモデル化する。すなわち、この排気管モデルが排気管離散化モデルに相当する。そして、シリンダ内のガスの圧力Ｐｃ及び温度Ｔｃを代入して同式（５）、（６）を解くことで各セル１７における時刻Ｔ２での圧力ｐ、密度ρ、流速ｕを各別に算出する。また、上述した吸気管モデルと同様に、各セル１７の温度もそれぞれ算出する。なお、排気通路３において最も排気上流側、すなわち排気弁１８に隣接するセル１７における排気の圧力及び温度が排気弁通過ガスの圧力Ｐｅ及び温度Ｔｅとして前述のシリンダモデル及び排気弁モデルに入力される。 In the exhaust pipe model, similarly to the intake pipe discretization model, the spatial differential term of the above equation (5) is discretized, and the discretization length is set to Δx, so that the exhaust passage 3 is continued in the gas flow direction. An approximation is made as an aggregate of a plurality of cells 17 and modeled. That is, this exhaust pipe model corresponds to an exhaust pipe discretization model. Then, by substituting the pressure Pc and the temperature Tc of the gas in the cylinder and solving the equations (5) and (6), the pressure p, the density ρ, and the flow velocity u at the time T2 in each cell 17 are calculated separately. . Further, similarly to the intake pipe model described above, the temperature of each cell 17 is also calculated. It should be noted that the exhaust pressure and temperature at the most upstream side of the exhaust passage 3, that is, at the cell 17 adjacent to the exhaust valve 18, are input to the cylinder model and the exhaust valve model as the pressure Pe and temperature Te of the exhaust valve passage gas. .

ここで、本実施形態では、上記各物理モデルを用いた演算をタイムステップΔｔ毎に繰り返し実行することにより吸入空気量を推定するが、このタイムステップΔｔを吸気管モデル、及び排気管モデルによって算出される各セル１７のガスの流速ｕ、並びに離散化長さΔｘに基づいて次の式（１８）により更新している。 Here, in this embodiment, the amount of intake air is estimated by repeatedly executing the calculation using each physical model at each time step Δt. The time step Δt is calculated by the intake pipe model and the exhaust pipe model. Based on the gas flow velocity u of each cell 17 and the discretization length Δx, the following equation (18) is updated.

なお、この式（１８）において、「ｕｍａｘ」は、吸気管モデル及び排気管モデルによって算出されるガスの流速ｕが最も大きいセル１７の流速ｕである。 In Equation (18), “umax” is the flow velocity u of the cell 17 having the highest gas flow velocity u calculated by the intake pipe model and the exhaust pipe model.

次に、図５のフローチャートを参照して、吸入空気量の推定処理の手順について説明する。なお、この処理は、制御装置１０により所定周期毎に繰り返し実行される。
図５に示すように、本処理ではまず、機関運転状態が変化したか否かを判断する（ステップＳ１）。ここでは、例えば前回本処理を実行したときのアクセルペダルの踏み込み量を記憶し、この記憶されたアクセルペダルの踏み込み量と現在検出されたアクセルペダルの踏み込み量とが異なる場合に機関運転状態が変化したと判断する。そして、ステップＳ１の処理において、機関運転状態が変化していないと判断した場合（ステップＳ１：ＮＯ）には、本処理を終了する。一方、ステップＳ１の処理において、機関運転状態が変化したと判断した場合（ステップＳ１：ＹＥＳ）、すなわち、アクセルペダルの踏み込み量が変化して機関運転状態が過渡状態であると判断した場合には、次にステップＳ２の処理に移行する。 Next, the procedure of the intake air amount estimation process will be described with reference to the flowchart of FIG. This process is repeatedly executed by the control device 10 at predetermined intervals.
As shown in FIG. 5, in this process, it is first determined whether or not the engine operating state has changed (step S1). Here, for example, the amount of depression of the accelerator pedal when this processing was executed last time is stored, and the engine operating state changes when the stored amount of depression of the accelerator pedal differs from the currently detected amount of depression of the accelerator pedal. Judge that If it is determined in step S1 that the engine operating state has not changed (step S1: NO), this process ends. On the other hand, when it is determined in the process of step S1 that the engine operating state has changed (step S1: YES), that is, when it is determined that the amount of depression of the accelerator pedal has changed and the engine operating state is in a transient state. Then, the process proceeds to step S2.

ステップＳ２の処理では、タイムステップΔｔ毎に上述した物理モデルを用いた演算を繰り返し実行する。なお、機関始動後等、本処理を最初に実行する場合には、ステップＳ１の処理における判定を肯定判定（ステップＳ１：ＹＥＳ）とするとともに、予め実験によって求められたタイムステップΔｔを初期値としてステップＳ２の処理を実行する。そして、ステップＳ３の処理に移行して、吸気管モデル及び排気管モデルによって算出されたガスの流速ｕが１サイクルのうちで最も大きいセル１７の流速ｕを１サイクル当たりの最大流速ｕｍａｘとして推定するとともに、１サイクル当たりの吸入空気量を推定する。その後、ステップＳ４の処理に移行して、上記式（１８）に基づきタイムステップΔｔを算出する。なお、このステップＳ４の処理が可変設定部に相当する。 In the process of step S2, the calculation using the physical model described above is repeatedly executed for each time step Δt. When this processing is executed first, such as after the engine is started, the determination in step S1 is affirmative (step S1: YES), and time step Δt obtained in advance by experiments is used as an initial value. The process of step S2 is executed. Then, the process proceeds to step S3, and the flow velocity u of the cell 17 having the largest gas flow velocity u calculated by the intake pipe model and the exhaust pipe model is estimated as the maximum flow velocity umax per cycle. At the same time, the amount of intake air per cycle is estimated. Thereafter, the process proceeds to step S4, and the time step Δt is calculated based on the above equation (18). Note that the processing in step S4 corresponds to a variable setting unit.

そして、本処理をステップＳ５の処理に移行し、この新たに算出されたタイムステップΔｔ毎に物理モデルを用いた演算を繰り返し実行する。その後、ステップＳ６の処理に移行して、吸気管モデル及び排気管モデルによって算出されたガスの流速ｕが１サイクルのうちで最も大きいセル１７の流速ｕを１サイクル当たりの最大流速ｕｍａｘとして推定するとともに、１サイクル当たりの吸入空気量を推定する。 Then, the process shifts to the process of step S5, and the calculation using the physical model is repeatedly executed for each newly calculated time step Δt. Thereafter, the process proceeds to step S6, and the flow velocity u of the cell 17 having the largest gas flow velocity u calculated by the intake pipe model and the exhaust pipe model is estimated as the maximum flow velocity umax per cycle. At the same time, the amount of intake air per cycle is estimated.

また、こうして吸入空気量を算出すると、次に吸入空気量が収束したか否かを判断する（ステップＳ７）。ここでは、例えばステップＳ３並びにステップＳ６の処理によって算出された吸入空気量を比較し、両者が一致した場合に肯定判定となる。なお、こうして肯定判定となった場合（ステップＳ７：ＹＥＳ）には、本処理を終了する。 If the intake air amount is thus calculated, it is next determined whether or not the intake air amount has converged (step S7). Here, for example, the intake air amounts calculated by the processing of step S3 and step S6 are compared, and if both match, an affirmative determination is made. In addition, when it becomes affirmation determination in this way (step S7: YES), this process is complete | finished.

一方、ステップＳ７の処理において否定判定となった場合（ステップＳ７：ＮＯ）には、ステップＳ４〜ステップＳ７の処理を順次繰り返し実行する。なお、こうした場合は、ステップＳ４の処理では、その直前のステップＳ６の処理によって算出された最大流速ｕｍａｘを用いてタイムステップΔｔを算出する。また、ステップＳ７の処理では、先のステップＳ６の処理により算出される吸入空気量の今回値と前回値とを比較し、両者が一致した場合に吸入空気量が収束したと判断する。 On the other hand, when a negative determination is made in the process of step S7 (step S7: NO), the processes of step S4 to step S7 are sequentially repeated. In such a case, in step S4, the time step Δt is calculated using the maximum flow velocity umax calculated in the immediately preceding step S6. Further, in the process of step S7, the current value of the intake air amount calculated by the process of the previous step S6 is compared with the previous value, and if both match, it is determined that the intake air amount has converged.

次に、本実施形態の作用について説明する。
本実施形態では、吸気管モデル及び排気管モデルにおいて推定されるガスの最大流速ｕｍａｘが大きいときほどタイムステップΔｔを短くしている。このため、機関回転速度が高く吸入空気や排気の流速が大きいときには、物理モデルを用いた演算の単位時間当たりの回数が多くなる。一方、機関回転速度が低く吸入空気や排気の流速が小さいときには、物理モデルを用いた演算の単位時間当たりの回数が少なくなる。 Next, the operation of this embodiment will be described.
In the present embodiment, the time step Δt is shortened as the maximum gas flow velocity umax estimated in the intake pipe model and the exhaust pipe model increases. For this reason, when the engine speed is high and the flow rate of intake air or exhaust is large, the number of operations per unit time using the physical model increases. On the other hand, when the engine rotational speed is low and the flow velocity of intake air or exhaust is small, the number of operations per unit time using the physical model decreases.

また、セル１７のガス流速ｕがセル１７毎に異なる場合でも、ガス流速ｕが最も大きくなるセル１７のガス流速ｕｍａｘに基づいてタイムステップΔｔが更新される。これにより、ガスがセル１７を通過する時間よりもタイムステップΔｔが短くなるように同タイムステップΔｔが決定される。 Further, even when the gas flow rate u of the cell 17 is different for each cell 17, the time step Δt is updated based on the gas flow rate umax of the cell 17 at which the gas flow rate u becomes the highest. Thereby, the time step Δt is determined so that the time step Δt is shorter than the time during which the gas passes through the cell 17.

以上説明した第１の実施形態によれば、以下の効果が得られるようになる。
（１）タイムステップΔｔがガス流速ｕに応じて可変設定されるため、吸入空気量の時間的変化が大きいときであっても実際の変化に追従して吸入空気量の推定を行うことができる。また、吸入空気量の時間的変化が小さい場合には、各モデルの演算間隔が長くなり、不要に演算が繰り返されることを抑制できる。したがって、吸入空気量の推定精度を維持しつつ、その演算負荷を軽減することができるようになる。 According to the first embodiment described above, the following effects can be obtained.
(1) Since the time step Δt is variably set according to the gas flow velocity u, the intake air amount can be estimated following the actual change even when the temporal change in the intake air amount is large. . Further, when the temporal change in the intake air amount is small, the calculation interval of each model becomes long, and it is possible to suppress unnecessary calculation. Therefore, it is possible to reduce the calculation load while maintaining the estimation accuracy of the intake air amount.

（２）吸気管モデル及び排気管モデルにおいて推定されるガスの流速ｕが最も大きいセル１７の流速ｕｍａｘに基づいてタイムステップΔｔを可変設定するようにしたため、ガスがセル１７を通過する時間よりもタイムステップΔｔが長くなることに起因する演算誤差の増大を抑えることができる。 (2) Since the time step Δt is variably set based on the flow velocity umax of the cell 17 having the largest gas flow velocity u estimated in the intake pipe model and the exhaust pipe model, the time step Δt is longer than the time for the gas to pass through the cell 17. An increase in calculation error due to the time step Δt becoming longer can be suppressed.

（第２の実施形態）
次に、内燃機関の吸入空気量推定装置の第２の実施形態について、図６及び図７を参照して説明する。なお、第１の実施形態では、図７のステップＳ２、ステップＳ５において上記物理モデルの演算を繰り返し実行する。この処理における吸気管離散化モデルを用いた演算では、隣接する２つのセル１７のうち、ガスの流れ方向において上流側のセル１７１（１７２）から下流側のセル１７に流入する熱量に基づいて下流側のセル１７の温度を推定していた。 (Second Embodiment)
Next, a second embodiment of the intake air amount estimation device for an internal combustion engine will be described with reference to FIGS. In the first embodiment, the calculation of the physical model is repeatedly executed in steps S2 and S5 in FIG. In the calculation using the intake pipe discretization model in this process, the downstream of the two adjacent cells 17 based on the amount of heat flowing into the downstream cell 17 from the upstream cell 171 (172) in the gas flow direction. The temperature of the side cell 17 was estimated.

これに対し、本実施形態では、吸気管モデルにおける各セル１７の温度の推定方法が上記第１の実施形態と異なっている。以下に詳細を説明する。
本実施形態の吸気管モデルでは、まず、吸気通路２において燃焼室１から吸気通路２に逆流した既燃ガスの濃度の変化を次式（１９）に示す移流方程式を用いてモデル化する。なお、「Ｕ」は吸気通路２を流れるガスの流速である。 On the other hand, in the present embodiment, the method for estimating the temperature of each cell 17 in the intake pipe model is different from that in the first embodiment. Details will be described below.
In the intake pipe model of the present embodiment, first, a change in the concentration of burned gas that has flowed back from the combustion chamber 1 to the intake passage 2 in the intake passage 2 is modeled using the advection equation shown in the following equation (19). “U” is the flow velocity of the gas flowing through the intake passage 2.

そして、図６に示すように、この式（１９）の右辺、すなわち空間微分項を離散化し、吸気通路２においてサージタンク６から吸気弁８までの部分を複数のセル１７の集合体としてモデル化した次式（２０）によって各セル１７における逆流ガス濃度αの変化量を算出する。 Then, as shown in FIG. 6, the right side of the equation (19), that is, the spatial differential term is discretized, and the portion from the surge tank 6 to the intake valve 8 in the intake passage 2 is modeled as an aggregate of a plurality of cells 17. The change amount of the backflow gas concentration α in each cell 17 is calculated by the following equation (20).

なお、式（２０）では、流速Ｕが０よりも大きく吸気の流れが順流である場合に上式が採用され、流速Ｕが０以下であり吸気の流れが逆流である場合に下式が採用される。また、「ｉ」は各セル１７の番号であり、本実施形態では図６に示すように、吸気上流側から順に１〜５の数字が代入される。そして、吸気弁８の開弁時における燃焼室１内の逆流ガス濃度を「１００」として式（２０）を解くことにより、各セル１７の時刻Ｔ２における逆流ガス濃度αの変化量を算出する。そしてこの変化量と各セル１７の逆流ガス濃度αとに基づいて各セル１７における逆流ガス濃度αを推定する。 In equation (20), the above equation is adopted when the flow velocity U is greater than 0 and the intake flow is forward, and the following equation is adopted when the flow velocity U is 0 or less and the intake flow is reverse flow. Is done. “I” is the number of each cell 17, and in this embodiment, as shown in FIG. 6, numbers 1 to 5 are substituted in order from the intake upstream side. Then, the amount of change in the backflow gas concentration α at time T2 of each cell 17 is calculated by solving Equation (20) assuming that the backflow gas concentration in the combustion chamber 1 when the intake valve 8 is opened is “100”. Based on the amount of change and the backflow gas concentration α of each cell 17, the backflow gas concentration α in each cell 17 is estimated.

次に、こうして逆流ガス濃度αを推定すると、各セル１７に流入する熱量ｑｉｎ、各セル１７から流出する熱量ｑｏｕｔ、壁面との伝熱量Ｑｉを用いた上記式（７）〜（９）により各セル１７の温度の変化量を算出する。 Next, when the backflow gas concentration α is estimated in this way, the amount of heat qin flowing into each cell 17, the amount of heat qout flowing out from each cell 17, and the amount of heat transfer Qi with the wall surface are used for the above equations (7) to (9). The amount of change in the temperature of the cell 17 is calculated.

ここで、セル１７における逆流ガス濃度αが所定濃度α１（＞０）以下であり且つガスの流れが順流であるときには、同セル１７の上流側のセル１７１は新気で満たされている。このため、同様に新気で満たされているサージタンク６の温度Ｔｓと上流側のセル１７１の温度Ｔとは等しいとみなすことができる。なお、所定濃度αは、セル１７の上流側のセル１７１における逆流ガス濃度αが「０」であると判断できる値である。 Here, when the backflow gas concentration α in the cell 17 is equal to or lower than the predetermined concentration α1 (> 0) and the gas flow is forward, the cell 171 upstream of the cell 17 is filled with fresh air. For this reason, similarly, the temperature Ts of the surge tank 6 filled with fresh air and the temperature T of the upstream cell 171 can be regarded as being equal. The predetermined concentration α is a value with which it can be determined that the backflow gas concentration α in the cell 171 upstream of the cell 17 is “0”.

この点に鑑み、本実施形態では、各セル１７のうち、その逆流ガス濃度αが所定濃度α１（＞０）以下であり且つガスの流れが順流であるセル１７では、同セル１７の温度を算出する際に、同セル１７の上流側のセル１７１の温度Ｔがサージタンク６の温度Ｔｓと等しいとみなして演算を行う。すなわち、ｑｉｎを算出する式（９）において、セル１７１の温度Ｔとしてサージタンク６の温度Ｔｓを用いて演算を行うようにしている。 In view of this point, in the present embodiment, among the cells 17, the backflow gas concentration α is equal to or lower than the predetermined concentration α1 (> 0) and the gas flow is forward flow. In the calculation, the calculation is performed on the assumption that the temperature T of the cell 171 upstream of the cell 17 is equal to the temperature Ts of the surge tank 6. That is, in the equation (9) for calculating qin, the calculation is performed using the temperature Ts of the surge tank 6 as the temperature T of the cell 171.

次に、図７のフローチャートを参照して、吸気管離散化モデルを用いた演算処理の手順について説明する。なお、この処理は、図５のフローチャートにおけるステップＳ２及びステップＳ５の処理においてタイムステップΔｔ毎に繰り返し実行される吸気管離散化モデルを用いた演算の一処理である。 Next, with reference to the flowchart of FIG. 7, the procedure of the arithmetic processing using the intake pipe discretization model will be described. This process is one process using an intake pipe discretization model that is repeatedly executed for each time step Δt in the processes of step S2 and step S5 in the flowchart of FIG.

本処理では、まず各セル１７における逆流ガス濃度αを算出する（ステップＳ２０）。そして、次にステップＳ２１の処理に進み、セル１７のガスの流速ｕが「０」以上であるか否かを判断する（ステップＳ２１）。ステップＳ２１の処理において、肯定判定となった場合（ステップＳ２１：ＹＥＳ）、すなわち、セル１７のガスの流れが順流である場合には、次にステップＳ２２の処理に移行し、算出された逆流ガス濃度αが所定濃度α１（＞０）以下であるか否かを判断する。そして、ステップＳ２２の処理において肯定判定（ステップＳ２２：ＹＥＳ）となり、その上流側のセル１７１に逆流ガスが存在しないと判断されたセル１７では、同セル１７の上流側のセル１７１の温度Ｔとしてサージタンク６の温度Ｔｓを用いて式（７）〜（９）の演算を行うことで同セル１７の温度を推定する（ステップＳ２３）。 In this process, first, the backflow gas concentration α in each cell 17 is calculated (step S20). Then, the process proceeds to step S21, and it is determined whether or not the gas flow velocity u in the cell 17 is equal to or greater than “0” (step S21). If the determination in step S21 is affirmative (step S21: YES), that is, if the gas flow in the cell 17 is a forward flow, then the process proceeds to step S22, and the calculated backflow gas It is determined whether or not the concentration α is equal to or less than a predetermined concentration α1 (> 0). Then, in the process of step S22, an affirmative determination is made (step S22: YES), and in the cell 17 where it is determined that there is no backflow gas in the upstream cell 171, the temperature T of the upstream cell 171 of the cell 17 is The temperature of the cell 17 is estimated by performing the calculations of the equations (7) to (9) using the temperature Ts of the surge tank 6 (step S23).

一方、ステップＳ２２の処理において否定判定となった場合（ステップＳ２２：ＮＯ）、すなわちセル１７におけるガスの流れが順流であり且つ同セル１７の上流側（セル１７に隣接するサージタンク６側）のセル１７１に逆流ガスが存在している場合には、同セル１７１の温度を用いて式（７）〜（９）の演算を行う。これによりセル１７の温度を推定する（ステップＳ２４）。 On the other hand, if the determination in step S22 is negative (step S22: NO), that is, the gas flow in the cell 17 is forward and upstream of the cell 17 (on the surge tank 6 adjacent to the cell 17). When the backflow gas is present in the cell 171, calculations of formulas (7) to (9) are performed using the temperature of the cell 171. Thereby, the temperature of the cell 17 is estimated (step S24).

他方、ステップＳ２１の処理において否定判定となった場合（ステップＳ２１：ＮＯ）、すなわちセル１７のガスの流れが逆流である場合には、同セル１７の上流側（セル１７に隣接する吸気弁８側）のセル１７２の温度を用いて式（７）〜（９）の演算を行うことによりセル１７の温度を推定する（ステップＳ２５）。 On the other hand, if the determination in step S21 is negative (step S21: NO), that is, if the gas flow in the cell 17 is a reverse flow, the upstream side of the cell 17 (the intake valve 8 adjacent to the cell 17). The temperature of the cell 17 is estimated by performing the calculations of equations (7) to (9) using the temperature of the cell 172 on the side) (step S25).

次に、本実施形態の作用について説明する。
隣接する２つのセル１７のうち、下流側のセル１７における逆流ガス濃度αが所定濃度α１以下であり且つガスの流れ方向が順流であるときには、サージタンク６の温度Ｔｓを用いて同セル１７の温度が推定される。 Next, the operation of this embodiment will be described.
Of the two adjacent cells 17, when the backflow gas concentration α in the downstream cell 17 is equal to or less than the predetermined concentration α1 and the gas flow direction is forward flow, the temperature Ts of the surge tank 6 is used to The temperature is estimated.

以上説明した第２の実施形態によれば、上記（１）及び（２）の効果に加えて以下の効果が得られるようになる。
（３）物理モデルを用いた演算による各セル１７の温度の推定精度、ひいては吸入空気量の推定精度を向上させることができる。 According to the second embodiment described above, the following effects can be obtained in addition to the effects (1) and (2).
(3) It is possible to improve the estimation accuracy of the temperature of each cell 17 by calculation using the physical model, and hence the estimation accuracy of the intake air amount.

（第３の実施形態）
次に、内燃機関の吸入空気量推定装置の第３の実施形態について、図８を参照して説明する。なお、上記各実施形態では、図７のステップＳ２、ステップＳ５において物理モデルの演算を繰り返し実行する。この処理におけるシリンダモデルを用いた演算では、上記各式（１３）、（１４）を用いてシリンダ内のガスの圧力Ｐｃ、及び温度Ｔｃを算出していた。 (Third embodiment)
Next, a third embodiment of the intake air amount estimation device for an internal combustion engine will be described with reference to FIG. In each of the above embodiments, the calculation of the physical model is repeatedly executed in step S2 and step S5 in FIG. In the calculation using the cylinder model in this process, the pressure Pc and the temperature Tc of the gas in the cylinder are calculated using the above equations (13) and (14).

これに対し、本実施形態は、シリンダモデルを用いた演算において、吸気弁８及び排気弁１８が閉弁中であって、燃焼室１が燃焼状態にない場合に、次式（２１）に示す断熱変化の物理式を適用してシリンダ内のガスの圧力Ｐｃを推定する点で上記各実施形態と異なっている。 On the other hand, in this embodiment, in the calculation using the cylinder model, when the intake valve 8 and the exhaust valve 18 are closed and the combustion chamber 1 is not in the combustion state, the following expression (21) is given. It differs from each said embodiment by the point which estimates the pressure Pc of the gas in a cylinder by applying the physical formula of adiabatic change.

なお、式（２１）において、「Ｐｃ１」は現時刻Ｔ１におけるシリンダ内のガスの圧力、「Ｖｃ１」は現時刻Ｔ１における燃焼室１の容積、「Ｐｃ２」は時刻Ｔ２におけるシリンダ内のガスの圧力、「Ｖｃ２」は時刻Ｔ２における燃焼室１の容積、「Ｋ」は一定値である。なお、時刻Ｔ２における燃焼室１の容積Ｖｃ２は、例えばクランク角と機関回転速度ＮＥとから推定することができる。 In equation (21), “Pc1” is the gas pressure in the cylinder at the current time T1, “Vc1” is the volume of the combustion chamber 1 at the current time T1, and “Pc2” is the gas pressure in the cylinder at the time T2. , “Vc2” is the volume of the combustion chamber 1 at time T2, and “K” is a constant value. The volume Vc2 of the combustion chamber 1 at time T2 can be estimated from the crank angle and the engine speed NE, for example.

図８のフローチャートを参照して、シリンダモデルを用いた演算処理の手順について説明する。なお、この処理は、図５のフローチャートにおけるステップＳ２及びステップＳ５の処理においてタイムステップΔｔ毎に繰り返し実行される。 With reference to the flowchart of FIG. 8, the procedure of the arithmetic processing using a cylinder model is demonstrated. This process is repeatedly executed for each time step Δt in the processes of step S2 and step S5 in the flowchart of FIG.

本処理では、まず現時刻Ｔ１及び時刻Ｔ２において吸気弁８及び排気弁１８が閉弁されているか否かを判定する（ステップＳ３０）。なお、吸気弁８及び排気弁１８が閉弁されているか否かはカム角と機関回転速度ＮＥとに基づいて推定することができる。そして、ステップＳ３０の処理において肯定判定となった場合（ステップＳ３０：ＹＥＳ）、すなわち、現時刻Ｔ１から時刻Ｔ２まで吸気弁８及び排気弁１８が閉弁された状態である場合には、次にステップＳ３１の処理に移行する。ステップＳ３１の処理では、現時刻Ｔ１及び時刻Ｔ２において燃焼室１が燃焼状態にあるか否かを判断する。ここでは、例えば、点火時期から燃焼の終了時までを燃焼室１が燃焼状態にあると判断する。そして、ステップＳ３１の処理において否定判定となった場合（ステップＳ３１：ＮＯ）には、現時刻Ｔ１から時刻Ｔ２までの間に燃焼室１で燃焼が行われずシリンダ内のガスは断熱変化するとみなすことができるため、上記式（２１）により時刻Ｔ２におけるシリンダ内のガスの圧力Ｐｃ２を算出する（ステップＳ３２）。そして、このＰｃ２をＰｃとして上述した式（１３）に代入することで時刻Ｔ２におけるシリンダ内のガスの温度Ｔｃを算出する（ステップＳ３３）。 In this process, first, it is determined whether or not the intake valve 8 and the exhaust valve 18 are closed at the current time T1 and time T2 (step S30). Whether the intake valve 8 and the exhaust valve 18 are closed can be estimated based on the cam angle and the engine rotational speed NE. And when it becomes affirmation determination in the process of step S30 (step S30: YES), that is, when the intake valve 8 and the exhaust valve 18 are closed from the current time T1 to the time T2, The process proceeds to step S31. In the process of step S31, it is determined whether or not the combustion chamber 1 is in the combustion state at the current time T1 and time T2. Here, for example, it is determined that the combustion chamber 1 is in the combustion state from the ignition timing to the end of combustion. If a negative determination is made in the process of step S31 (step S31: NO), it is assumed that combustion is not performed in the combustion chamber 1 from the current time T1 to the time T2, and the gas in the cylinder is adiabatically changed. Therefore, the pressure Pc2 of the gas in the cylinder at time T2 is calculated by the above equation (21) (step S32). Then, the temperature Tc of the gas in the cylinder at time T2 is calculated by substituting this Pc2 into Pc (13) described above as Pc (step S33).

一方、ステップＳ３０の処理において否定判定となった場合（ステップＳ３０：ＮＯ）、又はステップＳ３１の処理において肯定判定となった場合（ステップＳ３１：ＹＥＳ）には、上述した式（１３）、（１４）を用いてシリンダ内のガスの圧力Ｐｃ、及び温度Ｔｃを算出する（ステップＳ３４）。なお、ステップＳ３１の処理において肯定判定となった場合には、燃焼室１が燃焼状態であるため、ステップＳ３４の処理において燃焼により発生する熱量を加味した数式を用いてモデル演算を行うことが望ましい。 On the other hand, when a negative determination is made in the process of step S30 (step S30: NO) or when a positive determination is made in the process of step S31 (step S31: YES), the above-described equations (13), (14 ) To calculate the pressure Pc and temperature Tc of the gas in the cylinder (step S34). If the determination in step S31 is affirmative, the combustion chamber 1 is in a combustion state, and therefore it is desirable to perform model calculation using a mathematical formula that takes into account the amount of heat generated by combustion in the processing in step S34. .

次に、本実施形態の作用について説明する。
本実施形態では、シリンダモデルにおいて、吸気弁８及び排気弁１８が閉弁中で燃焼室１内が燃焼状態にない場合には、気体の断熱変化を示す物理式（２１）によってシリンダ内のガスの圧力Ｐｃが推定される。 Next, the operation of this embodiment will be described.
In the present embodiment, in the cylinder model, when the intake valve 8 and the exhaust valve 18 are closed and the combustion chamber 1 is not in the combustion state, the gas in the cylinder is expressed by the physical equation (21) indicating the adiabatic change of the gas. The pressure Pc is estimated.

以上説明した第３の実施形態によれば、上記（１）〜（３）の効果に加えて以下の効果が得られるようになる。
（４）吸気弁８及び排気弁１８が閉弁中で燃焼室１内が燃焼状態にない場合にはシリンダモデルに上記物理式（２１）を適用してシリンダ内のガスの圧力Ｐｃが推定されるため、そうでない場合に比べて物理モデルを用いた演算を行う際の演算負荷を低減できる。 According to the third embodiment described above, in addition to the effects (1) to (3), the following effects can be obtained.
(4) When the intake valve 8 and the exhaust valve 18 are closed and the combustion chamber 1 is not in the combustion state, the physical pressure (c) is estimated by applying the physical formula (21) to the cylinder model. Therefore, it is possible to reduce the calculation load when performing the calculation using the physical model compared to the case where it is not.

（その他の実施形態）
なお、上記各実施形態は、以下のように変更して実施することもできる。
・上記各実施形態では、吸気管離散化モデル及び排気管離散化モデルの両方を含む物理モデルを用いた例を示したが、吸気管離散化モデル及び排気管離散化モデルの一方のみを含む物理モデルを用いてもよい。こうした場合には、吸気管離散化モデルによって算出されるガス流速の最大値、又は排気管離散化モデルによって算出されるガス流速の最大値を用いてタイムステップΔｔを可変設定すればよい。こうした構成によっても上記（１）〜（４）と同様の効果を得ることができる。 (Other embodiments)
In addition, each said embodiment can also be changed and implemented as follows.
In each of the above embodiments, an example using a physical model including both an intake pipe discretization model and an exhaust pipe discretization model has been shown, but a physics including only one of the intake pipe discretization model and the exhaust pipe discretization model A model may be used. In such a case, the time step Δt may be variably set using the maximum value of the gas flow rate calculated by the intake pipe discretization model or the maximum value of the gas flow rate calculated by the exhaust pipe discretization model. Even with such a configuration, the same effects as the above (1) to (4) can be obtained.

・上記各実施形態では、式（１８）に基づいてタイムステップΔｔを設定していたが、要求される吸入空気量の推定精度が高い場合には、次式（２２）に基づいてタイムステップΔｔを設定するようにしてもよい。 In each of the above embodiments, the time step Δt is set based on the equation (18). However, when the required accuracy of estimating the intake air amount is high, the time step Δt is based on the following equation (22). May be set.

・上記各実施形態では、最大流速ｕｍａｘを用いてタイムステップΔｔを可変設定したが、流速ｕが大きいときほどタイムステップΔｔが短くなるのであれば、例えば各セル１７の流速ｕの平均値を用いる等、他の方法を用いてタイムステップΔｔを可変設定するようにしてもよい。 In each of the above embodiments, the time step Δt is variably set using the maximum flow velocity umax. However, if the time step Δt becomes shorter as the flow velocity u is larger, for example, an average value of the flow velocity u of each cell 17 is used. Alternatively, the time step Δt may be variably set using other methods.

・上記各実施形態では、物理モデルを用いた演算により各セルの流速ｕを推定したが、流速を検出するセンサ、もしくは流速と相関するパラエータを検出するセンサによってガス通路の流速を検出し、この流速に基づいてタイムステップΔｔを可変設定するようにしてもよい。なお、こうした場合には、検出した流速に所定のマージン値を加算したみなし最大流速値を用いてタイムステップΔｔを可変設定することが望ましい。こうした構成によっても上記（１）〜（４）と同様の効果を得ることはできる。 In each of the above embodiments, the flow velocity u of each cell is estimated by a calculation using a physical model. However, the flow velocity of the gas passage is detected by a sensor that detects the flow velocity or a sensor that detects a parameter correlating with the flow velocity. The time step Δt may be variably set based on the flow velocity. In such a case, it is desirable to variably set the time step Δt using an assumed maximum flow velocity value obtained by adding a predetermined margin value to the detected flow velocity. Even with such a configuration, the same effects as in the above (1) to (4) can be obtained.

１…燃焼室、２…吸気通路、３…排気通路、４…スロットルバルブ、５…スロットルボディ、６…サージタンク、７…吸気ポート、８…吸気弁、９…バルブタイミング可変機構、１０…制御装置、１１…エアフローメータ、１２…アクセル１７センサ、１３…スロットルセンサ、１４…吸気温センサ、１５…カム角センサ、１６…クランク角センサ、１７，１７１，１７２，１７３…セル、１８…排気弁。 DESCRIPTION OF SYMBOLS 1 ... Combustion chamber, 2 ... Intake passage, 3 ... Exhaust passage, 4 ... Throttle valve, 5 ... Throttle body, 6 ... Surge tank, 7 ... Intake port, 8 ... Intake valve, 9 ... Valve timing variable mechanism, 10 ... Control Device: 11 ... Air flow meter, 12 ... Accelerator 17 sensor, 13 ... Throttle sensor, 14 ... Intake air temperature sensor, 15 ... Cam angle sensor, 16 ... Crank angle sensor, 17, 171, 172, 173 ... Cell, 18 ... Exhaust valve .

Claims

内燃機関の吸気通路から排気通路に至るガス通路のガスの挙動を模擬する物理モデルを用いた演算をタイムステップ毎に繰り返し実行することにより吸入空気量を推定する内燃機関の吸入空気量推定装置であって、
前記物理モデルは、前記ガス通路の一部をガスの流れ方向において離散化することで複数のセルの集合体として近似したモデルであってガスの圧力及び温度及び流速が前記複数のセルについて各別に推定されるガス通路離散化モデルを含み、
前記ガス通路のガス流速が大きいときほど前記タイムステップが短くなるように同タイムステップをガス流速に基づいて可変設定する可変設定部を備える
内燃機関の吸入空気量推定装置。 An intake air amount estimation device for an internal combustion engine that estimates an intake air amount by repeatedly executing a calculation using a physical model that simulates gas behavior in a gas passage from an intake passage to an exhaust passage of the internal combustion engine at each time step. There,
The physical model is a model that is approximated as an aggregate of a plurality of cells by discretizing a part of the gas passage in the gas flow direction, and the gas pressure, temperature, and flow velocity are different for each of the plurality of cells. Including an estimated gas path discretization model,
An intake air amount estimation device for an internal combustion engine, comprising: a variable setting unit that variably sets the time step based on the gas flow rate so that the time step becomes shorter as the gas flow rate in the gas passage increases.

前記可変設定部は、前記推定されるガス流速が最も大きいセルのガス流速に基づいて前記タイムステップを更新する
請求項１に記載の内燃機関の吸入空気量推定装置。 The intake air amount estimation device for an internal combustion engine according to claim 1, wherein the variable setting unit updates the time step based on a gas flow rate of a cell having the largest estimated gas flow rate.

前記ガス通路離散化モデルは、吸気通路を離散化した吸気管離散化モデルと排気通路を離散化した排気管離散化モデルとを含み、
前記可変設定部は、前記吸気管離散化モデル及び前記排気管離散化モデルの少なくとも一方において推定されるガス流速が最も大きいセルのガス流速に基づいて前記タイムステップを可変設定する
請求項２に記載の内燃機関の吸入空気量推定装置。 The gas passage discretization model includes an intake pipe discretization model in which the intake passage is discretized and an exhaust pipe discretization model in which the exhaust passage is discretized,
The variable setting unit variably sets the time step based on a gas flow rate of a cell having the largest gas flow rate estimated in at least one of the intake pipe discretization model and the exhaust pipe discretization model. Intake air amount estimation device for internal combustion engine of

吸気管離散化モデルは、吸気通路においてサージタンクよりも燃焼室側に位置する部位をモデル化したものであり、
前記物理モデルに基づく演算では、燃焼室から吸気通路に逆流する既燃ガスの濃度が前記吸気管離散化モデルの複数のセルについて各別に推定され、
吸気管離散化モデルの隣接する２つのセルのうち、ガスの流れ方向において上流側のセルから下流側のセルに流入する熱量に基づいて下流側のセルの温度が推定され、その推定の際に、下流側のセルにおける既燃ガスの濃度が所定濃度以下であり且つガスの流れ方向が吸気通路から燃焼室に向かう順流であるときには、上流側のセルの温度をサージタンクの温度とする
請求項３に記載の内燃機関の吸入空気量推定装置。 The intake pipe discretization model is a model of the part located on the combustion chamber side of the surge tank in the intake passage,
In the calculation based on the physical model, the concentration of burned gas flowing backward from the combustion chamber to the intake passage is estimated for each of the plurality of cells of the intake pipe discretization model,
Of the two adjacent cells in the intake pipe discretization model, the temperature of the downstream cell is estimated based on the amount of heat flowing from the upstream cell to the downstream cell in the gas flow direction. The temperature of the upstream cell is set as the temperature of the surge tank when the concentration of burned gas in the downstream cell is equal to or lower than a predetermined concentration and the gas flow direction is forward flow from the intake passage to the combustion chamber. 3. An intake air amount estimation device for an internal combustion engine according to 3.

前記物理モデルは、シリンダ内のガスの圧力と温度とを推定するためのシリンダモデルを含み、
前記物理モデルに基づく演算では、吸気弁及び排気弁が閉弁中で燃焼室内が燃焼状態にない場合に、ガスの圧力Ｐ、体積Ｖ、及び比熱比κを用いたガスの断熱変化を示す式「ＰＶ^κ＝Ｋ（Ｋ：一定値）」を前記シリンダモデルに適用してシリンダ内のガスの圧力を推定する
請求項１〜４のいずれか一項に記載の内燃機関の吸入空気量推定装置。 The physical model includes a cylinder model for estimating the pressure and temperature of gas in the cylinder,
In the calculation based on the physical model, when the intake valve and the exhaust valve are closed and the combustion chamber is not in the combustion state, the equation showing the adiabatic change of the gas using the gas pressure P, the volume V, and the specific heat ratio κ. The intake air amount estimation device for an internal combustion engine according to any one of claims 1 to 4, wherein "PV ^κ = K (K: constant value)" is applied to the cylinder model to estimate the gas pressure in the cylinder. .