(57)【要約】【課題】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。【解決手段】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（ステップＳ２，Ｓ３）。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ｕ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、ガス通路のガスの流速ｕが大きいときほどタイムステップΔｔが短くなるように、推定されるガスの流速ｕが最も大きいセルのガス流速ｕｍａｘに基づいて同タイムステップΔｔを可変設定している（ステップＳ４）。【選択図】図５
2015063967.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
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。
【請求項２】
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。
【請求項３】
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。
【請求項４】
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。
【請求項５】
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「ＰＶκ＝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。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、内燃機関の吸入空気量推定装置に関する。
【背景技術】
【０００２】
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。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００３】
【特許文献１】特開２００４‐２９３５４６号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
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。
【０００５】
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。
【課題を解決するための手段】
【０００６】
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。
【０００７】
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。
【０００８】
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。
【０００９】
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。
【００１０】
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。
【００１１】
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。
【００１２】
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「ＰＶκ＝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。
【００１３】
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。
【図面の簡単な説明】
【００１４】
【図１】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。
【図２】物理モデルを示すブロック図。
【図３】吸気管モデルを示す模式図。
【図４】セルにおける熱量の移動を模式的に示す図。
【図５】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。
【図６】吸気管モデルを示す模式図。
【図７】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。
【図８】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。
【発明を実施するための形態】
【００１５】
（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。
【００１６】
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。
【００１７】
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。
【００１８】
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。
【００１９】
（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。
【００２０】
【数１】
2015063967.tif 000003
【００２１】
【数２】
2015063967.tif 000004
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。
【００２２】
（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。
【００２３】
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。
【００２４】
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。
【００２５】
【数３】
2015063967.tif 000005
【００２６】
【数４】
2015063967.tif 000006
次に、吸気管離散化モデルについて説明する。
【００２７】
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。
【００２８】
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。
【００２９】
【数５】
2015063967.tif 000007
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。
【００３０】
【数６】
2015063967.tif 000008
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。
【００３１】
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。
【００３２】
【数７】
2015063967.tif 000009
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。
【００３３】
【数８】
2015063967.tif 000010
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。
【００３４】
【数９】
2015063967.tif 000011
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。
【００３５】
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。
【００３６】
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。
【００３７】
（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。
【００３８】
【数１０】
2015063967.tif 000012
【００３９】
【数１１】
2015063967.tif 000013
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。
【００４０】
【数１２】
2015063967.tif 000014
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。
【００４１】
（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。
【００４２】
【数１３】
2015063967.tif 000015
【００４３】
【数１４】
2015063967.tif 000016
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。
【００４４】
（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。
【００４５】
【数１５】
2015063967.tif 000017
【００４６】
【数１６】
2015063967.tif 000018
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。
【００４７】
【数１７】
2015063967.tif 000019
（排気管モデル）
次に、排気管モデルについて説明する。
【００４８】
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。
【００４９】
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。
【００５０】
【数１８】
2015063967.tif 000020
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。
【００５１】
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。
【００５２】
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。
【００５３】
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。
【００５４】
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。
【００５５】
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。
【００５６】
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。
【００５７】
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。
【００５８】
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。
【００５９】
（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。
【００６０】
（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。
【００６１】
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。
【００６２】
【数１９】
2015063967.tif 000021
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。
【００６３】
【数２０】
2015063967.tif 000022
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。
【００６４】
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。
【００６５】
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。
【００６６】
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。
【００６７】
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。
【００６８】
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）。
【００６９】
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）。
【００７０】
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）。
【００７１】
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。
【００７２】
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。
【００７３】
（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。
【００７４】
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。
【００７５】
【数２１】
2015063967.tif 000023
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。
【００７６】
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。
【００７７】
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）。
【００７８】
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。
【００７９】
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。
【００８０】
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。
【００８１】
（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。
【００８２】
・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。
【００８３】
【数２２】
2015063967.tif 000024
・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。
【００８４】
・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。
【符号の説明】
【００８５】
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。
【図１】
2015063967.tif 000025
【図２】
2015063967.tif 000026
【図３】
2015063967.tif 000027
【図４】
2015063967.tif 000028
【図５】
2015063967.tif 000029
【図６】
2015063967.tif 000030
【図７】
2015063967.tif 000031
【図８】
2015063967.tif 000032