(57)【要約】    【課題】吸気脈動の影響を加味したシリンダ吸入空気量を簡易に測定する。    【解決手段】吸気圧力Ｐｍ及び筒内圧力Ｐｃｙｌに基づいて決定される基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０に対し、吸気脈動に起因する変動分に応じた補正を施す。この補正のため、吸入空気の流れの状態に応じた係数として、圧力補正係数ＰＲＡＴＥ（＝（Ｐｍ＋Ｋ１・ΔＰｍｉｖｃ）／Ｐｍ：０≦Ｋ１≦１）及び温度補正係数ＴＲＡＴＥ（＝｛（Ｔｍ＋Ｋ１・ΔＴｍｉｖｃ）／Ｔｍ｝-1/(2-K2)：０≦Ｋ２≦１）を算出する。【選択図】  図４
2006105100.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
エンジンの筒内に吸入される空気の量であるシリンダ吸入空気量を測定する装置であって、
吸気圧力及び筒内圧力に基づいて決定されるシリンダ吸入空気量として基本吸入空気量を算出する基本吸入空気量算出手段と、
算出された基本吸入空気量に対し、吸気通路内における気柱振動に起因するシリンダ吸入空気量の変動分に応じた補正を施して、実際の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手段と、を含んで構成され、
前記シリンダ吸入空気量算出手段は、筒内へ向かう吸入空気の流れがチョークする第１の領域とこの第１の領域以外の第２の領域とが定められ、前記第１の領域と前記第２の領域とで、異なる特性により前記補正を行うエンジンのシリンダ吸入空気量測定装置。
【請求項２】
前記シリンダ吸入空気量算出手段は、前記第１の領域において、前記変動分に応じたシリンダ吸入空気量の補正量を実質的に０とする請求項１に記載のエンジンのシリンダ吸入空気量測定装置。
【請求項３】
前記シリンダ吸入空気量算出手段は、前記第２の領域において、前記気柱振動分を加味した実際の吸気圧力に比例し、かつ前記気柱振動分を加味した実際の吸気温度の逆数に比例する特性により、前記補正を行う請求項１又は２に記載のエンジンのシリンダ吸入空気量測定装置。
【請求項４】
前記基本吸入空気量算出手段は、吸気弁の作動特性に応じた開口面積でソニック流として吸入した場合に得られるシリンダ吸入空気量を仮想ソニック吸入空気量ＱDとし、かつ吸気の開始から終了までの行程容積を吸気弁上流における吸入空気の密度及び温度で充填した場合に得られるシリンダ吸入空気量を理論最大吸入空気量ＱMAXとして、実際のシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌに関して第１の比ＱD／ＱMAXと第２の比Ｑｃｙｌ／ＱMAXとの間の一義的な関係が設定され、エンジンの運転時において、前記第１の比を算出し、算出した第１の比に基づいて前記関係により前記基本吸入空気量を算出する請求項１〜３のいずれかに記載のエンジンのシリンダ吸入空気量測定装置。
【請求項５】
前記基本吸入空気量算出手段は、前記仮想ソニック吸入空気量を、筒内圧力が吸気圧力に低下する実効上死点から、吸気弁の設定閉時期までのシリンダ吸入空気量として算出する請求項４に記載のエンジンのシリンダ吸入空気量測定装置。
【請求項６】
前記基本吸入空気量算出手段は、前記理論最大吸入空気量を、筒内圧力が吸気圧力に低下する実効上死点から、筒内で吸入空気の圧縮が実質的に開始される吸気弁の実効閉時期までのシリンダ吸入空気量として算出する請求項４又は５に記載のエンジンのシリンダ吸入空気量測定装置。
【請求項７】
前記基本吸入空気量算出手段により算出された基本吸入空気量から、吸気弁開期間と排気弁開期間とのオーバーラップ期間に筒内から吸気通路内に吹き返す吹返ガス量を減算する吹返ガス量減算手段を更に含んで構成される請求項１〜６のいずれかに記載のエンジンのシリンダ吸入空気量測定装置。
【請求項８】
前記シリンダ吸入空気量算出手段は、代表とする吸気圧力及び吸気温度をＰｍ，Ｔｍ、吸気弁の設定閉時期における、この代表圧力及び代表温度Ｐｍ，Ｔｍに対する吸気圧力及び吸気温度の各変化量をΔＰｍｉｖｃ，ΔＴｍｉｖｃとして、係数Ｋ１，Ｋ２を夫々０以上、かつ１以下の値とした下式（ａ−１），（ａ−２）により圧力補正係数ＰＲＡＴＥ及び温度補正係数ＴＲＡＴＥを算出するとともに、前記基本吸入空気量をＱｃｙｌ０として、下式（ｂ）により実際のシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌを算出する請求項１〜７のいずれかに記載のエンジンのシリンダ吸入空気量測定装置。
ＰＲＡＴＥ＝（Ｐｍ＋Ｋ１・ΔＰｍｉｖｃ）／Ｐｍ  ・・・（ａ−１）
ＴＲＡＴＥ＝｛（Ｔｍ＋Ｋ１・ΔＴｍｉｖｃ）／Ｔｍ｝-1/(2-K2)  ・・・（ａ−２）
Ｑｃｙｌ＝Ｑｃｙｌ０×ＰＲＡＴＥ×ＴＲＡＴＥ  ・・・（ｂ）
【請求項９】
エンジンの筒内に吸入される空気の量であるシリンダ吸入空気量を測定する方法であって、
吸気圧力及び筒内圧力に基づいて決定される、基本となるシリンダ吸入空気量に対し、吸気通路内における気柱振動に起因するシリンダ吸入空気量の変動分に応じた補正を施して、実際のシリンダ吸入空気量を算出する一方、
前記シリンダ吸入空気量の補正に関し、
筒内へ向かう吸入空気の流れがチョークする第１の領域とこの第１の領域以外の第２の領域とを設定し、
前記第１の領域では、シリンダ吸入空気量の特性として吸気圧力に比例し、かつ吸気温度の平方根の逆数に比例する第１の特性を設定する一方、前記第２の領域では、シリンダ吸入空気量の特性として前記気柱振動分を加味した実際の吸気圧力に比例し、かつ前記気柱振動分を加味した実際の吸気温度の逆数に比例する第２の特性を設定し、
前記第１及び第２の特性を内包する、エンジンの運転領域全体に渡るシリンダ吸入空気量の１つの特性を、第３の特性として近似により設定し、
前記第３の特性により得られるシリンダ吸入空気量と、前記第３の特性により前記気柱振動分を０とした場合に得られるシリンダ吸入空気量との比を用いて、前記補正の特性を決定するエンジンのシリンダ吸入空気量測定方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、エンジンのシリンダ吸入空気量測定装置及びシリンダ吸入空気量測定方法に関し、詳細には、吸気弁のバルブタイミングの制御によりシリンダ吸入空気量を制御する場合に、実際のシリンダ吸入空気量を簡易に測定するための技術に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来、ガソリンエンジンでは、吸入空気量を制御するためのスロットル弁が設けられ、上流に設置されたエアフローメータによりこのスロットル弁を通過する空気の量を測定し、このスロットル弁通過空気量を負荷の指標として採用するのが一般的である。
【０００３】
また、負荷の指標として、スロットル弁通過空気量に代え、筒内に流入する空気の量（以下「シリンダ吸入空気量」という。）を採用し、これを測定の直接的な対象としたものが知られている。すなわち、エアフローメータの出力から吸気マニホールドへ流入する空気の量を算出するとともに、このマニホールド部流入空気量と吸気マニホールドから筒内へ流入するシリンダ吸入空気量との収支計算により、吸気マニホールド内の空気量を算出しつつシリンダ吸入空気量を算出するものである（特許文献１）。
【特許文献１】特開２００１−０５００９１号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
近年、スロットル弁による制御に代え、吸気弁の作動特性を可変に制御することで、吸入空気量（すなわち、シリンダ吸入空気量）を制御するものが知られている。このものでも、実際のシリンダ吸入空気量を測定し、負荷の指標として用いたい要求がある。シリンダ吸入空気量によれば、スロットル弁通過空気量とは異なり気筒毎、かつ吸気行程毎に負荷の指標が提供されることになるため、目標トルクをサイクル毎に実現し、過渡運転時におけるエンジン出力の制御を緻密化することが可能となる。しかしながら、その反面で、吸気脈動の影響を強く受けるため、この影響を加味したシリンダ吸入空気量を測定するための簡易な技術の開発が望まれる。
【０００５】
本発明は、このような実情に鑑みなされたものであり、吸気脈動の影響を加味したシリンダ吸入空気量を簡易に測定するための技術を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００６】
本発明は、エンジンの筒内に吸入される空気の量であるシリンダ吸入空気量を測定する装置及び方法を提供する。本発明では、吸気圧力及び筒内圧力に基づいて決定されるシリンダ吸入空気量として基本吸入空気量を算出するとともに、算出した基本吸入空気量に対し、吸気通路内における気柱振動に起因するシリンダ吸入空気量の変動分に応じた補正を施して、実際のシリンダ吸入空気量を算出する。この補正に関し、筒内へ向かう吸入空気の流れがチョークする第１の領域とこの第１の領域以外の第２の領域とを設定し、第１及び第２の領域の間で補正の特性を異ならせる。第１の領域では、前記変動分に応じたシリンダ吸入空気量の補正量を実質的に０とする一方、第２の領域では、前記気柱振動分を加味した実際の吸気圧力に比例し、かつ前記気柱振動分を加味した実際の吸気温度の逆数に比例する特性により、この補正を行うのが好ましい。
【発明の効果】
【０００７】
本発明によれば、吸入空気の流れがチョークする第１の領域とこれ以外の第２の領域とでシリンダ吸入空気量の算出方法（すなわち、補正方法）を異ならせたことで、シリンダ吸入空気量の補正を領域毎に的確に行うことができる。特に、後者の第２の領域において、この補正に関し、吸気通路内における気柱振動分を加味した実際の吸気圧力に比例し、かつこの気柱振動分を加味した実際の吸気温度の逆数に比例する特性を持たせたことで、吸気脈動の影響を加味した正確なシリンダ吸入空気量を簡易に算出することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【０００８】
以下に図面を参照して、本発明の実施の形態について説明する。
【０００９】
図１は、本発明の一実施形態に係る火花点火エンジン（以下、単に「エンジン」という。）１の構成を示している。
【００１０】
このエンジン１の吸気通路１０１には、電子制御式のスロットル弁１０２が設置されている。このスロットル弁１０２により吸気通路１０１に導入される空気の量を制御することも可能であるが、本実施形態では、この吸入空気量の制御を主に、後述する吸気弁１０４のバルブタイミングの制御によることとし、スロットル弁１０２は、このバルブタイミングによる制御の前提となる吸気圧力Ｐｍの制御に採用することとしている。また、吸気通路１０１には、燃料供給用のインジェクタ１０３が設置されている。このインジェクタ１０３により、制御された吸入空気量のもとで所定の当量比を達成するのに必要な量の燃料が噴射される。吸気通路のポート部１０１ａには、ポペット型の吸気弁１０４が設置されている。この吸気弁１０４は、その上方に配置された動弁装置（以下「吸気動弁装置」という。）１０５により駆動され、この吸気弁１０４の開期間に、吸入空気及び燃料の混合気が筒内に導入される。本実施形態において、吸気動弁装置１０５は、吸気弁１０４の作動角（以下「吸気作動角」という。）及びリフト量を連続的に変更するとともに、吸気作動角の中心位相（以下「作動中心角」という。）を連続的に変更することができる。
【００１１】
エンジン本体において、シリンダヘッドＨには、燃焼室の上部略中央に臨ませて点火プラグ１０６が設置されている。筒内に導入された混合気に対し、この点火プラグ１０６により点火が行われる。
【００１２】
燃焼後、発生した排出ガスは、排気通路１０７に送り出される。この排気通路のポート部１０７ａには、ポペット型の排気弁１０８が設置されている。この排気弁１０８は、その上方に配置された他の動弁装置１０９により駆動され、この排気弁１０８の開期間に、排出ガスの送出が行われる。なお、本実施形態では、吸気弁１０４とは異なり、排気弁１０８の作動角、リフト量及び作動角の中心位相を一定のものとしているが、吸気動弁装置１０５と同様な構成のもの又は他の公知の可変動弁装置を採用して、作動角等を変更可能に構成することもできる。
【００１３】
吸気動弁装置１０５及びスロットル弁１０２等の動作は、電子制御ユニットとして構成されるエンジンコントローラ（以下「ＥＣＵ」という。）２０１により制御される。ＥＣＵ２０１には、アクセルペダルの踏込量（アクセル開度ＡＰＯを示す。）を検出するアクセルセンサ２１１の検出信号、及びクランクシャフトの回転位置を検出するクランク角センサ２１２の検出信号（これに基づいてエンジン回転数Ｎｅを算出する。）が入力されるとともに、吸気通路１０１内（ここでは、サージタンク内）の圧力（以下「吸気圧力」という。）Ｐｍを検出する吸気圧力センサ２１３の検出信号、吸気通路１０１内の温度Ｔｍを検出する吸気温度センサ２１４の検出信号、及び排気通路内の圧力（以下「排気圧力」という。）Ｐｅを検出する排気圧力センサ２１５の検出信号等が入力される。ＥＣＵ２０１は、入力した各種の検出信号をもとに、吸気動弁装置１０５により吸気作動角及び作動中心角を、スロットル弁１０２によりスロットル開度を夫々制御する。なお、本実施形態では、ＥＣＵ２０１がシリンダ吸入空気量測定装置としての機能を備えており、スロットル開度の制御に際し、ＥＣＵ２０１は、筒内に実際に吸入された空気の量をシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌとして算出する。
【００１４】
図２は、本実施形態に係る吸気動弁装置１０５の構成を示している。
【００１５】
この吸気動弁装置１０５は、作動角変更機構Ａと中心角変更機構Ｂとを含んで構成される。
【００１６】
吸気弁１０４の上方に駆動軸１５１が気筒列方向に延在させて設置されており、この駆動軸１５１に揺動カム１５２が相対回転可能に取り付けられている。この揺動カム１５２は、吸気弁のリフタ１４１と当接し、このリフタ１４１を介して吸気弁１０４を上下に駆動する。作動角変更機構Ａは、駆動軸１５１と揺動カム１５２とを繋ぐ後述するリンクの姿勢を変化させて、吸気作動角を変更するものである。他方、中心角変更機構Ｂは、駆動軸１５１の図示しないクランクシャフトに対する位相を変化させることで、作動中心角を変更するものである。
【００１７】
ここで、前者の作動角変更機構Ａの作動原理について、図３を参照して説明する。
【００１８】
作動角変更機構Ａは、駆動軸１５１に固定された円形の偏心駆動カム１５３と、この偏心駆動カム１５３に相対回転可能に外嵌するリング状リンク１５４と、駆動軸１５１と平行に配置された制御軸１５５と、この制御軸１５５に固定された円形の偏心制御カム１５６と、この偏心制御カム１５６に相対回転可能に外嵌し、一端でリング状リンク１５４と連結するロッカーアーム１５７と、このロッカーアーム１５７を揺動カム１５２と連結するロッド状リンク１５８とを含んで構成される。制御軸１５５は、電磁アクチュエータ１６１がギア列を駆動することにより回転する。
【００１９】
この作動角変更機構Ａの動作は、次のようである。クランクシャフトに連動して駆動軸１５１が回転すると、これに伴うリング状リンク１５４の往復動作に併せ、ロッカーアーム１５７が偏心制御カム１５６の軸心周りで揺動し、ロッド状リンク１５８により揺動カム１５２を駆動する。また、電磁アクチュエータ１６１により制御軸１５５を回転させることで、偏心制御カム１５６の軸心位置が変化し、ロッカーアーム１５７の回転中心が変位して、吸気作動角（及び弁リフト）が連続的に変化する。このため、電磁アクチュエータ１６１により制御軸１５５を操作することで、吸気作動角を連続的に変更することができる。
【００２０】
なお、中心角変更機構Ｂには、駆動軸１５１のカムスプロケットに対する位相を変化させ得る、公知のいかなる可変動弁装置が採用されてよい。本実施形態では、カムスプロケットと駆動軸１５１との間に中間ギアを介装して、これらの間にヘリカルギア列を形成し、中間ギアを前後させることにより駆動軸１５１の相対位相を変化させるものを採用している。
【００２１】
以下に、本実施形態に係るＥＣＵ２０１の構成及びこれが行う制御（主に、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの測定）の内容について、ブロック図により説明する。
【００２２】
ＥＣＵ２０１が行う制御は、簡単には次のようである。ＥＣＵ２０１は、アクセル操作量ＡＰＯ及びエンジン回転数Ｎｅ等の運転条件に基づいてエンジン１が発生すべき目標トルクｔＴｅを演算及び設定するとともに、この目標トルクｔＴｅに基づいて吸気動弁装置１０５及びスロットル弁１０２を作動させる。すなわち、ＥＣＵ２０１は、目標トルクｔＴｅを達成するのに必要なシリンダ吸入空気量として目標新気量ｔＱｃｙｌを算出するとともに、この目標新気量ｔＱｃｙｌに基づいて目標吸気作動角ｔθｅｖｅｎｔを設定し、吸気動弁装置１０５を作動させる。また、ＥＣＵ２０１は、実際のシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌを測定し、このシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの目標新気量ｔＱｃｙｌに対する偏差（＝ｔＱｃｙｌ−Ｑｃｙｌ）に応じ、これを減少させる位置にスロットル弁１０２を作動させ、吸気圧力Ｐｍを調整する。
【００２３】
ここで、本実施形態に係るシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの測定方法について、図１１を参照して説明する。
【００２４】
図１１は、吸気弁１０４及び排気弁１０８の作動特性（弁リフトＶＬＩＦＴｉ，ＶＬＩＦＴｅにより示す。）と、この作動特性により得られる筒内圧力Ｐｃｙｌ及び単位クランク角当たりのシリンダ吸入空気量（すなわち、流量）ＤＬＴＱとの関係を示している。
【００２５】
シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの測定のため、ＥＣＵ２０１には、筒内圧力Ｐ０のもとで下式（１ａ）及び（１ｂ）により与えられる基準シリンダ吸入空気量ＱDと、実際のシリンダ吸入空気量（以下、単に「シリンダ吸入空気量」という。）Ｑｃｙｌ（条件毎に実験又はシミュレーションにより決定する。）との関係を、理論最大吸入空気量ＱMAXにより無次元化して作成したデータとして記憶させている。すなわち、基準シリンダ吸入空気量及び理論最大吸入空気量の比（「第１の比」に相当する。）ＲＱ１＝ＱD／ＱMAXと、シリンダ吸入空気量及び理論最大吸入空気量の比（「第２の比」に相当する。）ＲＱ２＝Ｑｃｙｌ／ＱMAXとの間の一義的な関係をテーブルデータ（たとえば、ブロック２１３（図４）に示すテーブルデータ）として作成及び設定し、ＥＣＵ２０１の記憶装置に格納している。本実施形態では、筒内圧力Ｐ０として、吸気行程における筒内の状態変化が断熱膨張により行われるものとした場合に、吸気弁１０４の作動中心角ＩＶＣＮＴで得られる筒内圧力Ｐｃｔｒを採用している。この場合の筒内圧力Ｐ０（＝Ｐｃｔｒ）は、熱力学上の理論式により容易に算出することができる。また、（１ａ）及び（１ｂ）式において、吸気弁開期間における吸気ポート１０１ａの総開口面積をΣＡ（単位クランク角毎の開口面積Ａを積算して算出する。）とするとともに、開口面積Ａの積算間隔をΔθとし、吸入空気の比熱比、ガス定数及び温度をκ，Ｒａ，Ｔｍとしている。理論最大吸入空気量ＱMAXは、吸気の開始から終了までの行程容積を吸気弁上流における吸入空気の密度（又は圧力）及び温度で充填した場合に得られるシリンダ吸入空気量であり、上死点ＴＤＣにおけるシリンダ容積をＶＴＤＣとし、吸気弁閉時期ＩＶＣにおけるシリンダ容積をＶＩＶＣとして、下式（２）により与えられる。
【００２６】
ＱD＝ΣＡ×（Δθ／６・Ｎｅ）×（Ｐｍ／√（Ｒａ・Ｔｍ））×Ｘ  ・・・（１ａ）
Ｘ＝√｛（２κ／（κ―１））×（（Ｐ０／Ｐｍ）2/κ−（Ｐ０／Ｐｍ）(κ+1)/κ）｝  ・・・（１ｂ）
ＱMAX＝（Ｐｍ／（Ｒａ・Ｔｍ））×（ＶＩＶＣ−ＶＴＤＣ）  ・・・（２）
本実施形態では、筒内圧力Ｐ０として断熱膨張下での圧力Ｐｃｔｒを採用した関係上、エンジン１の運転領域全体で吸入空気の流れが理論的にチョークし、吸入空気が音速で筒内に流入することとなり、（１ｂ）式の圧力比Ｐ０／Ｐｍは、常に臨界圧力比（＝（２／（κ＋１））κ/(κ―1)＝ｃｏｎｓｔ）を示すこととなる。このため、この基準シリンダ吸入空気量ＱDを、特に「仮想ソニック吸入空気量」と呼ぶこととする。
【００２７】
また、本実施形態では、理論最大吸入空気量ＱMAXの算出期間ＰＲＤＱＭＡＸを、筒内圧力Ｐｃｙｌが低下して吸気圧力Ｐｍに一致する点（以下「実効上死点」という。）ＴＤＣＲから、筒内で吸入空気の圧縮が実質的に開始される点（以下「実効閉時期」という。）ＩＶＣＲまでの期間に設定している。このため、（２）式のシリンダ容積ＶＴＤＣとして、実効上死点ＴＤＣＲにおけるシリンダ容積ＶＴＤＣＲを採用するとともに、シリンダ容積ＶＩＶＣとして、実効閉時期ＩＶＣＲにおけるシリンダ容積ＶＩＶＣＲを採用している。なお、実効上死点ＴＤＣＲ及び実効閉時期ＩＶＣＲは、制御上、オーバーラップ中心角ＯＶＬＣＮＴからのオフセット量ＴＤＣＯＦＳ、設定上の吸気弁閉時期（以下「設定閉時期」という。）ＩＶＣからのオフセット量ＩＶＣＯＦＳにより表すこととする。
【００２８】
ＥＣＵ２０１は、実際の運転時において、仮想ソニック吸入空気量ＱD及び理論最大吸入空気量ＱMAXを算出するとともに、これらにより記憶しているテーブルを検索して、基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０を算出する。この基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０は、吸気圧力Ｐｍ及び筒内圧力Ｐｃｙｌに基づいて与えられる、静的なシリンダ吸入空気量である。ＥＣＵ２０１は、この基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０対して吸気脈動に起因するシリンダ吸入空気量の変動分に応じた補正を施し、最終的なシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌを算出する。
【００２９】
本実施形態において、吸気脈動に対する補正は、次のように行う。シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌは、吸気圧力Ｐｍと筒内圧力Ｐｃｙｌとの比をＲＰ（＝Ｐｃｙｌ／Ｐｍ）として、下式（３）により与えられる。
【００３０】
Ｑｃｙｌ＝ΣＡ×（Ｐｍ／√（Ｒａ・Ｔｍ））×√｛（２κ／（κ−１））×（ＲＰ2/κ−ＲＰ(κ+1)/κ）｝×Δｔ  ・・・（３）
本実施形態では、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの特性を、吸入空気の流れがチョークするものとした第１の領域とこれ以外の第２の領域とに分けて定義する。第１の領域において、この特性は、下式（４）により与えられる。これは、（３）式の圧力比ＲＰが臨界圧力比（＝ｃｏｎｓｔ）であることから明らかであり、（４）式は、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌが吸気圧力Ｐｍに比例し、吸気温度Ｔｍの平方根の逆数に比例することを示している。他方、第２の領域において、この特性は、筒内の状態変化が準静的に進行するものとして、下式（５）により与えられる。これは、吸気弁閉時期ＩＶＣに筒内が吸気通路１０１内の密度及び温度で充填されたものとした場合の気体の状態方程式から明らかであり、（５）式は、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌが吸気脈動分を加味した実際の吸気圧力Ｐｍ（＝Ｐｍａｖｅ＋ΔＰｍｉｖｃ）に比例し、実際の吸気温度Ｔｍ（＝Ｔｍａｖｅ＋ΔＴｍｉｖｃ）の逆数に比例することを示している。なお、（５）式において、Ｐｍａｖｅ，Ｔｍａｖｅは、平均又は代表の吸気圧力及び吸気温度を示し、ΔＰｍｉｖｃ，ΔＴｍｉｖｃは、吸気弁閉時期ＩＶＣにおける吸気圧力Ｐｍｉｖｃ及び吸気温度Ｔｍｉｖｃの平均吸気圧力Ｐｍａｖｅ及び平均吸気温度Ｔｍａｖｅに対する変化量を示している。また、本実施形態に関し、記号∝は、左辺の値が右辺の値に比例することを示すものとする。
【００３１】
ａ）ＤＬＴＱ≫０：
Ｑｃｙｌ∝Ｐｍ×（Ｔｍ）-1/2  ・・・（４）
ｂ）ＤＬＴＱ≒０：
Ｑｃｙｌ∝Ｐｃｙｌｉｖｃ×（Ｔｃｙｌｉｖｃ）-1
＝Ｐｍｉｖｃ×（Ｔｍｉｖｃ）-1
＝（Ｐｍａｖｅ＋ΔＰｍｉｖｃ）×（Ｔｍａｖｅ＋ΔＴｍｉｖｃ）-1  ・・・（５）
このように得られた２つの特性を内包するものとして、第１及び第２の領域を含む運転領域全体に渡る、最も確からしい１つの特性を近似により設定する。本実施形態では、流れの状態に応じて変化させ得る２つの係数をＫ１，Ｋ２として、この１つの特性を次式（６）により定義する。なお、係数Ｋ１，Ｋ２は、いずれも０以上、かつ１以下の値をとり、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌと理論最大吸入空気量ＱMAXとの比に応じ、これが大きいときほど大きな値に設定される（図４のブロックＢ２０４ａ，Ｂ２０５ａ）。
【００３２】
Ｑｃｙｌ∝（Ｐｍａｖｅ＋Ｋ１・ΔＰｍｉｖｃ）×（Ｔｍａｖｅ＋Ｋ１・ΔＴｍｉｖｃ）-1/(2-K2)  ・・・（６）
吸気脈動分を加味した実際のシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌは、（６）式の特性をもとに、吸気脈動分ΔＰｍｉｖｃ，ΔＴｍｉｖｃを加味した場合のものとこの吸気脈動分を０とした場合のものとの比をＲｐｕｌとして、次式（７）及び（８）により与えられる。
【００３３】
Ｑｃｙｌ＝Ｑｃｙｌ０×Ｒｐｕｌ  ・・・（７）
Ｒｐｕｌ＝｛（Ｐｍａｖｅ＋Ｋ１・ΔＰｍｉｖｃ）／Ｐｍａｖｅ｝×｛（Ｔｍａｖｅ＋Ｋ１・ΔＴｍｉｖｃ）／Ｔｍａｖｅ｝-1/(2-K2)  ・・・（８）
この（８）式から圧力補正項及び温度補正項を抽出し、夫々シリンダ吸入空気量の圧力補正係数ＰＲＡＴＥ、温度補正係数ＴＲＡＴＥとして設定する。
【００３４】
ＰＲＡＴＥ＝（Ｐｍａｖｅ＋Ｋ１・ΔＰｍｉｖｃ）／Ｐｍａｖｅ  ・・・（９）
ＴＲＡＴＥ＝｛（Ｔｍａｖｅ＋Ｋ１・ΔＴｍｉｖｃ）／Ｔｍａｖｅ｝-1/(2-K2)  ・・・（１０）
ＥＣＵ２０１は、テーブルの検索により算出した基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０にこの圧力補正係数ＰＲＡＴＥ及び温度補正係数ＴＲＡＴＥを乗算し、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌを算出する。
【００３５】
以下に、ＥＣＵ２０１の構成及び制御について、ブロック毎に説明する。なお、本実施形態では、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの測定に関する演算において、吸気圧力Ｐｍ及び吸気温度Ｔｍとして、吸気通路１０１内のサイクル毎の平均圧力及び平均温度を採用している。
【００３６】
図４は、ＥＣＵ２０１のうちシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの測定に関する部分の構成を示している。
【００３７】
仮想ソニック吸入空気量算出部Ｂ２０１は、吸気弁開時期ＩＶＯ及び吸気弁閉時期ＩＶＣ等をもとに、（１ａ）及び（１ｂ）式により仮想ソニック吸入空気量ＱDを算出する。この吸気弁閉時期ＩＶＯ等は、前回の演算実行時に設定した吸気作動角及び作動中心角から割り出すことができる。本実施形態では、（１ａ）式にある総開口面積ΣＡの算出期間ＰＲＤＱＤ（図１１）を、実効上死点ＴＤＣＲから吸気弁１０４の設定閉時期ＩＶＣまでの期間に設定している。実効上死点ＴＤＣＲは、オーバーラップ中心角ＯＶＬＣＮＴから上死点のオフセット量ＴＤＣＯＦＳだけ遅角させた時期として算出する。このオフセット量ＴＤＣＯＦＳは、図５に示す傾向のマップからの検索により推定する。この図５のマップにおいて、オフセット量ＴＤＣＯＦＳは、エンジン回転数Ｎｅが高く、かつオーバーラップ期間中の開口面積（たとえば、後述する前半開口面積ΣＡｉｖ）が小さいときほど大きな値に設定されている。なお、オーバーラップ中心角ＯＶＬＣＮＴは、吸気弁１０４のリフト量と排気弁１０８のリフト量との差が最も小さくなるクランク角をいい、本実施形態では、排気弁１０８のバルブタイミングが固定されているため、吸気作動角及び作動中心角から割り出すことができる。
【００３８】
仮想ソニック吸入空気量算出部Ｂ２０１の構成を図８に示す。臨界圧力比（＝（２／（κ＋１））κ/(κ―1)）のもとで得られる単位開口面積当たりのシリンダ吸入空気量ｑｓｏｎｉｃ＃に対し、吸入空気の状態に応じた変数（＝Ｐｍ／√（Ｒａ＃・Ｔｍ））及び吸気弁開期間中の総開口面積ΣＡを乗算するとともに、これを時間単位に換算して、仮想ソニック吸入空気量ＱDを算出する。
【００３９】
理論最大吸入空気量算出部Ｂ２０２は、吸気弁１０４の設定閉時期ＩＶＣ及びオーバーラップ中心角ＯＶＬＣＮＴ等をもとに、（２）式により理論最大吸入空気量ＱMAXを算出する。なお、既述の通り、理論最大吸入空気量ＱMAXの算出期間ＰＲＤＱＭＡＸは、実効上死点ＴＤＣＲから実効閉時期ＩＶＣＲまでの期間に設定しているが、この実効閉時期ＩＶＣＲは、設定閉時期ＩＶＣから吸気弁閉時期のオフセット量ＩＶＣＯＦＳだけ進角させた時期として算出され、このオフセット量ＩＶＣＯＦＳは、図６に示す傾向のマップからの検索により推定する。この図６のマップにおいて、オフセット量ＩＶＣＯＦＳは、エンジン回転数Ｎｅが高く、かつ吸気弁１０４の弁リフトＶＬＩＦＴｉ（たとえば、最大弁リフト）が小さいときほど大きな値に設定されている。
【００４０】
理論最大吸入空気量算出部Ｂ２０２の構成を図９に示す。実効上死点におけるシリンダ容積ＶＴＤＣＲを算出するとともに、実効閉時期におけるシリンダ容積ＶＩＶＣＲを算出し、これらの差（＝ＶＩＶＣＲ−ＶＴＤＣＲ）として算出される実効容積を（２）式に代入して、理論最大吸入空気量ＱMAXを算出する。
【００４１】
基本吸入空気量算出部Ｂ２０３は、算出した仮想ソニック吸入空気量ＱD及び理論最大吸入空気量ＱMAXに基づいて基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０を算出する。すなわち、第１の比ＲＱ１を算出するとともに、この第１の比ＲＱ１によりテーブルを検索して、対応する第２の比ＲＱ２を算出し、この第２の比ＲＱ２に理論最大吸入空気量ＱMAXを乗算することで、基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０を算出する。既述の通り、本実施形態では、単位開口面積当たりのシリンダ吸入空気量ｑｓｏｎｉｃ＃が臨界圧力比下で一定の値をとるため、仮想ソニック吸入空気量ＱDは、総開口面積ΣＡに比例する。
【００４２】
圧力補正係数算出部Ｂ２０４は、後述する脈動変化量算出部により算出された脈動圧力変化量ΔＰｍｉｖｃをもとに、（９）式により圧力補正係数ＰＲＡＴＥを算出する。係数Ｋ１は、０以上、かつ１以下の範囲内で、比Ｑｃｙｌ／ＱMAXが大きくなり、筒内の状態変化が準静的なものに近付くのに従い２次的に増大する。
【００４３】
温度補正係数算出部Ｂ２０５は、後述する脈動変化量算出部により算出された脈動温度変化量ΔＴｍｉｖｃをもとに、（１０）式により温度補正係数ＴＲＡＴＥを算出する。係数Ｋ２も、係数ｋ１と同様に０以上、かつ１以下の範囲内で、比Ｑｃｙｌ／ＱMAXが大きくなるのに従い２次的に増大する。
【００４４】
図１０は、脈動変化量算出部の構成を示している。吸気作動角θｅｖｅｎｔ（＝ＩＶＣ−ＩＶＯ）及びエンジン回転数Ｎｅに基づいて脈動圧力変化量の基本値ΔＰｍｉｖｃ０をマップからの検索により算出し、この基本値ΔＰｍｉｖｃ０に対して実際の吸気圧力Ｐｍ（＝Ｐｍａｖｅ）による補正を施して、脈動圧力変化量ΔＰｍｉｖｃを算出する。同様にして、吸気作動角θｅｖｅｎｔ及びエンジン回転数Ｎｅに基づいて脈動温度変化量の基本値ΔＴｍｉｖｃ０をマップからの検索により算出し、この基本値ΔＴｍｉｖｃ０に対して実際の吸気温度Ｔｍ（＝Ｔｍａｖｅ）による補正を施して、脈動温度変化量ΔＴｍｉｖｃを算出する。なお、（１１）及び（１２）式において、大気圧をＰａｔｍとしている。
【００４５】
ΔＰｍｉｖｃ＝ΔＰｍｉｖｃ０×Ｐｍ／Ｐａｔｍ  ・・・（１１）
ΔＴｍｉｖｃ＝ΔＴｍｉｖｃ０×Ｐｍ／Ｐａｔｍ  ・・・（１２）
図４において、ＥＣＵ２０１は、算出した基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０をもとに、下式（１３）によりシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌを算出する。なお、（１３）式において、オーバーラップ期間に筒内から吸気通路１０１内へ吹き返すガスの量（すなわち、吹返ガス量）をＱIFBとしている。この吹返ガス量ＱIFBは、係数をＫ３として、吸気圧力Ｐｍ及び排気圧力Ｐｅに基づいて下式（１４）及び（１５）により算出する。なお、（１４）式において、吸気ポート１０４ａの開口面積ΣＡとして、吸気弁開時期ＩＶＯからオーバーラップ中心角ＯＶＬＣＮＴまでの前半開口面積ΣＡｉｖを採用している。また、係数Ｋ３は、エンジン回転数Ｎｅに比例する、１以上の値として設定する（図７）。なお、排気圧力Ｐｅ及び排気温度Ｔｅとして、排気通路１０７内のサイクル毎の平均圧力及び平均温度を採用している。
【００４６】
Ｑｃｙｌ＝（Ｑｃｙｌ０−ＱIFB）×ＰＲＡＴＥ×ＴＲＡＴＥ  ・・・（１３）
ＱIFB＝ΣＡｉｖ×（Δθ／（６・Ｎｅ））×Ｐｅ／（√（Ｒａ・Ｔｅ））×ＶIFB×Ｋ３  ・・・（１４）
ＶIFB＝√｛（２κ／（κ―１））×（（Ｐｍ／Ｐｅ）2/κ−（Ｐｍ／Ｐｅ）(κ+1)/κ）｝  ・・・（１５）
本実施形態によれば、次のような効果を得ることができる。
【００４７】
すなわち、本実施形態では、吸入空気の流れがチョークする第１の領域とこれ以外の第２の領域とでシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの補正方法を異ならせたので、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの補正を領域毎に的確、かつ簡易に行い、吸気脈動の影響を加味した正確なシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌを簡易に算出することができる。
【００４８】
また、流れの状態に応じて変化させ得る係数Ｋ１，Ｋ２を採用し、この係数により第１及び第２の領域に渡り全般的に採用可能な補正係数ＰＲＡＴＥ，ＴＲＡＴＥを設定したことで、チョークの発生如何によらず１つの式により補正を行うことができ、マップ等の多用を回避し、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌの算出に要する演算負荷を軽減することができる。
【００４９】
また、仮想ソニック吸入空気量ＱD及び理論最大吸入空気量ＱMAXを定義し、これらとシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌとの間の一義的な関係を設定したことで、実際の運転に際し、バルブタイミングによらずこの関係に基づいてシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌを算出することができ、演算負荷を軽減することができる。
【００５０】
更に、算出したシリンダ吸入空気量（すなわち、基本吸入空気量Ｑｃｙｌ０）から吹返ガス量ＱIFBを減算することで、シリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌをより正確に算出することができる。
【００５１】
なお、以上では、測定したシリンダ吸入空気量Ｑｃｙｌを吸気圧力Ｐｍの補正に採用することとしたが、これを燃料噴射量の設定に採用することもできる。
【００５２】
また、吸入空気量の制御は、運転領域全体に渡りバルブタイミングの制御によることとしてもよいが、バルブタイミングによる制御を過渡運転時のみで行い、定常運転時には、スロットル開度の制御によることとしてもよい。この場合は、スロットル弁の上流にエアフローメータを設置し、定常運転時に検出する吸入空気量としてシリンダ吸入空気量に代え、スロットル弁通過空気量を採用する。
【００５３】
本発明に係るシリンダ吸入空気量測定装置は、直噴ガソリンエンジンに採用することもできる。
【図面の簡単な説明】
【００５４】
【図１】本発明の一実施形態に係るエンジンの構成
【図２】同上エンジンの吸気動弁装置の構成
【図３】同上吸気動弁装置の作動角変更機構の構成
【図４】シリンダ吸入空気量測定部の構成
【図５】上死点のオフセット量ＴＤＣＯＦＳの算出マップ
【図６】吸気弁閉時期のオフセット量ＩＶＣＯＦＳの算出マップ
【図７】係数Ｋ３の設定マップ
【図８】仮想ソニック吸入空気量算出部の構成
【図９】理論最大吸入空気量算出部の構成
【図１０】脈動変化量算出部の構成
【図１１】弁作動特性、筒内圧力及び単位クランク角当たりのシリンダ吸入空気量の関係
【符号の説明】
【００５５】
１…エンジン、１０１…吸気通路、１０２…スロットル弁、１０３…インジェクタ、１０４…吸気弁、１０５…吸気動弁装置、１０６…点火プラグ、１０７…排気通路、１０８…排気弁、１５１…駆動軸、１５２…揺動カム、１５３…偏心駆動カム、１５４…リング状リンク、１５５…制御軸、１５６…偏心制御カム、１５７…ロッカーアーム、１５８…ロッド状リンク、１６１…電磁アクチュエータ、１６２…ギア列、２０１…エンジンコントローラ、２１１…アクセルセンサ、２１２…クランク角センサ、２１３…吸気圧力センサ、２１４…吸気温度センサ、２１５…排気圧力センサ、Ａ…吸気動弁装置の作動角変更機構、Ｂ…吸気動弁装置の中心角変更機構。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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