(57)【要約】【課題】将来の吸入空気量を将来の吸気管圧力を変数とした関数により算出する内燃機関の吸入空気量推定装置において、関数を特定するパラメータをマップ化することなく、使用する関数を適切に特定可能とすることである。【解決手段】この関数を特定するためのパラメータは、エアフローメータ７の出力に基づく現在のスロットル弁通過空気量と圧力センサ１１の出力に基づく現在の吸気管圧力の時間微分値とを使用して算出される現在の吸入空気量と、圧力センサの出力に基づく現在の吸気管圧力をこの関数に使用して算出される現在の吸入空気量とが等しいことに基づき決定される。【選択図】      図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
将来の吸入空気量を将来の吸気管圧力を変数とした関数により算出する内燃機関の吸入空気量推定装置において、前記関数を特定するためのパラメータは、エアフローメータの出力に基づく現在のスロットル弁通過空気量と圧力センサの出力に基づく現在の吸気管圧力の時間微分値とを使用して算出される現在の吸入空気量と、前記圧力センサの出力に基づく現在の吸気管圧力を前記関数に使用して算出される現在の吸入空気量とが等しいことに基づき決定されることを特徴とする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する。
【０００２】
【従来の技術】
正確な空燃比制御を実現するためには、実際に気筒内へ供給された吸入空気量に対して燃料噴射量を決定しなければならない。しかしながら、実際に気筒内へ供給された吸入空気量は、吸気弁閉弁時の吸入空気量に大きく影響するために、燃料噴射量を決定する現在において、吸気弁閉弁時の将来の吸入空気量を推定することが必要とされる。
【０００３】
スロットル弁開度が変化しない機関定常時においては、現在の吸入空気量と吸気弁閉弁時の吸入空気量とは等しく、現在の吸入空気量を吸気弁閉弁時の吸入空気量として良いが、スロットル弁開度が変化している機関過渡時においては、現在の吸入空気量を吸気弁閉弁時の吸入空気量とすることはできない。それにより、吸気弁閉弁時の推定スロットル弁開度に基づき吸気弁閉弁時の吸気管圧力を算出し、この吸気管圧力に基づき吸気弁閉弁時の吸入空気量を算出することが提案されている（例えば、特許文献１参照）。
【０００４】
【特許文献１】
特開２００１−４１０９５号公報
【特許文献２】
特開２００２−２３４７９８号公報
【特許文献３】
特開２００２−２０１９９８号公報
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
吸入空気量は吸気管圧力の一次関数によって近似することができる。しかしながら、この一次関数は、内燃機関毎に異なるものであると共に機関運転状態によっても変化するものであり、前述の従来技術では、一次関数を決定するパラメータを機関回転数及びバルブタイミングに応じてマップ化している。このマップ化には多大な適合工数が必要とされるだけでなく、こうしてパラメータをマップ化しても、内燃機関が経時変化すれば、適当な一次関数が特定されず、正確な吸入空気量を算出することができない。
【０００６】
従って、本発明の目的は、将来の吸入空気量を将来の吸気管圧力を変数とした関数により算出する内燃機関の吸入空気量推定装置において、関数を特定するパラメータをマップ化することなく、使用する関数を適切に特定可能とすることである。
【０００７】
【課題を解決するための手段】
本発明による請求項１に記載の内燃機関の吸入空気量推定装置は、将来の吸入空気量を将来の吸気管圧力を変数とした関数により算出する内燃機関の吸入空気量推定装置において、前記関数を特定するためのパラメータは、エアフローメータの出力に基づく現在のスロットル弁通過空気量と圧力センサの出力に基づく現在の吸気管圧力の時間微分値とを使用して算出される現在の吸入空気量と、前記圧力センサの出力に基づく現在の吸気管圧力を前記関数に使用して算出される現在の吸入空気量とが等しいことに基づき決定されることを特徴とする。
【０００８】
【発明の実施の形態】
図１は、本発明による吸気量推定装置が取り付けられる内燃機関を示す概略図である。同図において、１は機関本体であり、２は各気筒共通のサージタンクである。３はサージタンク２と各気筒とを連通する吸気枝管であり、４はサージタンク２の上流側の吸気通路である。各吸気枝管３には燃料噴射弁５が配置され、吸気通路４におけるサージタンク２の直上流側にはスロットル弁６が配置されている。スロットル弁６は、アクセルペダルに連動するものではなく、ステップモータ等の駆動装置によって自由に開度設定可能なものである。７は吸気通路４のスロットル弁６より上流側の吸気流量を検出するエアフローメータである。機関本体１において、８は吸気弁であり、９は排気弁であり、１０はピストンである。機関吸気系のスロットル弁６より下流側は吸気管と称され、吸気管内の圧力を検出する圧力センサ１１が、例えば、サージタンク２に配置されている。
【０００９】
内燃機関１における燃焼空燃比を、例えば、理論空燃比等の所望空燃比にするためには、機関過渡時を含めて気筒内へ流入した吸入空気量を正確に把握しなければならない。気筒内へ流入した吸入空気量は、吸気弁閉弁時における吸入空気量に大きく影響するために、燃料噴射量を決定する現在において、吸気弁閉弁時の将来の吸入空気量を推定することが必要となる。本吸入空気量推定装置は、機関吸気系をモデル化して将来（吸気弁閉弁時）の吸入空気量を推定するようにしている。
【００１０】
先ず、スロットル弁６をモデル化することにより、吸気がスロットル弁６を通過する際のエネルギ保存則、運動量保存則、及び、状態方程式を使用して、今回のスロットル弁通過空気量ｍｔ（ｉ）（ｇ／ｓｅｃ）が、次式（１）によって表される。以下の式を含めて、スロットル弁通過空気量等の変数の添え字（ｉ）は今回（現在）を示し、（ｉ−１）は前回を示している。
【数１】
2005009347.tif 000003
【００１１】
ここで、μ（ｉ）は流量係数であり、Ａ（ｉ）はスロットル弁６の開口面積（ｍ３）である。もちろん、機関吸気系にアイドルスピードコントロールバルブ（ＩＳＣ弁）が設けられている時には、Ａ（ｉ）には、ＩＳＣ弁の開口面積が加えられる。流量係数及びスロットル弁の開口面積は、それぞれがスロットル弁開度ＴＡ（ｉ）（度）の関数となっており、図２及び３には、それぞれのスロットル弁開度ＴＡに対するマップが図示されている。Ｒは気体定数であり、Ｔａはスロットル弁上流側の吸気温度（Ｋ）であり、Ｐａはスロットル弁上流側の吸気通路圧力（ｋＰａ）であり、Ｐｍ（ｉ）はスロットル弁下流側の吸気管圧力（ｋＰａ）である。また、関数Φ（Ｐｍ（ｉ）／Ｐａ）は、比熱比κを使用して次式（２）によって表されるものであり、図４にはＰｍ／Ｐａに対するマップが図示されている。
【数２】
2005009347.tif 000004
【００１２】
次いで、吸気弁をモデル化する。気筒内へ供給される吸入空気量ｍｃ（ｉ）（ｇ／ｓｅｃ）は、吸気管圧力Ｐｍ（ｉ）に基づきほぼ線形に変化するものであるために、次式（３）に示す一次関数によって表すことができる。
【数３】
2005009347.tif 000005
【００１３】
ここで、Ｔｍ（ｉ）はスロットル弁下流側の吸気温度（Ｋ）であり、ａ及びｂは一次関数を特定するためのパラメータである。ｂは気筒内の残留既燃ガス量に相当する値であり、バルブオーバーラップがある場合には、吸気管へ既燃ガスが逆流するために、ｂの値は無視できないほど増加する。また、バルブオーバーラップがある場合において、吸気管圧力Ｐｍが所定圧力以上である時には、吸気管圧力が高いほど既燃ガスの逆流が顕著に減少するために、所定値以下である時に比較して、ａの値は大きくされると共にｂの値は小さくされる。
【００１４】
このように、吸入空気量ｍｃを算出するために使用される一次関数は、内燃機関毎に異なるものであると共に機関運転状態によっても変化するものである。それにより、内燃機関毎及び機関運転状態毎にパラメータａ，ｂをマップ化しておくことが一般的であるが、このようなマップ化には多大な適合工数が必要とされる。本実施形態では、後述するようにして、このマップ化を省略している。
【００１５】
ところで、機関定常時においては、この時のスロットル弁通過空気量ｍｔＴＡと吸入空気量とが一致するために、式（１）において、吸気管圧力をこの機関定常時の吸気管圧力ＰｍＴＡとしたスロットル弁通過空気量ｍｔＴＡは、吸入空気量（ａ・ＰｍＴＡ−ｂ）と等しく、それにより、式（１）は、次式（４）と書き換えることもできる。
【数４】
2005009347.tif 000006
【００１６】
ここで、機関定常時の吸気管圧力ＰｍＴＡは、現在を定常時とした時の今回のスロットル弁開度ＴＡ（ｉ）、機関回転数ＮＥ（ｉ）、及び、バルブオーバーラップの大きさＶＴ（ｉ）に基づいて予めマップ化しておくことができる。
【００１７】
次いで、吸気管をモデル化する。吸気管内に存在する吸気の質量保存則、エネルギ保存則、及び、状態方程式を使用して、吸気管圧力Ｐｍとスロットル弁下流側の吸気温度Ｔｍとの比における時間変化率は次式（５）によって表され、また、吸気管圧力Ｐｍの時間変化率は次式（６）によって表される。ここで、Ｖは吸気管の容積（ｍ３）、すなわち、機関吸気系におけるスロットル弁下流側の容積であり、具体的には、吸気通路４の一部とサージタンク２と吸気枝管３との合計容積である。
【数５】
2005009347.tif 000007
【００１８】
式（５）及び式（６）は離散化され、それぞれ、次式（７）及び（８）が得られ、式（８）によって今回の吸気管圧力Ｐｍ（ｉ）が得られれば、式（７）によって今回の吸気管内の吸気温度Ｔｍ（ｉ）を得ることができる。式（７）及び（８）において、離散時間Δｔは、吸気弁閉弁時（現在からΔｔ・ｎ時間後）の吸入空気量ｍｃ（ｉ＋ｎ）を算出するためのフローチャート（図５）における実行間隔とされ、また、離散時間Δｔは、このフローチャートにおいて現在から吸気弁閉弁時までに吸入空気量を算出する時間間隔でもあり、例えば８ｍｓである。
【数６】
2005009347.tif 000008
【００１９】
ところで、式（６）を変形して次式（９）を得ることができ、すなわち、今回の吸入空気量ｍｃ（ｉ）は、今回のスロットル弁通過空気量ｍｔ（ｉ）と今回の吸気管圧力Ｐｍ（ｉ）の時間微分値（Ｐｍ（ｉ）／Δｔ）とによって表すことができる。もちろん、前回の吸入空気量ｍｃ（ｉ−１）は、式（９）において添え字（ｉ）を（ｉ−１）に代えるだけである。
【数７】
2005009347.tif 000009
【００２０】
次に、図５に示すフローチャートを説明する。本フローチャートは、機関始動完了と同時に実行される。先ず、ステップ１０１において、現在が機関定常時であるか否かが判断される。スロットル弁開度が変化している機関過渡時にはステップ１０２へ進む。ステップ１０２においては、エアフローメータ７により検出された今回のスロットル弁通過空気量をｍｔ（ｉ）とし、エアフローメータ７により検出された前回のスロットル弁通過空気量をｍｔ（ｉ−１）とし、また、圧力センサ１１により検出された今回の吸気管圧力をＰｍ（ｉ）とし、圧力センサ１１により検出された前回の吸気管圧力をＰｍ（ｉ−１）とし、これらの実測値を式（３）及び式（９）へ代入する。
【００２１】
式（９）への代入によって、エアフローメータ７の出力及び圧力センサ１１の出力に基づく今回の吸入空気量ｍｃ（ｉ）と前回の吸入空気量ｍｃ（ｉ−１）とを算出することができる。一方、式（３）への代入によって、今回の吸入空気量ｍｃ（ｉ）と一次関数を特定するパラメータａ，ｂとの関係式と、前回の吸入空気量ｍｃ（ｉ−１）と一次関数を特定するパラメータａ，ｂとの関係式とが得られ、これら関係式に、式（９）により算出された今回の吸入空気量ｍｃ（ｉ）と前回の吸入空気量ｍｃ（ｉ−１）を代入すれば、二つのパラメータａ，ｂの関係を示す二つの式が得られるために、二つのパラメータａ，ｂを算出することができる。こうして算出される二つのパラメータａ，ｂは、現在の機関運転状態における吸入空気量ｍｃ（ｉ）を示す吸気管圧力Ｐｍ（ｉ）の一次関数を特定するものである。
【００２２】
次いで、ステップ１０３において、式（８）を使用して吸気管圧力Ｐｍ（ｉ＋１）が算出される。式（８）において、今回の吸気管圧力Ｐｍ（ｉ）と、今回のスロットル弁通過空気量ｍｔ（ｉ）と、今回の吸入空気量ｍｃ（ｉ）と、今回の吸気管内の吸気温度Ｔｍ（ｉ）とを使用して、次回の吸気管圧力Ｐｍ（ｉ＋１）を算出する。ここで、今回の吸気管内の吸気温度Ｔｍ（ｉ）は、式（７）を使用して、前回の吸気管圧力Ｐｍ（ｉ−１）と、前回のスロットル弁通過空気量ｍｔ（ｉ−１）と、前回の吸入空気量ｍｃ（ｉ−１）と、前回の吸気管内の吸気温度Ｔｍ（ｉ−１）とを使用して算出することができる。これらの値は、前回の吸気管内の吸気温度Ｔｍ（ｉ−１）を除き、ステップ１０２において既知となっている。前回の吸気管内の吸気温度Ｔｍ（ｉ−１）に関しては、初期値を大気温度Ｔａとした本フローチャートの逐次計算により把握されている。
【００２３】
ステップ１０２において式（３）及び式（９）により今回の吸入空気量ｍｃ（ｉ）及び前回の吸入空気量ｍｃ（ｉ−１）を算出する際に、今回の吸気管内の吸気温度Ｔｍ（ｉ）及び前回の吸気管内の吸気温度Ｔｍ（ｉ−１）が必要である。これらは大気温度Ｔａによって近似しても良いが、ステップ１０３と同様に算出しても良い。
【００２４】
次いで、ステップ１０４において、式（７）を使用して次回の吸気管内の吸気温度Ｔｍ（ｉ＋１）が算出される。次いで、ステップ１０５において、式（１）又は（４）を使用して次回のスロットル弁通過空気量ｍｔ（ｉ＋１）が算出される。この式（１）又は（４）を使用するスロットル弁通過空気量ｍｔ（ｉ＋１）の算出において、次回のスロットル弁開度ＴＡは、スロットル弁の駆動装置（ステップモータ）の応答遅れ等が考慮されて推定される。
【００２５】
次いで、ステップ１０６において、ステップ１０２において算出されたパラメータａ，ｂを使用して式（３）を特定し、次回の吸入空気量ｍｃ（ｉ＋１）が算出される。その後は、ステップ１０３から１０６が繰り返されて、パラメータａ，ｂを変化させることなく、将来の吸入空気量ｍｃが逐次算出される。最終的には、ステップ１０７において、式（８）を使用して吸気弁閉弁時の吸気管圧力Ｐｍ（ｉ＋ｎ）が算出され、ステップ１０８において、式（７）を使用して吸気弁閉弁時の吸気管内の吸気温度Ｔｍ（ｉ＋ｎ）が算出され、ステップ１０９において、式（１）又は（４）を使用して吸気弁閉弁時の推定スロットル弁開度に基づき吸気弁閉弁時のスロットル弁通過空気量ｍｔ（ｉ＋ｎ）が算出され、ステップ１１０において、ステップ１０２において決定されたパラメータａ，ｂに基づき式（３）を特定して吸気弁閉弁時の吸入空気量ｍｃ（ｉ＋ｎ）が算出される。
【００２６】
機関定常時には、エアフローメータ７の出力に基づく前回及び今回のスロットル弁通過空気量ｍｔ（ｉ）及びｍｔ（ｉ−１）が等しく、また、圧力センサ１１の出力に基づく前回及び今回の吸気管圧力Ｐｍ（ｉ）及びＰｍ（ｉ−１）も等しくなって、一次関数を特定するためのパラメータａ，ｂを算出することができない。この機関定常時には、ステップ１０１の判断が肯定されてステップ１１１に進み、エアフローメータ７の出力に基づく今回のスロットル弁通過空気量ｍｔ（ｉ）と圧力センサ１１の出力に基づく今回の吸気管圧力Ｐｍ（ｉ）とを使用して式（９）により算出される今回の吸入空気量ｍｃ（ｉ）を吸気弁閉弁時の吸入空気量ｍｃ（ｉ＋ｎ）とする。本フローチャートの初回実施時にもステップ１１１において吸気弁閉弁時の吸入空気量ｍｃ（ｉ＋ｎ）が算出される。
【００２７】
各時刻のスロットル弁開度ＴＡは、現在の時刻に対するアクセルペダルの踏み込み変化量に基づき、この踏み込み変化量が吸気弁閉弁時まで持続するとして、各時刻のアクセルペダルの踏み込み量を推定し、それぞれの推定踏み込み量に対して、スロットル弁アクチュエータの応答遅れを考慮して決定することが考えられる。この方法は、スロットル弁がアクセルペダルと機械的に連結されている場合にも適用することができる。
【００２８】
しかしながら、こうして推定される吸気弁閉弁時までの各時刻のスロットル弁開度ＴＡは、あくまでも予測であり、実際と一致している保証はない。吸気弁閉弁時までの各時刻のスロットル弁開度ＴＡを実際と一致させるために、スロットル弁を遅れ制御するようにしても良い。アクセルペダルの踏み込み量が変化した時に、アクチュエータの応答遅れによって、スロットル弁開度は遅れて変化するが、この遅れ制御は、このスロットル弁の応答遅れを意図的に増大させるものである。
【００２９】
例えば、機関過渡時において、燃料噴射量を決定する時における現在のアクセルペダルの踏み込み量に対応するスロットル弁開度が、吸気弁閉弁時に実現されるように、実際の応答遅れ（無駄時間）を考慮してスロットル弁のアクチュエータを制御すれば、現在から吸気弁閉弁時までの各時刻のスロットル弁開度ＴＡ（ｉ），ＴＡ（ｉ＋１），・・・ＴＡ（ｉ＋ｎ）を正確に把握することができる。さらに具体的に言えば、アクセルペダルの踏み込み量が変化する時には、直ぐにアクチュエータへ作動信号を発するのではなく、燃料噴射量を決定する時から吸気弁閉弁時までの時間から無駄時間を差し引いた時間だけ経過した時にアクチュエータへの作動信号を発するようにするのである。もちろん、現在のアクセルペダルの踏み込み量に対応するスロットル弁開度を、吸気弁閉弁時以降に実現するようにスロットル弁の遅れ制御を実施しても良い。
【００３０】
現在から吸気弁閉弁時までの時間は、本フローチャートの実施時刻毎に変化し、また、現在の機関回転数によっても変化するために、本フローチャートの実施に際し、現在から吸気弁閉弁時までの時間を決定し、現在から吸気弁閉弁時までの８ｍｓ毎の吸入空気量等の算出回数を変化させることが好ましい。
【００３１】
ところで、エアフローメータ７は、図６の断面モデルに示すように、熱線７ａの周囲を吸気が通過する際に熱線７ａから奪われる熱量がこの吸気量、すなわち、スロットル弁通過空気量に応じて変化するのを利用してスロットル弁通過空気量を検出するものである。こうして、エアフローメータ７の出力に基づきマップ等からスロットル弁通過空気量ＧＡ（ｉ）（このマップ値には、算出されるスロットル弁通過空気量ｍｔ（ｉ）と区別するために異なる記号を付する）を得ることができる。
【００３２】
しかしながら、一般的なエアフローメータにおいて、熱線７ａの回りにはガラス層７ｂが設けられていて、このガラス層７ｂの熱容量は比較的大きい。それにより、実際のスロットル弁通過空気量の変化に対してエアフローメータ７の出力は直ぐには変化せずに応答遅れが発生する。それにより、エアフローメータ７の出力に基づくマップ値ＧＡ（ｉ）をそのままスロットル弁通過空気量とするのではなく、この応答遅れを考慮してマップ値ＧＡ（ｉ）から実際のスロットル弁通過空気量ｍｔ（ｉ）を算出することが好ましい。
【００３３】
現在の熱線７ａの温度をＴｈとすると、熱線７ａからガラス層７ｂへ伝達される熱量と、ガラス層７ｂから吸気へ伝達される熱量とは等しいために、ガラス層Ｂの温度変化量ｄＴｇ／ｄｔは次式（１０）のように表すことができる。
【数８】
2005009347.tif 000010
【００３４】
ここで、Ａ、Ｂ、Ｃ、及びＤは、熱線７ａの断面積、長さ、及びその抵抗率や、ガラス層７ｂと熱線７ａとの間の熱伝達率、ガラス層７ｂと吸気との間の熱伝達率等に応じて決定される定数である。式（１０）において、定常運転時には、ガラス層７ｂと、熱線７ａ及び吸気との間の熱の授受が無くなるために、ガラス層７ｂの温度変化量ｄＴｇ／ｄｔ、すなわち、式（１０）の右辺は０になり、また、この時、スロットル弁通過空気量のマップ値ＧＡと算出値ｍｔとは等しくなる。この条件により、ＧＡを熱線７ａの温度Ｔｈ、ガラス層７ｂの温度Ｔｇ、及び、吸気温度Ｔａにより表して、式（１０）においてガラス層７ｂの温度Ｔｇを消去することにより、次式（１１）を得ることができる。
【数９】
2005009347.tif 000011
【００３５】
式（１１）において、α及びβは、前述の定数Ａ、Ｂ、Ｃ、及びＤによって定まる定数であり、こうして、スロットル弁通過空気ｍｔ（ｉ）は、エアフローメータの応答遅れを考慮して、現在のエアフローメータ７の出力に基づくスロットル弁通過空気量のマップ値ＧＡ（ｉ）と、前回のエアフローメータ７の出力に基づくスロットル弁通過空気量のマップ値ＧＡ（ｉ−１）とに基づいて算出することができる。
【００３６】
圧力センサ１１に関しては、応答遅れは殆どなく、圧力センサ１１の現在の出力値に基づくマップ値又は換算値を現在の吸気管圧力Ｐｍ（ｉ）としている。
【００３７】
このように、本実施形態では、吸入空気量を算出するための関数がスロットル弁通過空気量及び吸気管圧力の実測値を使用して特定されるようになっている。それにより、内燃機関が可変バルブタイミング機構を有して、バルブオーバーラップ量及び最大バルブリフト量の少なくとも一方を変化させるものである場合には、機関回転数だけでなく、現在のバルブオーバーラップ量及び最大バルブリフト量に対して、適切に吸入空気量を算出するための関数を特定することができる。
【００３８】
【発明の効果】
請求項１に記載の内燃機関の吸入空気量推定装置によれば、将来の吸入空気量を将来の吸気管圧力を変数とした関数により算出する際に、この関数を特定するためのパラメータは、エアフローメータの出力に基づく現在のスロットル弁通過空気量と圧力センサの出力に基づく現在の吸気管圧力の時間微分値とを使用して算出される現在の吸入空気量と、圧力センサの出力に基づく現在の吸気管圧力をこの関数に使用して算出される現在の吸入空気量とが等しいことに基づき決定され、それにより、使用する関数が現在の機関状態に対して適切に特定されるために、多大な適合工数を必要とするパラメータのマップ化は不要となる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明による吸入空気量推定装置が取り付けられる内燃機関の概略図である。
【図２】スロットル弁開度ＴＡと流量係数μとの関係を示すマップである。
【図３】スロットル弁開度ＴＡとスロットル弁の開口面積Ａとの関係を示すマップである。
【図４】吸気管圧力Ｐｍと大気圧Ｐａとの比と、関数Φとの関係を示すマップである。
【図５】吸入空気量を算出するためのフローチャートである。
【図６】モデル化したエアフローメータの断面図である。
【符号の説明】
１…機関本体
２…サージタンク
３…吸気枝管
４…吸気通路
６…スロットル弁
７…エアフローメータ
１１…圧力センサ
【図１】
2005009347.tif 000012
【図２】
2005009347.tif 000013
【図３】
2005009347.tif 000014
【図４】
2005009347.tif 000015
【図５】
2005009347.tif 000016
【図６】
2005009347.tif 000017