(57)【要約】【課題】機関の筒内充填吸気量を正確に推定する。【解決手段】内燃機関吸気系の各要素をモデル化したスロットル弁モデルＭ１０、吸気管モデルＭ２０、吸気弁モデルＭ３０、シリンダモデルＭ４０、排気弁モデルＭ５０等を用いてシリンダ内に充填される吸気流量ｍｃを推定する際に、シリンダ内の既燃ガスが吸気弁開弁時に吸気ポートに逆流する吹き返しが生じている場合には、吸気ポートモデルＭ２５を用いて吸気管圧力とは別個に吸気ポート圧力を算出する。これにより、吹き返しにより生じる吸気ポートの局所的圧力上昇の影響を加味した正確な吹き返し気体量が算出されるため、筒内充填吸気量の推定精度が向上する。【選択図】      図８
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
吸気管圧力と筒内圧力とを用いて予め定めた吸気弁モデル計算式に基づいて吸気弁通過吸気流量を算出し、算出した吸気弁通過吸気流量を用いて筒内充填吸気量を算出する内燃機関の吸入空気量推定装置において、
前記吸気弁通過吸気流量を用いて予め定めた吸気ポートモデル計算式に基づいてシリンダ吸気ポート圧力を算出する吸気ポート圧力推定手段を備え、
前記推定した吸気ポート圧力とシリンダ内圧力とに基づいて筒内充填吸気量を推定する内燃機関の吸入空気量推定装置。
【請求項２】
前記吸気ポート圧力推定手段は、筒内の残留気体が吸気弁を通過して吸気ポートに逆流する吹き返しが生じていない場合には、吸気管圧力と同一の値を吸気ポート圧力として算出し、吹き返しが生じている場合には吸気管圧力に吹き返しによる圧力上昇分を加えた圧力を吸気ポート圧力として算出する、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】
前記吸気ポート圧力推定手段は、前記吹き返しが生じている場合には、予め定めた関係に基づいて機関運転状態に応じて定まる仮想の容積を用い、前記吹き返しにより吸気ポートに逆流する気体が前記仮想容積の空間内に流入したとした場合の該空間内の圧力上昇幅を、前記吹き返しによる圧力上昇分と仮定して吸気ポート圧力を算出する、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】
前記仮想容積は更に、前記吹き返しにより吸気ポートに逆流する気体が前記仮想容積の空間内に流入したとした場合の該空間内に流入する気体の量と該空間内の圧力上昇幅に応じて予め定めた関係に基づいて変化する、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】
前記吸気ポート圧力推定手段は、前記吹き返しが生じている場合には、前記吸気弁通過吸気流量に基づいて算出した吸気弁における圧損に基づいて前記吹き返しによる圧力上昇分を算出する、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６】
前記吸気ポート圧力推定手段は、前記吹き返しが生じている場合に、吸気ポート圧力と吸気管圧力とに基づいて算出される吸気ポートから吸気管に流入する気体流量と、前記吸気弁通過吸気流量とに基づいて前記吹き返しによる吸気ポート圧力上昇分を算出する、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７】
前記吸気ポート圧力推定手段は、前記吹き返しが生じている場合に、吸気弁開弁後の前記吸気ポート圧力上昇分を、機関運転状態に応じて予め定めた関係に基づいて定められる振幅と周期とを有し、吸気弁開弁開始時を始点とする正弦関数として算出する、請求項２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】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、内燃機関の吸入空気量推定装置に関し、詳細には内燃機関の吸気系統をモデル化した計算式により内燃機関の吸入空気量を算出する吸入空気量推定装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
内燃機関の吸気系統を、スロットル弁、吸気管、吸気弁、シリンダ及び排気弁等の要素に分けてそれぞれの要素をモデル化して数式で表すとともに、それぞれのモデル相互間を圧力、温度、流量等を用いて関係づけることにより機関の吸入空気量（筒内充填吸気量）を計算により求める、いわゆるエアモデルを用いた内燃機関の吸入空気量推定装置が知られている。
【０００３】
このようなエアモデルを用いた吸入空気量推定装置では、通常、大気圧、大気温度以外には機関回転数とスロットル弁開度とのみによって筒内充填吸気量を算出することが可能となる。このようなエアモデルを用いた吸入空気量推定装置では、モデル式を用いた計算により筒内充填吸気量が算出できるため、スロットル弁開度の変化速度が大きい過渡運転時等にも応答性良好に吸入空気量を算出することが可能となっている。
【０００４】
この種の吸入空気量推定を行う内燃機関の制御装置の例としては、例えば特許文献１に開示されたものがある。
特許文献１の装置は、機関の吸気系をスロットル弁、サージタンクを含む吸気管、及び吸気弁の各要素に分けてこれらの要素をシミュレーションモデルで表すとともに、それぞれのモデル内の吸気流の圧力、温度、流量をエネルギ保存則、質量保存則、運動量保存則等の物理法則を用いて計算するものである。筒内充填吸気量は、上記により算出された吸気弁を通過する吸気流量に基づいて算出される。
【０００５】
特許文献１の装置では、吸気弁閉弁時には筒内に充填された吸気により気筒内圧力は吸気管圧力（サージタンク圧力）に等しくなっていると仮定して、筒内充填吸気量（すなわち吸気弁閉弁時の筒内吸気量）を吸気弁閉弁時の吸気管（サージタンク）の圧力に比例する値として求めている。
ところが、実際の機関では機関の運転条件によっては吸気弁開弁時にシリンダ内のガスがシリンダ内の圧力により吸気弁から吸気ポートに逆流する、いわゆる吹き返しが生じる場合があるが、上記特許文献１の装置ではこの吹き返しを考慮していないため、筒内充填吸気量の算出精度が低下する問題がある。
【０００６】
本出願人はこの問題を解決するために、既に特願２００１−３１６３５０号にて、上記吹き返しを考慮したエアモデルを用いた内燃機関の吸入空気量推定装置を提案している。
上記特願２００１−３１６３５０号公の装置では、機関の吸気系をスロットル弁、サージタンクを含む吸気管、吸気弁の要素に分けてモデル化するとともに、更にこれらに加えてシリンダ及び排気弁の要素をモデル化したエアモデルを使用している。この特願２００１−３１６３５０号の装置では、スロットル弁、吸気管は特許文献１と同様なモデルを用いているが、これらに加えて排気弁、シリンダ、吸気弁をモデル化して、これらの要素内の吸気の温度、圧力、流量を前記各物理法則を用いて算出することにより、上述した吸気弁開弁時の吹き返しを考慮した筒内充填吸気量を算出するようにしている。
【０００７】
すなわち、上記特願２００１−３１６３５０号の装置では、各モデル間の関係と質量保存則、エネルギ保存則等の物理法則に基づいてシリンダ内の圧力を算出し、吸気管圧力とシリンダ内圧力とに基づいて吸気弁を通過する吸気流量を算出する。この流量は吸気管圧力がシリンダ内の圧力より高い場合には吸気管からシリンダ内に向かう正の流量となるが、シリンダ内の圧力が吸気管圧力より高い場合には、すなわち吹き返しが生じている場合には負の値になる。筒内充填吸気量は、この吸気弁通過吸気量を吸気弁開弁期間１サイクル分積算することにより求められる。
【０００８】
【特許文献１】
特開２００１−４１０９５号公報
【０００９】
【発明が解決しようとする課題】
ところが、その後の研究によれば、上記特願２００１−３１６３５０号の装置のように、サージタンクを含む吸気管圧力とシリンダ内圧とのみに基づいて吸気弁通過吸気流量を算出していたのでは、特にバルブオーバラップが大きいような運転条件、つまり吹き返しの量が大きいような条件では筒内充填吸気量の算出精度が大きく低下することが判明している。
【００１０】
上記特願２００１−３１６３５０号の装置では、吹き返しが生じると、算出される吸気管圧力は吹き返し流量に応じて上昇するが、吹き返し流量に較べてサージタンクを含む吸気管容積は大きいため吹き返しにより生じる吸気管圧力の上昇幅は比較的小さくなる。このため、吹き返し発生時のシリンダ内圧と吸気管圧力との差は比較的大きい値となり、吹き返しによりシリンダ内から流出する気体の量は比較的大きくる。このように計算上多量の吹き返し気体が吸気管に流入する場合には、シリンダ内圧が低下して吸気ポートからシリンダ内への吸気の流入が再開された場合にも、新気が筒内に流入するタイミングが遅れるため筒内に充填される新気の量は少なくなる。
【００１１】
ところが、実際の機関では吸気弁開弁時の吹き返しにより逆流する気体の量は上記特願２００１−３１６３５０号のエアモデルにより算出される量より小さく、筒内充填吸気量（新気量）は上記モデルにより算出される値より大きくなる。
研究の結果、このように吹き返し量に差が生じるのは、実際の機関では吸気弁開弁直後の吸気ポート部分に急激な局所的圧力上昇が生じるためであると考えられる。
【００１２】
吹き返しが生じるような場合、特にバルブオーバラップが大きいような場合には、吸気弁開弁直後には吸気弁からはほとんど音速に近い高速の吹き返し気流が吸気ポートに流入する。上記特願２００１−３１６３５０号では、この高速気流は吸気管（サージタンク）に流入しサージタンク内の圧力が均一に上昇すると仮定して吸気弁通過吸気流量（吹き返し流量）を計算している。このため、サージタンクの圧力上昇は比較的小さくなり、サージタンクとシリンダ内圧との差は比較的大きいままとなるので吹き返し流量は比較的大きくなる。
【００１３】
しかし、実際には吸気弁開弁直後の吹き返し気流の流速が高速であるため、この気流が流入する吸気ポートでは急激かつ局所的な圧力上昇が起こり、吸気ポート圧力はサージタンク圧力よりかなり高くなる。このため、吸気弁開弁直後には吸気ポート内圧力の上昇により吸気ポートとシリンダ内との圧力差が縮小し、これによりシリンダから吸気ポートへの吹き返しが抑制されるようになる。
【００１４】
すなわち、実際には吸気弁開弁直後の吸気ポート内の局所的圧力上昇により吹き返し流量は減少することとなる。
このため、上記特願２００１−３１６３５０号の装置のように、吸気管圧力（サージタンク圧力）とシリンダ内圧力とに基づいて吹き返し流量を算出していると、特に吹き返し流量が大きくなるバルブオーバラップが大きい運転条件では筒内充填吸気量の算出精度が大きく低下する問題が生じるのである。
【００１５】
上記問題に鑑み、本発明は吸気ポートの圧力を考慮することにより正確にシリンダから吸気ポートへの吹き返し流量を算出し、筒内充填吸気量の算出精度を向上させることが可能な内燃機関の吸入空気量推定装置を提供することを目的としている。
【００１６】
【課題を解決するための手段】
請求項１に記載の発明によれば、吸気管圧力と筒内圧力とを用いて予め定めた吸気弁モデル計算式に基づいて吸気弁通過吸気流量を算出し、算出した吸気弁通過吸気流量を用いて筒内充填吸気量を算出する内燃機関の吸入空気量推定装置において、前記吸気弁通過吸気流量を用いて予め定めた吸気ポートモデル計算式に基づいてシリンダ吸気ポート圧力を算出する吸気ポート圧力推定手段を備え、前記推定した吸気ポート圧力とシリンダ内圧力とに基づいて筒内充填吸気量を推定する内燃機関の吸入空気量推定装置が提供される。
【００１７】
すなわち、請求項１の発明では、吸気弁を通過する吸気流量を用いて吸気管圧力とは別に吸気ポート圧力を推定する吸気ポート圧力推定手段が設けられているため、例えば吹き返しが生じたような場合にも吸気ポート圧力が正確に推定され、推定した吸気ポート圧力とシリンダ内圧力とに基づいて吹き返し流量が正確に算出されるようになる。このため、吹き返し気体の量が多いバルブオーバラップ大の運転時にも正確に筒内充填吸気量を推定することが可能となる。
【００１８】
請求項２に記載の発明によれば、前記吸気ポート圧力推定手段は、筒内の残留気体が吸気弁を通過して吸気ポートに逆流する吹き返しが生じていない場合には、吸気管圧力と同一の値を吸気ポート圧力として算出し、吹き返しが生じている場合には吸気管圧力に吹き返しによる圧力上昇分を加えた圧力を吸気ポート圧力として算出する、請求項１に記載の内燃機関の吸入空気量推定装置が提供される。
【００１９】
すなわち、請求項２の発明では、吸気ポート圧力推定手段は吹き返しが生じている場合には吹き返しによる圧力上昇を考慮した、吸気管圧力より高い圧力として吸気ポート圧力を算出する。これにより、吹き返しが生じている場合にも吸気管圧力と吸気ポート圧力とが等しいと仮定する従来の場合に較べて吹き返しの量が抑制されるようになり、正確に筒内充填吸気量を推定することが可能となる。
【００２０】
また、吹き返しが生じていない通常の吸気流においては吸気ポートを通りシリンダ内に流入する吸気流の速度は吹き返し気流よりはるかに小さい。このため、吸気管（サージタンク）と吸気ポートとの間には大きな圧力差は生じない。従って、吹き返しが生じていない場合には別個に吸気ポート圧力を算出するまでもなく、吸気ポート圧力として吸気管圧力と同一の値を使用して筒内充填吸気量を算出することができる。
【００２１】
請求項３に記載の発明によれば、前記吸気ポート圧力推定手段は、前記吹き返しが生じている場合には、予め定めた関係に基づいて機関運転状態に応じて定まる仮想の容積を用い、前記吹き返しにより吸気ポートに逆流する気体が前記仮想容積の空間内に流入したとした場合の該空間内の圧力上昇幅を、前記吹き返しによる圧力上昇分と仮定して吸気ポート圧力を算出する、請求項２に記載の内燃機関の吸入空気量推定装置が提供される。
【００２２】
すなわち、請求項３の発明では吸気ポートを機関運転状態に応じて定まる容積を持つ閉じた容積部と仮定し、吹き返し発生時にはこの閉じた容積部に吹き返し気体が流入することにより吸気ポートの圧力上昇が生じると仮定する。これにより、吹き返しの気体量に応じて吸気ポートの圧力上昇を算出することができ、正確に筒内充填吸気量を算出することが可能となる。
【００２３】
請求項４に記載の発明によれば、前記仮想容積は更に、前記吹き返しにより吸気ポートに逆流する気体が前記仮想容積の空間内に流入したとした場合の該空間内に流入する気体の量と該空間内の圧力上昇幅に応じて予め定めた関係に基づいて変化する、請求項３に記載の内燃機関の吸入空気量推定装置が提供される。
【００２４】
すなわち、請求項４の発明では請求項３と同様に、吹き返しが生じている場合には吸気ポートを閉じた容積部と仮定し、この容積部に流入する吹き返し気体量に応じて吸気ポートの圧力上昇を算出する。しかし、請求項４の発明ではこの閉じた容積部の容積は一定ではなく内部の気体圧力に応じて膨張可能であると仮定して、すなわち吸気ポートの仮想容積が吸気ポートの圧力上昇に応じて変化すると仮定して吸気ポート圧力を算出する。例えば、容積部の膨張は容積部内部の気体が弾性的抵抗（ばね）、摩擦抵抗（ダッシュポット）等の抵抗に抗して容積部を膨張させると仮定することができる。このように、吸気ポートを可変容積の容積部としてモデル化することにより、更に正確に吹き返し気体量を算出することが可能となるため、より正確に筒内充填吸気量を算出することが可能となる。
【００２５】
請求項５に記載の発明によれば、前記吸気ポート圧力推定手段は、前記吹き返しが生じている場合には、前記吸気弁通過吸気流量に基づいて算出した吸気弁における圧損に基づいて前記吹き返しによる圧力上昇分を算出する、請求項２に記載の内燃機関の吸入空気量推定装置が提供される。
【００２６】
すなわち、請求項５の発明で吹き返し時には吸気弁を通過する吸気流量（すなわち吹き返しによる逆流流量）に基づいて吸気弁における圧力降下（吸気弁と吸気弁付近の吸気ポート部分を含む仮想の流路の圧損）を算出し、この圧損に基づいて吸気ポート圧力上昇分を算出する。これにより、吹き返し時に吹き返し流量に応じて吸気ポート圧力が算出されるため、吹き返し流量が正確に算出され、筒内充填吸気量の算出精度が向上する。
【００２７】
請求項６に記載の発明によれば、前記吸気ポート圧力推定手段は、前記吹き返しが生じている場合に、吸気ポート圧力と吸気管圧力とに基づいて算出される吸気ポートから吸気管に流入する気体流量と、前記吸気弁通過吸気流量とに基づいて前記吹き返しによる吸気ポート圧力上昇分を算出する、請求項２に記載の内燃機関の吸入空気量推定装置が提供される。
【００２８】
すなわち、請求項６の発明では吹き返しが生じている場合の吸気ポート圧力を吸気ポートに流入する気体量（すなわち吸気弁を通過して吸気ポートに逆流する吹き返し流量）と吸気ポートから流出する気体量（吸気ポートからサージタンクに逆流する気体量）とを用いて質量保存則に基づいて吸気ポート圧力を算出する。吸気ポートに流入する気体量と吸気ポートから流出する気体量とは、それぞれ吸気ポート圧力とシリンダ圧力、及び吸気ポート圧力と吸気管圧力とに基づいて、例えば絞りを通過する気体流量として求めることができる。これにより、吸気ポート圧力が正確に算出されるため、筒内充填吸気量の算出精度が向上する。
【００２９】
請求項７に記載の発明によれば、前記吸気ポート圧力推定手段は、前記吹き返しが生じている場合に、吸気弁開弁後の前記吸気ポート圧力上昇分を、機関運転状態に応じて予め定めた関係に基づいて定められる振幅と周期とを有し、吸気弁開弁開始時を始点とする正弦関数として算出する、請求項２に記載の内燃機関の吸入空気量推定装置が提供される。
【００３０】
すなわち、請求項７の発明では吹き返しが生じているときの吸気弁開弁後の吸気ポート圧力上昇の時間的変化を正弦関数であると仮定し、例えば実験値に基づいてこの関数の振幅、周期を機関運転状態（例えば機関回転数、負荷、バルブオーバラップ量等）の関数として予め求めておく。このような実測値に基づく関数を用いて吸気ポート圧力を算出することにより、より実際の値に近い正確な吹き返し流量が算出されるため、筒内充填吸気量の算出精度が向上する。
【００３１】
【発明の実施の形態】
以下、添付図面を用いて本発明の実施形態について説明する。
図１は本発明の吸入空気量推定装置を火花点火式機関に適用した場合の実施形態の概略構成を示す図である。
【００３２】
図１において、参照符号１０は火花点火式内燃機関本体を示す。本実施形態では、内燃機関１０として４気筒ガソリン機関を使用しているが、本発明は４気筒ガソリン機関に限定されるわけではなく、他の形式の内燃機関にも適用することができる。
【００３３】
機関１０は、シリンダ２１、ピストン２２及びクランク軸２４を備え、シリンダ２１内のピストン２２上部には燃焼室２５が形成されている。
また、シリンダ２１上部のシリンダヘッドには燃焼室２５に連通する吸気ポート３１、吸気ポート３１を開閉する吸気弁３２、吸気弁３２を駆動する吸気カムシャフトの位相角及び吸気弁３２のバルブリフト量を連続的に変更可能な吸気弁制御装置３３が設けられている。図１に３３ａで示すのは吸気弁制御装置３３のアクチュエータである。また、吸気ポート３１には吸気ポート内に燃料を噴射する燃料噴射弁３９が設けられている。
【００３４】
また、シリンダ２１上部のシリンダヘッドには、吸気ポート３１と同様に燃焼室２５に連通する排気ポート３４、排気ポートを開閉する排気弁３５、排気弁３５を開閉駆動する排気カムシャフト３６が設けられている。
更に、シリンダ２１上部のシリンダヘッドには燃焼室２５に面して点火プラグ３７と点火プラグに高電圧を供給する点火回路（イグナイタ）３８が設けられている。
【００３５】
機関１０の吸気系統４０は、機関の各気筒の吸気ポート３１に吸気マニホルドを介して接続された吸気管４１、吸気管４１に設けられたサージタンク４４、吸気管４１入口に設けられたエアクリーナ４２、吸気管４１のサージタンク４４上流側に配置されたスロットル弁４３を備えている。
【００３６】
本実施形態では、スロットル弁４３はステッパモータ等の適宜な形式のアクチュエータ４３ａを備えており、運転者のアクセルペダル８２操作とは独立した開度をとることができる、いわゆる電子スロットル弁とされている。
【００３７】
また、スロットル弁４３上流側の吸気管４１には吸気管に吸入されスロットル弁４３を通過して流れる吸入空気量を検出するエアフローメータ６１が設けられている。本実施形態では、エアフローメータ６１は熱線式流量計とされており、エアフローメータ６１近傍には吸気温度を検出する吸気温度センサ６２、大気圧を検出する大気圧センサ６３が設けられている。
【００３８】
また、機関１０の排気系統５０は、各気筒の排気ポート３４に排気マニホルド５１を介して接続された排気管５２を備えている。図１に５３で示すのは排気浄化触媒を収納した触媒コンバータである。
図１に８０で示すのは機関１０の制御を行う電子制御ユニット（ＥＣＵ）である。ＥＣＵ８０はＣＰＵ８１、ＲＯＭ８２、ＲＡＭ８３と入出力インターフェース８５及び、電源が切断されても記憶内容を保持可能なバックアップＲＡＭ８４等を双方向性バスで接続した公知の構成のマイクロコンピュータであり、点火時期や燃料噴射制御等の機関の基本制御を行う他、本実施形態では後述するエアモデルに基づいて、吹き返しを考慮した正確な吸入空気量推定を行う。
【００３９】
これらの制御のため、ＥＣＵ８０の入出力インターフェース８５には熱線式エアフローメータ６１からスロットル弁４３に流入する吸入空気量（重量流量）に対応する信号が、また吸気温度センサ６２と大気圧センサ６３から、それぞれ吸気温度（大気温度）、大気圧に対応する信号とが入力されている。吸気温度センサ６２と大気圧センサ６３との出力はエアフローメータ６１により検出した吸入空気量を気温と大気圧とに応じて補正するために用いられる。
なお、詳細には説明しないが、本実施形態ではエアフローメータ６１で検出した吸入空気量は、後述するエアモデルを用いて算出した吸入空気量を補正するのに使用している。
【００４０】
ＥＣＵ８０の入出力インターフェース８５には、スロットル弁４３近傍に設けられたスロットル弁開度センサ６４からスロットル弁４３開度に対応した電圧信号が、機関のアクセルペダル８２近傍に設けられたアクセル開度センサ７１から運転者のアクセルペダル踏み込み量（アクセル開度）に対応する電圧信号が、それぞれ入力されている他、サージタンク４４に配置された吸気圧センサ６５から吸気管圧力が入力されている。
【００４１】
更に、本実施形態では、吸気弁制御装置３３には吸気弁リフトセンサ６７が、排気管５２の触媒コンバータ５３上流側にはＯ２センサ７０が、機関１０の冷却水通路には冷却水温度センサ６９が、それぞれ設けられており、ＥＣＵ８０の入出力インターフェース８５に吸気弁３２のリフト量、排気酸素濃度及び機関冷却水温度をそれぞれ入力している。
【００４２】
図１に符号６６で示すのは吸気カムシャフト近傍に配置されたカム角センサ、６８で示すのはクランク軸近傍に配置されたクランク角センサである。
カム角センサ６６はクランク軸２４が１８０°回転する毎にカム位置信号を出力し、クランク角センサ６８はクランク軸２４が一定角度（例えば１０°）回転する毎にクランク回転角パルス信号を出力するとともに、クランク軸２４が基準回転位置をとる毎に（例えば、第１気筒が上死点に到達する毎に）、上記クランク回転角パルス信号よりパルス幅の広い基準クランク位置パルス信号を出力する。
【００４３】
これらの信号はＥＣＵ８０のインターフェース８５に入力される。ＥＣＵ８０は、例えばクランク回転角パルス信号の間隔から機関回転速度（回転数）を算出するとともに、基準クランク位置パルス信号入力後のクランク回転角パルス信号の数からクランク軸の回転位置（クランク角）を算出する。また、カム角センサ６６から入力するカム位置信号は、クランク角と共に吸気弁のバルブタイミングを算出するのに使用される。
【００４４】
また、本実施形態ではシリンダの排気ポートにはそれぞれ排気ポートの排気圧力Ｐｅと温度Ｔｅとを検出する排気温度センサと排気圧センサとが設けられており（図示せず）、それぞれ排気温度Ｐｅと排気圧力Ｔｅとに対応する信号をＥＣＵ８０のインターフェース８５に入力している。
【００４５】
本実施形態では、ＥＣＵ８０は機関１０のシリンダ２０に充填される吸気量Ｍｃを用いてそのシリンダにおける燃料噴射量ｆｃを、ｆｃ＝ＫＩ×Ｍｃとして算出する。ＫＩは機関空燃比に応じて定まる換算係数である。
【００４６】
また、ＥＣＵ８０はシリンダ２０に充填される吸気量（筒内充填吸気量）Ｍｃを機関１０の吸気系統４０をモデル化したエアモデル計算式を用いて算出する。
【００４７】
本実施形態では基本的に、本願出願人が特願２００１−３１６３５０号にて提案したエアモデルに基づく筒内充填吸気量算出方法を用いている。従って、本実施形態の筒内充填吸気量Ｍｃ算出方法を説明するために、まず特願２００１−３１６３５０号における筒内充填吸気量Ｍｃ算出方法について簡単に説明する。
【００４８】
本実施形態では、機関１０の吸気系統４０をスロットル弁、サージタンクを含む吸気管、吸気弁、シリンダ、排気弁の５つの要素に分解し、それぞれの要素をシミュレーションモデルで表して、要素内を流動する吸気の圧力、温度、流量を数式化することにより最終的に気筒内に充填される吸気量（筒内充填吸気量）Ｍｃを算出するようにしている。
【００４９】
以下、それぞれのモデルについて説明する。
（１）スロットル弁モデル
スロットル弁モデルは、基本的には図２に示すように絞り（スロットル弁開口部）を通過する気体の流れとして与えられる。
【００５０】
すなわち、図２に示すようにスロットル弁４３を絞りとして考えると、よく知られているようにスロットル弁４３を通過する気体流量ｍｔは、スロットル弁前後の気体圧力と温度、及びスロットル弁４３開口面積とによって定まり、次の数１または数２のスロットル弁モデル計算式で表される。
【００５１】
【数１】
2004278359.tif 000003
【００５２】
【数２】
2004278359.tif 000004
【００５３】
ここで、数１はスロットル弁４３上流側（大気側）の圧力が下流側（吸気管側）の圧力より高い場合の通常の吸気流れ（順流）方向のスロットル弁通過吸気流量を、数２はスロットル弁４３上流側の圧力が下流側の圧力より低く逆流が生じている場合のスロットル弁通過空気流量を、それぞれ表している。
【００５４】
数１、数２において、Ｃｔ（θｔ）は流量係数、Ａｔ（θｔ）はスロットル弁開口面積であり、Ｃｔ（θｔ）、Ａｔ（θｔ）はそれぞれスロットル弁開度θｔの関数である。Ｐａはスロットル弁上流側の圧力で本実施形態では大気圧を、Ｐｍはスロットル弁下流側の圧力で本実施形態では吸気管圧力を表す。また、Ｔａ、Ｔｍは、それぞれスロットル弁上流側と下流側の吸気温度であり、本実施形態ではそれぞれ大気温度と吸気管内温度、Ｒはガス定数、κは吸気の比熱比を表している。なお、本実施形態ではＲとκは一定値として扱う。
【００５５】
本実施形態では、流量係数Ｃｔ（θｔ）及びスロットル弁開口面積Ａｔ（θｔ）は予めスロットル弁開度θ毎に算出され、数値マップの形でＥＣＵ８０のＲＯＭ８２に格納されている。
数１、数２に示すように、本実施形態のスロットル弁モデルは、大気圧Ｐａ及び吸気管圧力Ｐｍ、大気温度Ｔａまたは吸気管内温度Ｔｍ、及びスロットル弁開度θｔを入力として、スロットル弁通過吸気流量ｍｔを出力とするモデル計算式である。
【００５６】
（２）吸気管モデル
図３は吸気管モデルを示す。吸気管モデルは、一定容積の空間内に流入する吸気流量と流出する吸気流量とに基づいて、質量保存則とエネルギー保存則とを用いて吸気管圧力Ｐｍ及び温度Ｔｍを算出する。
【００５７】
スロットル弁４３から吸気弁３２に至るサージタンク４４を含む吸気管４１の容積をＶｍとすると、図３に示すように容積部Ｖｍに流入する吸気流はスロットル弁通過吸気流であるため、流入吸気流量はｍｔ、吸気温度はＴａとなる。
【００５８】
また、容積部Ｖｍから流出する吸気流量は吸気弁を通過して気筒に充填される吸気流量ｍｃで、この吸気流の温度は吸気管温度Ｔｍとなる。
【００５９】
従って、質量保存則から下記数３が、エネルギー保存則から下記数４が、それぞれ導かれる。
【００６０】
【数３】
2004278359.tif 000005
【００６１】
【数４】
2004278359.tif 000006
【００６２】
本実施形態では、ＥＣＵ８０での演算処理を行うため、数３、数４を積分して離散化した、以下の数５、数６式を用いる。
【００６３】
【数５】
2004278359.tif 000007
【００６４】
【数６】
2004278359.tif 000008
【００６５】
ここで、添字ｋは今回計算実行時の値を、ｋ−１は前回計算実行時の値を表し、Δｔは離散化する際の差分時間（例えば８ｍｓ程度のメッシュ）を表している。また、数５、数６式におけるｍｃＡＶＥは：後述する筒内吸気流量ｍｃの吸気行程１サイクル分にわたる時間平均値である。
【００６６】
吸気管温度Ｔｍは、数５より求めたＰｍ／Ｔｍと、数６から求めたＰｍとを用いてＴｍ＝Ｐｍ／（Ｐｍ／Ｔｍ）として算出される。
（３）吸気弁モデル
吸気弁モデルは、図４に示すように吸気弁３２を通過する吸気流を表すモデルであり、基本的にはスロットル弁モデルと同様に絞り（吸気弁開口面積）を通過する吸気流として表される。
【００６７】
従って、吸気弁モデルは前述のスロットル弁モデル（数１、数２）と同様に下記の数７、数８の式で表される。
【００６８】
【数７】
2004278359.tif 000009
【００６９】
【数８】
2004278359.tif 000010
【００７０】
ここで、ｍｃは吸気弁を通過する吸気流量、すなわち気筒内に単位時間内に充填される吸気量、Ｐｍ、Ｔｍは吸気管圧力及び温度、Ｐｃ、Ｔｃはシリンダ内圧力及び温度である。また、Ｃｉｖ（Ｌ）は流量係数であり、吸気弁のリフト量Ｌの関数、Ａｉｖ（Ｌ）は吸気弁３２の開口面積であり、同様にリフト量Ｌの関数となる。
【００７１】
本実施形態では、積値Ｃｉｖ（Ｌ）・Ａｉｖ（Ｌ）の値は各Ｌの値に対して計算され、数値テーブルの形でＥＣＵ８０のＲＯＭ８２に格納されている。
スロットル弁モデル（数１、数２）と同様に数７は吸気管圧力Ｐｍがシリンダ内圧力Ｐｃより大きく、気筒内に吸気が流入している場合を、数８はＰｍがＰｃより小さく気筒内から吸気が吸気管に逆流している場合を、それぞれ表している。
【００７２】
数７、数８に示すように、本実施形態の吸気弁モデルは、吸気管圧力Ｐｍ、シリンダ内圧力Ｐｃ、吸気管内温度Ｔｍまたはシリンダ内温度Ｔｃ、及び吸気弁リフト量Ｌを入力として、吸気弁通過吸気流量ｍｃを出力する。
前述の吸気管モデル計算式数５、数６で使用される平均吸気流量ｍｃＡＶＥは、数７、数８で算出される吸気弁通過空気流量ｍｃ吸気行程全体にわたって積分した値Ｍｃを、をクランク角１８０°に相当する時間Ｔ（１８０ＣＡ）で除した値である。
【００７３】
すなわち、ｍｃＡＶＥ＝Ｍｃ／Ｔ（１８０ＣＡ）
（４）シリンダモデル
本実施形態のシリンダモデルは、図５に示すように基本的には体積Ｖｃ（可変）の閉空間（Ｖｃはクランク角の関数）に吸気弁から単位時間当たり流量ｍｃ、温度Ｔｍの吸気が流入するモデルとして表されるが、吸気弁開弁中に排気ポートから排気弁を通過してシリンダ内に逆流する排気の流れを考慮して、吸気弁からの吸気流以外に流量ｍｅ、温度Ｔｅの排気が流入するモデルとして与えられる。
【００７４】
すなわち、本実施形態のシリンダモデルでは、ｍｃ、ｍｅ、Ｔｍ、Ｔｅ（及びクランク角）を入力とし、シリンダ内圧力Ｐｃ、温度Ｔｃ及び吸気行程中に筒内に充填された吸気の総量Ｍｃを出力する。
【００７５】
シリンダモデルは、基本的にはエネルギ保存則に基づく下記数９で表される。
【００７６】
【数９】
2004278359.tif 000011
【００７７】
ここで、Ｑｗはシリンダ壁面、吸気ポート壁面などから吸気に与えられる熱量である。
【００７８】
また、シリンダ内温度Ｔｃは、気体の状態方程式から下記数１０で表される。
【００７９】
【数１０】
2004278359.tif 000012
【００８０】
ここで、Ｍｃ１は吸気弁開弁時からの充填吸気量であり、吸気弁開弁時から現在（Ｔｃ計算時）までの吸気弁と排気弁からの流入気体流量（ｍｃ＋ｍｅ）の積分値として与えられる。
【００８１】
上記数９は、このままの形ではＥＣＵ８０で演算を行うことができないため、離散化形式に直し、以下の数１１の形で使用する。
【００８２】
【数１１】
2004278359.tif 000013
【００８３】
なお、数１１におけるΔｔは数９を離散化する際の差分時間（シリンダモデルでは吸気管モデルの場合に較べてΔｔは短く設定され、例えば１ｍｓ程度のメッシュに設定される）である。
【００８４】
また、排気弁通過流量ｍｅは、次に説明する排気弁モデルにより求められる。
（５）排気弁モデル（図７、Ｍ５０）
排気弁モデルは吸気弁モデルと同様に、排気ポートの圧力と温度、Ｐｅ、Ｔｅ及びシリンダ圧力と温度Ｐｃ、Ｔｃとクランク角を入力として排気弁通過流量ｍｅを出力するモデルである。
【００８５】
図６は、排気弁モデルを示す。図６に示すように排気弁モデルは基本的には吸気弁モデルと同一であり、排気弁通過流量は数１２または数１３で与えられる。
【００８６】
【数１２】
2004278359.tif 000014
【００８７】
【数１３】
2004278359.tif 000015
数１２は、排気ポートからシリンダ内に排気が逆流する場合（すなわち、シリンダ内圧力Ｐｃが排気ポート圧力Ｐｅより低い場合）、数１３はシリンダから排気ポートに排気が流れる場合（ＰｃがＰｅより高い場合）をそれぞれ示している。なお、、Ｃｅｖ（Ｌ）、Ａｅｖ（Ｌ）はそれぞれ排気弁３５の流量係数と開口面積であり、ともに排気弁のリフト量Ｌの関数となる。
【００８８】
なお、本実施形態では、排気ポート圧力Ｐｅと排気温度Ｔｅは排気ポートに設けた排気圧センサと排気温度センサ（図示せず）により検出されるが、排気系の圧損は比較的小さいため、排気圧センサで排気圧を検出する代わりにＰｅを近似的に大気圧に等しいと仮定して演算を行うことも可能である。
また、同様に排気温度Ｔｅはシリンダ内気体温度と略等しいため、排気温度Ｔｅについても排気温度センサを設けることなくシリンダ内温度Ｔｃで代用するようにしても良い。
【００８９】
図７は、上記に説明したスロットル弁モデル、吸気管モデル、吸気弁モデル、シリンダモデルと排気弁モデルから構成されるエアモデル全体を示すブロック線図である。図６を用いて、各モデル要素のモデル計算式、入力と出力、各モデル要素間の関係及び筒内充填吸気量Ｍｃの算出過程等について再度まとめておく。
【００９０】
（Ａ）スロットル弁モデル（図７、Ｍ１０）
（１）計算式
【００９１】
【数１４】
2004278359.tif 000016
【００９２】
【数１５】
2004278359.tif 000017
【００９３】
（２）入力
・スロットル弁開度θｔ
・大気圧Ｐａ（大気圧センサ６３出力）
・大気温度Ｔａ（吸気温度センサ６２出力）
・吸気管圧力Ｐｍ
・吸気管温度Ｔｍ（数１５（逆流時）の場合）
（３）出力
・スロットル弁通過吸気流量ｍｔ
（Ｂ）吸気管モデル（図７、Ｍ２０）
（１）計算式
【００９４】
【数１６】
2004278359.tif 000018
【００９５】
【数１７】
2004278359.tif 000019
【００９６】
【数１８】
2004278359.tif 000020
【００９７】
（２）入力
・スロットル弁通過吸気流量ｍｔ（ｋ−１）
・吸気弁通過吸気流量（平均値）ｍｃＡＶＥ（ｋ−１）
・Ｐｍ（ｋ−１）、Ｔｍ（ｋ−１）、（Ｐｍ／Ｔｍ）（ｋ−１）
（３）出力
・吸気管圧力Ｐｍ（ｋ）
・吸気管温度Ｔｍ（ｋ）
（Ｃ）吸気弁モデル（図７、Ｍ３０）
（１）計算式
【００９８】
【数１９】
2004278359.tif 000021
【００９９】
【数２０】
2004278359.tif 000022
【０１００】
（２）入力
・吸気管圧力Ｐｍ
・吸気管温度Ｔｍ
・シリンダ圧力Ｐｃ
・シリンダ内温度Ｔｃ（数２０（逆流時）の場合）
・バルブリフト量Ｌ（クランク角から算出）
（３）出力
吸気弁通過吸気流量（瞬時値）ｍｃ
・吸気弁通過吸気流量ｍｃＡＶＥ（平均値）
（Ｄ）シリンダモデル（図７、Ｍ４０）
（１）計算式
【０１０１】
【数２１】
2004278359.tif 000023
【０１０２】
【数２２】
2004278359.tif 000024
【０１０３】
（２）入力
・シリンダ容積Ｖｃ（クランク角から算出）
・吸気弁通過吸気量（瞬時値）ｍｃ
・吸気管内温度Ｔｍ
・排気弁通過吸気量ｍｅ
・排気温度Ｔｅ
（３）出力
・シリンダ圧力Ｐｃ
・シリンダ内温度Ｔｃ
・筒内充填吸気量Ｍｃ
（Ｅ）排気弁モデル（図７、Ｍ５０）
（１）計算式
【０１０４】
【数２３】
2004278359.tif 000025
【０１０５】
【数２４】
2004278359.tif 000026
【０１０６】
（２）入力
・排気管圧力Ｐｅ
・排気管温度Ｔｅ
・シリンダ圧力Ｐｃ
・シリンダ内温度Ｔｃ（数２４の場合）
・バルブリフト量Ｌ（クランク角から算出）
（３）出力
排気弁通過吸気流量（瞬時値）ｍｅ
上述のように、スロットル弁モデルと排気弁モデル以外のモデル、すなわち吸気管モデル、吸気弁モデル、シリンダモデルの入力はクランク角以外は全て他のモデルの出力値が使用できる。また、クランク角は機関回転数ＮＥの関数として算出できる。
【０１０７】
更に、スロットル弁モデルの入力も、スロットル弁開度θ（ｔ）、大気圧Ｐａ、大気温度Ｔａを除き、他のモデルの出力値が使用できる。そして、大気圧Ｐａ、大気温度Ｔａは短時間では変化しないため、略一定値と考えて良い。
従って、図７に示したエアモデルでは基本的にスロットル弁開度θ（ｔ）と機関回転数ＮＥ、及び排気圧力Ｐｅ、温度Ｔｅが定まれば筒内充填吸気量ｍｃを算出することができる。
【０１０８】
具体的には、例えば機関始動時には初期値としてＰｍ、Ｐｃを大気圧Ｐａに、Ｔｍ、Ｔｃを大気温度Ｔａに、また、流量ｍｔ、ｍｃは０にそれぞれ設定し、スロットル弁開度θ（ｔ）及びクランク角を用いて上述の数１４から２４の計算を行う（Ｐｅ、Ｔｅは実測値を使用する）。
そして、この結果得られたＰｍ、ＰｃＴｍ、Ｔｃ、ｍｔ、ｍｃ、ｍｅ等の値を用いて数１４から数２４の次回の計算を行う。そして、この計算を機関始動時から所定の間隔（例えば８ｍｓ程度）でその時点におけるθ（ｔ）、ＮＥの値と前回の計算で求めたＰｍ、ｔｍ、ｍｔ、ｍｃ、ｍｅ等の値を用いて繰り返す。これにより、Ｐｍ、ｔｍ、ｍｔ、ｍｃ等は計算開始後短時間で実際の値に収束し、実際の筒内充填吸気量に一致するようになるはずである。
【０１０９】
上記の従来のエアモデルでは、吸気弁モデル（図４）において、シリンダから吸気ポートへの逆流が生じる場合（数２０）をも考慮した吸気量推定が行われているため、例えばバルブオーバラップ量が大きくて多量の吹き返しが生じるような場合にも筒内充填吸気量は正確に推定されるはずである。
しかし、前述したように、実際には従来のエアモデルは吹き返し時の吸気ポートにおける局所的な圧力上昇を考慮していないために、吹き返し量が大きい場合には特に筒内充填吸気量の推定精度が低下する問題が生じる。
【０１１０】
本発明では、上記従来のエアモデルに対して、吸気管と吸気ポートとを分けてモデル化し、吸気ポートモデルを用いて吹き返し発生時の吸気ポート圧力を吸気管圧力とは別個の値として算出することにより、筒内充填吸気量の推定精度を向上させている。
図８は、本実施形態のエアモデルの全体構成を説明する図７と同様なブロック図である。
【０１１１】
図８に示すように、本実施形態では吸気管モデルＭ２０と吸気弁モデルＭ３０との間に、吸気ポートモデルＭ２５が設けられている点が相違する。
吸気ポートモデルＭ２５の詳細については後述するが、本実施形態ではこの吸気ポートモデルＭ２５を用いて吸気ポート圧力Ｐｐを算出し、吸気弁通過流量ｍｃを数２０の代わりに次に示す数２５、数２６を用いて算出するようにしている。ここで、数２５は吸気ポートへの吹き返しが生じていない場合（すなわち、Ｐｐ≧Ｐｃの場合）、数２６は吸気ポートに吹き返しが生じている場合（すなわちＰｐ＜Ｐｃの場合）である。
【０１１２】
【数２５】
2004278359.tif 000027
【０１１３】
【数２６】
2004278359.tif 000028
【０１１４】
ここで、後述するように本実施形態の吸気ポートモデルＭ２５ではシリンダからの吹き返しが生じている場合には、吸気管圧力Ｐｍとは別個に、Ｐｍより高い圧力として吸気ポート圧力Ｐｐを算出するが、吹き返しが生じていない場合には、吸気ポート圧力Ｐｐとして吸気管圧力Ｐｍと等しい値を使用し、吸気管圧力Ｐｐと別個に吸気ポート圧力Ｐｐを算出することは行わない。
【０１１５】
すなわち、図８のエアモデルは、シリンダからの吹き返しが生じていない場合には図７のモデルと同一になる。
これにより、吸気弁開弁開始時の吹き返し気流による吸気ポートの局所的な圧力上昇も吸気弁通過流量に正確に反映されるようになるため、バルブオーバラップが大きい運転状態においても正確に筒内充填吸気量が算出されるようになる。
【０１１６】
図９は、本実施形態の吸気ポートモデルＭ２５を用いた吸気弁通過流量算出操作の概略を示すフローチャートである。本操作は、ＥＣＵ８０により例えば１ｍｓ程度の比較的短い間隔で繰り返されるルーチンとして行われる。
図９の操作では、吸気ポートへの吹き返しが生じているか否かを判定し、吹き返しが生じている場合には、吸気ポートへの吹き返しによる吸気ポートの局所的な圧力上昇を加味した吸気ポート圧力を算出し、この吸気ポート圧力Ｐｐに基づいて吸気弁モデル計算式数２６を用いて吸気弁通過流量を算出する。また、吹き返しが生じていない場合には、Ｐｐ＝Ｐｍ、Ｔｐ＝Ｔｍとして、数２５を用いて吸気弁通過吸気流量を算出する。この場合には数２５は数２０と同じ式になる。
【０１１７】
すなわち、図９においてステップ９０１では前回操作実行時に算出した吸気ポート圧力Ｐｐを用いて吸気弁通過吸気量ｍｃを算出する。
そして、ステップ９０３では現在シリンダから吸気ポートへの吹き返しが生じているか否かを判定する。この判定は、前回算出した吸気ポート圧力ＰｐがＰｃより低くなっているか否かに基づいて判断しても良いが、単に圧力の比較のみで吹き返しの有無を判断したのでは吸気ポートの圧力脈動の影響による誤差が生じる場合がある。このため、本実施形態ではＰｐ≧Ｐｃの場合の吸気弁通過流量（数２５）を正、Ｐｐ＜Ｐｃの場合の吸気弁通過流量（数２６）を負の値として、数回分の吸気弁通過流量ｍｃを積算し、この積算値が負の値になったときにはシリンダから吸気ポートへの吹き返しが発生していると判断するようにしている。
【０１１８】
ステップ９０３で、吹き返しが発生している場合、すなわちステップ９０１で算出した吸気弁通過吸気量ｍｃの積算値が負の値であった場合には、ステップ９０７に進み、後述する吸気ポートモデル計算式に基づいて吸気ポート圧力Ｐｐを算出する。
また、ステップ９０３で吸気弁通過流量ｍｃの積算値が正であった場合、すなわち吹き返しが生じていない場合には、吸気ポート圧力Ｐｐとして前述の吸気管モデル計算式（数１６から数１８）で算出した吸気管圧力Ｐｍを設定して今回の操作を終了する。
【０１１９】
これにより、次回の操作実行時には吹き返しが生じている場合には吸気ポートモデル計算式に基づいて算出した吸気ポート圧力を用いて、また吹き返しが生じていない場合には吸気管圧力を用いて吸気弁通過流量が算出されるため、吹き返しの影響を考慮した正確な吸気弁通過流量が算出される。
従って、正負を考慮して吸気弁通過流量を吸気行程１サイクルにわたって積算することにより、筒内に充填される新気の量Ｍｃが正確に算出されるようになる。
【０１２０】
次に、上記ステップ９０７の吸気ポート圧力Ｐｐ算出のために使用する吸気ポートモデルについて説明する。
本実施形態で使用することができる吸気ポートモデルは１つに限られるわけではなく、いくつかの吸気ポートモデルが使用可能である。以下に本実施形態で使用可能な吸気ポートモデルの例について説明するが、図９の操作では以下の吸気ポートモデルのうちいずれかに基づいて吸気ポート圧力が算出される。
【０１２１】
（１）第１の実施形態
図１０は、本実施形態の吸気ポートモデルを模式的に示す図である。
本実施形態では、吹き返しが生じている場合には、吸気ポートを所定の仮想容積を有する閉空間と仮定し、この閉空間にシリンダからの吹き返し気体の全量が流入するとした場合の圧力上昇を求め、吸気管圧力にこの圧力上昇分を加えた圧力を吸気ポート圧力Ｐｐとして使用する。
吹き返しにより、吸気弁開弁直後の短時間にシリンダから高速の気流が吸気ポートに流入すると、吸気ポートには流入する気体により局所的に圧力の上昇が生じる。この局所的な圧力上昇は流入する気体が高速であるほど、また、流量が大きいほど大きくなると考えられる。
【０１２２】
そこで、本実施形態では吸気ポートが機関運転状態により定まる仮想の容積を有する閉空間（容器）であると仮定し、この閉空間に流入する吹き返し気流により生じる圧力上昇が吸気ポートの圧力上昇に等しいと仮定する。
今、吸気ポートの閉空間としての容積をＶｐ、単位時間当たりの吹き返し流量、すなわち吹き返し時の吸気弁通過流量をｍｃとすると、吹き返し気体の流入による吸気ポートＰｐの単位時間当たり圧力変化ｄＰｐ／ｄｔは、状態方程式より次の数２７で表される。
【０１２３】
【数２７】
2004278359.tif 000029
【０１２４】
ここで、Ｒは吹き返しガスの気体定数、またＴｐは吸気ポート内の気体温度であり略シリンダ内の気体温度Ｔｃに等しいと考えられる。
従って、吹き返しによる吸気ポート圧力上昇幅ΔＰｐは吹き返し開始後の数２７の積分値に等しくなり、Ｔｃの変化を無視すると次の数２８で表される。
【０１２５】
【数２８】
2004278359.tif 000030
【０１２６】
ここで、吸気弁通過流量ｍｃの積分値は数２６で算出される流量ｍｃ（吹き返し流量）を積算することにより求められ、吸気ポート圧力Ｐｐは、
Ｐｐ＝Ｐｍ＋ΔＰｐ
として算出される。
【０１２７】
図９ステップ９０７では、上記により吸気ポート圧力Ｐｐを算出する操作と、算出したＰｐの値を用いて次回の吸気弁通過流量ｍｃを算出する操作（図９、ステップ９０１）を逐次繰り替えすことにより、吸気弁通過吸気量ｍｃが正確に算出されるようになる。
なお、吸気ポートの仮想容積Ｖｐは予め実験結果に基づいて算出され、例えば機関回転数ＮＥと機関１の吸気バルブタイミングＶＴとを用いた数値マップとしてＥＣＵ８０のＲＯＭ８２に格納されており、図９の操作実行毎に実際の機関回転数とバルブタイミングとに基づいてＥＣＵ８０により読み出される。
【０１２８】
例えば機関の回転数が高くなるほど吹き返し気体の量は少なくなる。このため、仮想容積Ｖｐは回転数が増大するほど小さな値に設定される。また、バルブタイミングが進角するほど（バルブオーバラップが大きいほど）吹き返し気体の量は増大するが吸気ポートの圧力上昇は吹き返し気体の量に対応して増大しない。
このため、このため、仮想容積Ｖｐは吸気弁のバルブタイミングが進角するほど大きな値に設定されている。
【０１２９】
（２）第２の実施形態
上記第１の実施形態では、吸気ポートの仮想容積Ｖｐは機関運転状態（例えば機関回転数とバルブタイミング）とに応じて定まる一定値とされていた。
しかし、実際の運転では吸気ポートは閉空間ではなくサージタンクに接続されており、吸気ポートに流入した吹き返し流量の全量が吸気ポートにとどまるわけではない。流入した気体は、吸気ポートや吸気管内に存在する気体を圧縮しながら圧力波となって吸気ポート内をサージタンクに向かって進行する。
【０１３０】
そこで、本実施形態では吸気ポートの仮想容積が内部の圧力に応じて膨張すると仮定する。また、図１１に示すように、吸気ポートの仮想容積の膨張の際には吸気ポート内の既存の気体との境界にばね定数ｋのスプリングＳと減衰定数ｃのダッシュポットＤで表される抵抗が生じ、この抵抗に抗して吹き返し気体が膨張すると仮定する。
【０１３１】
今、吸気ポートに流入する吹き返し気体の流量をｍｃ、温度をＴｃとすると、吸気ポートに流入する気体のエネルギー保存則は次の数２９で表される。
【０１３２】
【数２９】
2004278359.tif 000031
【０１３３】
ここで、Ｗは吸気ポートに流入する吹き返し気体がする仕事であるが、この仕事を、図１１に示すようにスプリングＳとダッシュポットＤとで付勢された仮想の可動境界壁１１０を押動する仕事として表すと次の数３０を得る。
【０１３４】
【数３０】
2004278359.tif 000032
【０１３５】
ここで、Ａはポート断面積（一定値）である。
数３０の右辺を展開し、ｋ／Ａ＝Ｋ、ｃ／Ａ＝Ｃと置くと数３１を得る。
【０１３６】
【数３１】
2004278359.tif 000033
【０１３７】
従って、数３１を数２９に代入して数３２を得る。
【０１３８】
【数３２】
2004278359.tif 000034
【０１３９】
また、状態方程式からＶｐ、Ｐｐ、ｍｃの間に次の数３３の関係が成立する。
【０１４０】
【数３３】
2004278359.tif 000035
【０１４１】
更に、数３２を離散化して表すと次の数３４を得る。
【０１４２】
【数３４】
2004278359.tif 000036
【０１４３】
吸気ポート圧力Ｐｐは、数２６で算出される吸気弁通過流量ｍｃ（吹き返し流量）と数３３とを用いて数３４の逐次計算を行うことにより算出される。数３４における定数Ｋ及びＣは予め実験により機関回転数ＮＥと吸気弁バルブタイミングＶＴとの関数として求められ、ＮＥとＶＴとを用いた数値マップとしてＥＣＵ８０のＲＯＭ８２に格納されており、数３４の演算毎に実際の機関回転数とバルブタイミングとに基づいてこのマップから読み出される。
これにより、更に正確に吹き返しによる吸気ポート圧力上昇を算出することが可能となり、筒内充填吸気量の算出精度が向上する。
【０１４４】
（３）第３の実施形態
上述の第２の実施形態では、図１１の仮想の可動境界壁１１０のする仕事と、吸気ポートに流入する気体のエネルギ保存則に基づいて吸気ポート内圧力Ｐｐを算出したが、本実施形態では計算を簡素化するために、図１１の可動境界壁１１０の両側に作用する力の釣り合いについて考える。
【０１４５】
図１１の可動壁１１０の左側（吸気管側）には吸気管圧力Ｐｍと、スプリングＳとダッシュポットＤとによる力Ｆが作用しており、可動壁１１０の右側（吸気ポート側）には吸気ポート圧力Ｐｐか作用しているのであるから、ΔＰｐ＝Ｐｐ−Ｐｍと置くとΔＰｐ×Ａ＝Ｆとなる。ここで、Ａは可動壁１１０の面積（吸気ポートの断面積）、ＦはスプリングＳとダッシュポットＤとによる付勢力の合計でありスプリングＳのばね定数ｋとダッシュポットＤの減衰定数ｃを用いて次の数３５で与えられる。
【０１４６】
【数３５】
2004278359.tif 000037
【０１４７】
数３５と上記ΔＰｐ×Ａ＝Ｆとを用いて、Ｋ＝ｋ／Ａ２、Ｃ＝ｃ／Ａ２と置くと数３６を得る。
【０１４８】
【数３６】
2004278359.tif 000038
【０１４９】
また、ＶｐとｄＶｐ／ｄｔとは、それぞれ数３７と数３８とで表される。
【０１５０】
【数３７】
2004278359.tif 000039
【０１５１】
【数３８】
2004278359.tif 000040
【０１５２】
ΔＰｐは吹き返し気体の流入による吸気ポートの局所的圧力上昇幅であるため、吸気ポート圧力Ｐｐは、となる。
従って、ΔＰｐはまず、吸気弁開弁時の初期値としてＰｐ＝Ｐｍ、Ｖｐ＝０とおいて、数２５で算出される吸気弁通過流量ｍｃ（吹き返し流量）を用いて数３８からを求め、これを数３６に代入してΔＰｐを求め、更にＰｐ＝Ｐｍ＋ΔＰｐからＰｐを求める。そして、求めたＰｐの値を用いて数２５でｍｃを求め、このｍｃ及びその積算値を用いて数３７、数３８とからＶｐとｄＶｐ／ｄｔとを算出し、数３６に代入することによりΔＰｐを求める操作を繰り返す逐次計算により算出することができる。
【０１５３】
（４）第４の実施形態
次に、吸気ポートモデルの第４の実施形態について説明する。
本実施形態では、吹き返しが発生した時の吸気ポート圧力Ｐｐは、吹き返し気流の吸気弁を含む仮想の管路通過時の圧損により定まると仮定する。
【０１５４】
ここで、管路通過時の気体流速をｕとすると圧損（Ｐｃ−Ｐｐ）はｕ２の関数となり、次の数３９で表される。
【０１５５】
【数３９】
2004278359.tif 000041
【０１５６】
ここで、数３９右辺第一項のρは吹き返し気体の密度であり、シリンダ内圧力Ｐｃと温度Ｔｃとの関数となる。
【０１５７】
また、数３９右辺第二項は、数４０のように表される。
【０１５８】
【数４０】
2004278359.tif 000042
【０１５９】
ここでαは定数、ｌ、ｄはそれぞれ吸気弁を含む仮想の流路の長さと直径とであり、吸気弁のリフトＬの関数となる。α、ｌ、ｄの値については、予め実際の機関を用いた実験により求めてあり、ＥＣＵ８０のＲＯＭ８２に格納してある。
【０１６０】
また、Ｐｃ、Ｔｃはシリンダモデル（図７、Ｍ４０）で算出した値を使用する。これにより、吸気ポート圧力Ｐｐは、次の数４１により算出される。なお、数３９から、吹き返しによる吸気ポート圧力上昇分ΔＰｐは、ΔＰｐ＝Ｐｐ−Ｐｍ＝Ｐｃ−Ｐｍ−（ρｕ２／２）−α（ｌ／ｄ）ｕ２と表すこともできる。
【０１６１】
【数４１】
2004278359.tif 000043
【０１６２】
すなわち、本実施形態では、シリンダモデル（図７、Ｍ４０）、吸気弁モデル（図７、Ｍ３０）を用いて算出したｍｃ、Ｐｃ、Ｔｃを用いてρ、ｕを算出し、数４１を用いて吸気ポート圧力Ｐｐを算出し、次のｍｃ、Ｐｃ、Ｔｃを算出する操作を繰り返すことにより、吹き返しによる吸気ポート圧力の局所的上昇が吸気弁通過流量ｍｃに反映され、筒内充填吸気量の算出精度が向上する。
【０１６３】
（５）第５の実施形態
次に吸気ポートモデルの第５の実施形態について説明する。
図１２は、本実施形態の吸気ポートモデルを模式的に示す。図１２に示すように、本実施形態では吸気弁から吸気ポートに流入した吹き返し気体の一部が絞り１２０を通過して吸気管に流出すると仮定する。
【０１６４】
今、吸気管圧力Ｐｍ、吸気ポート圧力Ｐｐ、吸気ポート温度Ｔｐ、吸気ポート容積Ｖｐ、吸気弁通過流量（吹き返し流量）ｍｃ及び絞り１２０を通過して吸気ポートから吸気管に流入する気体流量ｍｐを用いて気体の状態方程式より数４２を得る。
【０１６５】
【数４２】
2004278359.tif 000044
【０１６６】
また、絞り１２０を通過する流量ｍｐはＰｍ、Ｐｐ、Ｔｐ及び吹き返し気体の比熱比κとを用いて絞り通過流量の計算式数４３、数４４により算出される。
【０１６７】
【数４３】
2004278359.tif 000045
【０１６８】
【数４４】
2004278359.tif 000046
【０１６９】
ここで数４３のＣｐは絞り部の流量係数、Ａｐは仮想絞り１２０の開口面積であり、機関の運転状態（機関回転数ＮＥと吸気弁バルブタイミングＶＴ）に応じて定められる。
【０１７０】
ここで、吹き返し気体温度Ｔｐは略シリンダ内気体温度Ｔｃに等しいと仮定して数４２を離散形式に書きなおすと数４５を得る。
【０１７１】
【数４５】
2004278359.tif 000047
【０１７２】
本実施形態では、吹き返し発生時にＰｐ＝Ｐｍ、ｍｐ＝０を初期値として、数２６を用いて吸気弁モデルから吸気弁通過流量ｍｃを算出し、このｍｃを用いて数４５から吸気ポート圧力Ｐｐを算出する。更に、次回からはこの算出したＰｐを用いて数２６からｍｃを、数４３からｍｐをそれぞれ算出し、これらを用いて数４５から吸気ポート圧力Ｐｐを算出する操作を繰り返す。これにより、吸気ポートへの吹き返しによる圧力の局所的上昇が吸気ポート圧力Ｐｐに正確に反映され、筒内充填吸気量の算出精度が向上する。
【０１７３】
（６）第６の実施形態
本実施形態では、吸気弁開弁後の吸気ポート圧力上昇を正弦関数で近似する。実際の運転においては、吸気弁開弁後の吸気ポート圧力上昇は当然ながら必ずしも正弦波にはなっていない。しかし、吹き返しが問題になるのは吸気弁開弁開始時後の極めて短い時間であるため、圧力上昇を正弦関数で近似しても大きな誤差は生じない。
【０１７４】
本実施形態では、吸気弁開弁後の圧力上昇ΔＰｐ＝Ｐｐ−Ｐｍをクランク角ＣＡの正弦関数として数４６で表す。
【０１７５】
【数４６】
2004278359.tif 000048
【０１７６】
ここで、ＣＡｉｏは吸気弁が開弁を開始するクランク角である。
【０１７７】
数４６における正弦関数の振幅ａ（最大圧力上昇幅）及び周期ｂ（圧力上昇期間）は、ともに吹き返し気体の流量に依存するため、バルブオーバラップ量ＯＬと吸気圧Ｐｍと排気圧Ｐｅとの比（Ｐｍ／Ｐｅ）との関数になり、数４７、数４８のように表すことができる。
【０１７８】
【数４７】
2004278359.tif 000049
【０１７９】
【数４８】
2004278359.tif 000050
【０１８０】
ここで、Ｃ１からＣ４は定数であり、実際の機関を用いた実験により予め定められる。
【０１８１】
図１３は、数４６から４８を用いて算出した吸気ポート圧力上昇幅ΔＰｐの一例を示す図である。図２においてカーブＶＴ４０、ＶＴ２０、ＶＴ０は、それぞれ吸気弁開弁クランク角（数４６のＣＡｉｏ）が上死点前（ＢＴＤＣ）４０度、２０度、０度の場合を示している。
なお、数４６の関数の振幅ａ及び周期ｂは数４７及び数４８のように数式を用いて表す代わりにＯＬと（Ｐｍ／Ｐｅ）とを引数とする数値マップの形で予めＥＣＵ８０のＲＯＭ８２に格納しておくようにしても良い。
【０１８２】
本実施形態では、吸気弁開弁後の吸気ポート圧力上昇幅ΔＰｐを正弦関数と仮定して数４６の形に表すことにより、簡易かつ正確に吹き返し発生時の吸気ポート圧力上昇を算出することが可能となり、筒内充填吸気量の算出精度を向上させることが可能となっている。
【０１８３】
【発明の効果】
各請求項に記載の発明によれば、吸気弁モデル計算式に基づいて吸気弁通過吸気流量を算出し、算出した吸気弁通過吸気流量を用いて筒内充填吸気量を算出する場合に、吸気ポートの圧力を考慮することにより正確にシリンダから吸気ポートへの吹き返し流量を算出することができ、筒内充填吸気量の算出精度を向上させることが可能となる共通の効果を奏する。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明を火花点火式機関に適用した場合の実施形態の概略構成を示す図である。
【図２】スロットル弁モデルを説明する図である。
【図３】吸気管モデルを説明する図である。
【図４】吸気弁モデルを説明する図である。
【図５】シリンダモデルを説明する図である。
【図６】排気弁モデルを説明する図である。
【図７】従来技術におけるエアモデルの全体を示すブロック図である。
【図８】吸気ポートモデルを持ちたいエアモデル全体を示すブロック図である。
【図９】図８のエアモデルにおける吸気弁通過流量算出操作を説明するフローチャートである。
【図１０】吸気ポートモデルの第１の実施形態を説明する図である。
【図１１】吸気ポートモデルの第２の実施形態を説明する図である。
【図１２】吸気ポートモデルの第５の実施形態を説明する図である。
【図１３】吸気ポートモデルの第６の実施形態を用いて算出した吸気ポート圧力上昇の変化の一例を示す図である。
【符号の説明】
１０…内燃機関全体
８０…電子制御ユニット（ＥＣＵ）
Ｍ１０…スロットル弁モデル
Ｍ２０…吸気管モデル
Ｍ２５…吸気ポートモデル
Ｍ３０…吸気弁モデル
Ｍ４０…シリンダモデル
Ｍ５０…排気弁モデル
【図１】
2004278359.tif 000051
【図２】
2004278359.tif 000052
【図３】
2004278359.tif 000053
【図４】
2004278359.tif 000054
【図５】
2004278359.tif 000055
【図６】
2004278359.tif 000056
【図７】
2004278359.tif 000057
【図８】
2004278359.tif 000058
【図９】
2004278359.tif 000059
【図１０】
2004278359.tif 000060
【図１１】
2004278359.tif 000061
【図１２】
2004278359.tif 000062
【図１３】
2004278359.tif 000063