(57)【要約】【課題】  吸気管内圧力の脈動を利用して容易に各気筒毎の筒内充填空気量を推定し、内燃機関を最適に制御することができる内燃機関の制御装置を提供することにある。【解決手段】  本発明の制御装置は、スロットル弁１８を通過するスロットル通過空気量ｍｔを算出するスロットル通過空気量算出手段１９と、各気筒に対応する吸気弁が開弁することによる吸気管内圧力の降下量ΔＰｍｄｗｎに相当する上記気筒への余分空気量を算出する余分空気量算出手段と、上記スロットル通過空気量検出手段によって検出されたスロットル通過空気量と上記余分空気量算出手段によって算出された余分空気量とに基づいて各気筒毎に筒内充填空気量Ｍｔｉを推定する筒内充填空気量推定手段と、該筒内充填空気量推定手段によって推定された気筒毎の筒内充填空気量に基づいて内燃機関を制御する機関制御手段とを具備する。【選択図】      図３
2005090437.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
スロットル弁を通過するスロットル通過空気量を算出するスロットル通過空気量算出手段と、
各気筒に対応する吸気弁が開弁することによる吸気管内圧力の降下量に相当する上記気筒への余分空気量を算出する余分空気量算出手段と、
上記スロットル通過空気量検出手段によって検出されたスロットル通過空気量と上記余分空気量算出手段によって算出された余分空気量とに基づいて各気筒毎に筒内充填空気量を推定する筒内充填空気量推定手段と、
該筒内充填空気量推定手段によって推定された気筒毎の筒内充填空気量に基づいて内燃機関を制御する機関制御手段とを具備する内燃機関の制御装置。
【請求項２】
上記筒内充填空気量推定手段は、上記スロットル通過空気量と上記各気筒への余分空気量とを合計したものを各気筒への筒内充填空気量として採用する請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
【請求項３】
上記筒内充填空気量推定手段は、上記スロットル通過空気量と上記各気筒への余分空気量とを合計したものを各気筒毎に複数のサイクルに亘って平均化したものを上記気筒への筒内充填空気量として採用する請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
【請求項４】
吸気管内圧力を検出するための圧力センサを具備し、上記余分空気量算出手段は、各気筒に対応する吸気弁が開弁している期間およびその近傍の期間において上記圧力センサによって検出された吸気管内圧力の最大値と最小値との差分と、吸気管内温度とに基づいて状態方程式を用いて上記気筒への余分空気量を算出する請求項１〜３のいずれか１項に記載の内燃機関の制御装置。
【請求項５】
上記吸気管内温度として、大気温度を採用する請求項４に記載の内燃機関の制御装置。
【請求項６】
上記余分空気量算出手段は、各気筒に対応する吸気弁が開弁することによる吸気管内圧力の降下量と、上記気筒に対応する吸気弁が開弁する直前または該吸気弁が閉弁した直後における吸気管内圧力の上昇量とに基づいて上記気筒への余分空気量を算出する請求項１〜３のいずれか１項に記載の内燃機関の制御装置。
【請求項７】
スロットル弁を通過するスロットル弁通過空気流量を検出する流量センサを具備し、上記スロットル通過空気量算出手段は、各気筒に対応する吸気弁が開弁している期間およびその近傍の期間において吸気管内圧力が最大となる最大値時期と吸気管内圧力が最小となる最小値時期との間の期間において、上記流量センサによって検出されたスロットル弁通過空気流量を積分することによってスロットル通過空気量を算出する請求項１〜６のいずれか１項に記載の内燃機関の制御装置。
【請求項８】
スロットル弁を通過するスロットル弁通過空気流量を検出する流量センサを具備し、各気筒に対応する吸気弁が開弁している期間およびその近傍の期間において吸気管内圧力が最大となる最大値時期と吸気管内圧力が最小となる最小値時期との間の期間をΔｔｄｗｎとし、上記吸気弁の開弁時期と閉弁時期との間の期間をΔｔｉｏｃとし、これら期間中において上記流量センサによって検出されたスロットル弁通過空気流量をｍｔとすると、上記スロットル通過空気量算出手段は、スロットル通過空気量Ｍｔを下記式（１）に基づいて算出する請求項１〜６のいずれか１項に記載の内燃機関の制御装置。
Ｍｔ＝ｍｔ・（Δｔｄｗｎ＋Δｔｉｏｃ）／２      …（１）
【請求項９】
上記機関制御手段は、筒内充填空気量推定手段によって推定された気筒毎の筒内充填空気量に基づいて気筒毎に燃料噴射量、点火時期を制御する請求項１〜８のいずれか１項に記載の内燃機関の制御装置。
【請求項１０】
上記吸気弁は機関運転状態に応じて作用角が変更され、特定の機関運転状態における筒内充填空気量と上記吸気弁の作用角との関係を予め記憶し、上記筒内充填空気量算出手段によって算出された筒内充填空気量と上記記憶された関係とに基づいて各気筒における実際の作用角を推定し、該推定された実際の作用角と目標作用角とが異なる場合には、これら作用角の差分を補償するように内燃機関の運転パラメータの補正を行う請求項１〜９のいずれか１項に記載の内燃機関の制御装置。
【請求項１１】
少なくともスロットル開度と、内燃機関周囲の大気温度および大気圧力とに基づいて全ての気筒の平均的な筒内充填空気量を予測する空気量予測手段をさらに具備し、機関運転状態が定常状態にあるときに上記筒内充填空気量推定手段によって推定された各気筒毎の筒内充填空気量に基づいて気筒間の相対的な偏差を算出し、上記機関制御手段は、機関運転状態が過渡状態にあるときに上記空気量予測手段によって予測された平均的な筒内充填空気量を上記偏差に基づいて補正して算出された気筒毎の筒内充填空気量に基づいて内燃機関を制御する請求項１〜１０のいずれか１項に記載の内燃機関の制御装置。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は内燃機関の制御装置に関する。
【背景技術】
【０００２】
内燃機関の燃焼室において燃焼される混合気の空燃比を最適な値とするためには、吸気弁が閉じたときに燃焼室内に充填されている空気の量（以下、「筒内充填空気量」と称す）を正確に推定する必要がある。通常、筒内充填空気量は、流量センサ（エアフロメータ）等の多数のセンサ、およびこれらセンサからの出力値を引数とした多数のマップから推定される。ここで、マップを用いて筒内充填空気量を推定すると、必要なマップの数およびその引数の数が多くなり、これに伴いマップ作成時の適合工数が非常に多くなってしまう。そこで、近年において、流体力学等に基づく式で表される数値計算モデルを用いることにより、マップの数および引数を減らして筒内充填空気量を算出することが検討されている。
【０００３】
特許文献１には、このような数値計算モデルを用いて筒内充填空気量を算出する装置が記載されている。特許文献１の装置は、質量保存則により吸気管に流入する空気量から吸気管内に蓄えられる空気量を減算したものが筒内に充填される空気量に等しいことを利用して、筒内充填空気量を算出している。具体的には、エアフロメータ等によって検出されたスロットル通過空気量から、圧力センサ等によって検出された吸気管内圧力に基づいて算出された吸気管内空気の変化量を減算したものを筒内充填空気量として算出している。
【０００４】
【特許文献１】特開２００２−７０６３３号公報
【特許文献２】特開２００１−２３４７９８号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
ところで、各気筒に対応する吸気弁が順々に開弁されるため、吸気管内圧力には脈動が発生する（吸気脈動）。しかし、特許文献１の装置では、吸気管内圧力の脈動を考慮に入れて筒内充填空気量を算出すると計算が複雑になってしまうため、実際に生じている吸気管内圧力の脈動を無視して筒内充填空気量を算出するようにしている。すなわち、吸気管内圧力は吸気脈動により実際には大きく変化しているにも関わらず、脈動による吸気管内圧力の変化を計算によって取り除いて吸気管内空気の変化量を算出している。
【０００６】
しかし、実際には吸気管内圧力の脈動は各気筒への筒内充填空気量に密接に関係しており、このような脈動を利用して筒内充填空気量を算出することができれば、より正確に筒内充填空気量を算出することができる。
【０００７】
そこで、本発明の目的は、吸気管内圧力の脈動を利用して容易に各気筒毎の筒内充填空気量を推定し、内燃機関を最適に制御することができる内燃機関の制御装置を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【０００８】
上記課題を解決するために、第１の発明では、スロットル弁を通過するスロットル通過空気量を算出するスロットル通過空気量算出手段と、各気筒に対応する吸気弁が開弁することによる吸気管内圧力の降下量に相当する上記気筒への余分空気量を算出する余分空気量算出手段と、上記スロットル通過空気量検出手段によって検出されたスロットル通過空気量と上記余分空気量算出手段によって算出された余分空気量とに基づいて各気筒毎に筒内充填空気量を推定する筒内充填空気量推定手段と、該筒内充填空気量推定手段によって推定された気筒毎の筒内充填空気量に基づいて内燃機関を制御する機関制御手段とを具備する内燃機関の制御装置が提供される。
【０００９】
第２の発明では、第１の発明において、上記筒内充填空気量推定手段は、上記スロットル通過空気量と上記各気筒への余分空気量とを合計したものを各気筒への筒内充填空気量として採用する。
【００１０】
第３の発明では、第１の発明において、上記筒内充填空気量推定手段は、上記スロットル通過空気量と上記各気筒への余分空気量とを合計したものを各気筒毎に複数のサイクルに亘って平均化したものを上記気筒への筒内充填空気量として採用する。
【００１１】
第４の発明では、第１〜第３のいずれか一つの発明において、吸気管内圧力を検出するための圧力センサを具備し、上記余分空気量算出手段は、各気筒に対応する吸気弁が開弁している期間およびその近傍の期間において上記圧力センサによって検出された吸気管内圧力の最大値と最小値との差分と、吸気管内温度とに基づいて状態方程式を用いて上記気筒への余分空気量を算出する。
【００１２】
第５の発明では、第４の発明において、上記吸気管内温度として、大気温度を採用する。
【００１３】
第６の発明では、第１〜第３のいずれか一つの発明において、上記余分空気量算出手段は、各気筒に対応する吸気弁が開弁することによる吸気管内圧力の降下量と、上記気筒に対応する吸気弁が開弁する直前または該吸気弁が閉弁した直後における吸気管内圧力の上昇量とに基づいて上記気筒への余分空気量を算出する。
【００１４】
第７の発明では、第１〜６のいずれか一つの発明において、スロットル弁を通過するスロットル弁通過空気流量を検出する流量センサを具備し、上記スロットル通過空気量算出手段は、各気筒に対応する吸気弁が開弁している期間およびその近傍の期間において吸気管内圧力が最大となる最大値時期と吸気管内圧力が最小となる最小値時期との間の期間において、上記流量センサによって検出されたスロットル弁通過空気流量を積分することによってスロットル通過空気量を算出する。
【００１５】
第８の発明では、第１〜第６のいずれか一つの発明において、スロットル弁を通過するスロットル弁通過空気流量を検出する流量センサを具備し、各気筒に対応する吸気弁が開弁している期間およびその近傍の期間において吸気管内圧力が最大となる最大値時期と吸気管内圧力が最小となる最小値時期との間の期間をΔｔｄｗｎとし、上記吸気弁の開弁時期と閉弁時期との間の期間をΔｔｉｏｃとし、これら期間中において上記流量センサによって検出されたスロットル弁通過空気流量をｍｔとすると、上記スロットル通過空気量算出手段は、スロットル通過空気量Ｍｔを下記式（１）に基づいて算出する請求項１〜６のいずれか１項に記載の内燃機関の制御装置。
Ｍｔ＝ｍｔ・（Δｔｄｗｎ＋Δｔｉｏｃ）／２      …（１）
【００１６】
第９の発明では、第１〜８のいずれか一つの発明において、上記機関制御手段は、筒内充填空気量推定手段によって推定された気筒毎の筒内充填空気量に基づいて気筒毎に燃料噴射量、点火時期を制御する。
【００１７】
第１０の発明では、第１〜９のいずれか一つの発明において、上記吸気弁は機関運転状態に応じて作用角が変更され、特定の機関運転状態における筒内充填空気量と上記吸気弁の作用角との関係を予め記憶し、上記筒内充填空気量算出手段によって算出された筒内充填空気量と上記記憶された関係とに基づいて各気筒における実際の作用角を推定し、該推定された実際の作用角と目標作用角とが異なる場合には、これら作用角の差分を補償するように内燃機関の運転パラメータの補正を行う。
【００１８】
第１１の発明では、第１〜１０のいずれか一つの発明において、少なくともスロットル開度と、内燃機関周囲の大気温度および大気圧力とに基づいて全ての気筒の平均的な筒内充填空気量を予測する空気量予測手段をさらに具備し、機関運転状態が定常状態にあるときに上記筒内充填空気量推定手段によって推定された各気筒毎の筒内充填空気量に基づいて気筒間の相対的な偏差を算出し、上記機関制御手段は、機関運転状態が過渡状態にあるときに上記空気量予測手段によって予測された平均的な筒内充填空気量を上記偏差に基づいて補正して算出された気筒毎の筒内充填空気量に基づいて内燃機関を制御する。
【発明の効果】
【００１９】
本発明によれば、スロットル通過空気量算出手段によりスロットル通過空気量が算出され、且つ余分空気量算出手段により余分空気量が算出され、これらに基づいて各気筒毎に筒内充填空気量が推定され、これに基づいて内燃機関が制御される。筒内充填空気量は、吸気管内圧力の脈動により生じる吸気管内圧力の降下量に相当する空気量とスロットル通過空気量とのみから算出することができる。したがって、本発明によれば、吸気管内圧力の脈動を利用して容易に各気筒毎の筒内充填空気量を推定し、内燃機関を最適に制御することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００２０】
以下、図面を参照して本発明の第一実施形態について説明する。図１に概略的に示した機関本体１は筒内噴射型火花点火式内燃機関を示す。しかしながら、本発明を別の火花点火式内燃機関や圧縮自着火式内燃機関に適用してもよい。
【００２１】
図１に示したように、本発明の第一の実施形態では機関本体１はシリンダブロック２と、シリンダブロック２内で往復動するピストン３と、シリンダブロック２上に固定されたシリンダヘッド４とを具備する。ピストン３とシリンダヘッド４との間には燃焼室５が形成される。シリンダヘッド４には各気筒毎に吸気弁６と、吸気ポート７と、排気弁８と、排気ポート９とが配置される。さらに、図１に示したようにシリンダヘッド４の内壁面の中央部には点火プラグ１０が配置され、シリンダヘッド４内壁面周辺部には燃料噴射弁１１が配置される。またピストン３の頂面には燃料噴射弁１１の下方から点火プラグ１０の下方まで延びるキャビティ１２が形成されている。
【００２２】
各気筒の吸気ポート７は吸気枝管１３を介してサージタンク１４に連結され、サージタンク１４は吸気管１５を介してエアクリーナ１６に連結される。吸気管１５内にはステップモータ１７によって駆動されるスロットル弁１８が配置される。また、スロットル弁１８上流の吸気管１５には、吸気管１５を通過する空気（吸気ガス）の流量を検出するためのエアフロメータ１９が配置される。一方、各気筒の排気ポート９は排気管２０に連結され、この排気管２０は排気浄化装置２１に連結される。
【００２３】
電子制御ユニット（ＥＣＵ）３１はディジタルコンピュータからなり、双方向性バス３２を介して相互に接続されたＲＡＭ（ランダムアクセスメモリ）３３、ＲＯＭ（リードオンリメモリ）３４、ＣＰＵ（マイクロプロセッサ）３５、入力ポート３６および出力ポート３７を具備する。サージタンク１４には、吸気管内の空気（吸気ガス）の圧力を検出するための吸気管内圧力センサ４０および吸気管内の空気の温度を検出するための吸気管内温度センサ４１が設けられており、これら吸気管内圧力センサ４０および吸気管内温度センサ４１はそれぞれ吸気管内圧力および吸気管内温度に比例した出力電圧を発生し、この出力電圧が対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。
【００２４】
また、スロットル弁１８の開度を検出するためのスロットル開度センサ４２と、内燃機関の周囲の大気温度、または吸気管１５に吸入される空気の温度（吸気温）を検出するための大気温度センサ４３と、内燃機関の周囲の大気圧力、または吸気管１５に吸入される空気の圧力（吸気圧）を検出するための大気圧センサ４４とが設けられ、これらセンサの出力電圧は対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。また、アクセルペダル４５にはアクセルペダル４５の踏込み量に比例した出力電圧を発生する負荷センサ４６が接続され、負荷センサ４６の出力電圧は対応するＡＤ変換器３８を介して入力ポート３６に入力される。クランク角センサ４７は例えばクランクシャフトが３０度回転する毎に出力パルスを発生し、この出力パルスが入力ポート３６に入力される。ＣＰＵ３５ではこのクランク角センサ４７の出力パルスから機関回転数が計算される。一方、出力ポート３７は対応する駆動回路３９を介して点火プラグ１０、燃料噴射弁１１、およびステップモータ１７に接続される。
【００２５】
ところで、内燃機関の制御装置では、内燃機関の燃焼室５において燃焼される混合気の空燃比を目標空燃比にするためには、吸気弁が閉じたときに燃焼室５内に充填されている空気（吸気ガス）の量（以下、「筒内充填空気量Ｍｃ」と称す）を推定し、推定された筒内充填空気量Ｍｃに基づいて混合気の空燃比が目標空燃比となるように燃料噴射弁から内燃機関の燃焼室５（または吸気通路）に噴射する燃料の量（以下、「燃料噴射量」と称す）を定めている。したがって、内燃機関の燃焼室５において燃焼される混合気の空燃比を正確に目標空燃比とするためには、筒内充填空気量Ｍｃを正確に推定する必要がある。
【００２６】
通常、筒内充填空気量Ｍｃは、流量センサ（エアフロメータ）等の多数のセンサ、およびこれらセンサからの出力値を引数とした多数のマップから推定される。ところが、このようにマップを用いて筒内充填空気量Ｍｃを推定する場合、推定される筒内充填空気量Ｍｃの値をより正確なものにするためには、必要なマップの数およびその引数の数が多くなる。このようにマップの数が多くなると、マップを保存するためのＥＣＵのＲＯＭを記憶容量の大きいものにしなければならず、内燃機関の制御装置の製造コストが高くなってしまう。さらに、各マップを作成するにはマップが用いられる内燃機関の形式毎に適合作業を行わなければならないが、この適合作業における測定点はマップの数およびその引数の数に応じて増大するため、マップの数およびその引数の数が多くなると適合作業の工数も増大してしまう。
【００２７】
そこで、マップを用いずに様々なモデルを用いて、数値計算により筒内充填空気量Ｍｃを算出する内燃機関の制御装置が検討されている。このような制御装置では、数値計算を多用することにより必要なマップの数を極力減らすようにしており、これにより適合作業を行う際の工数を大幅に削減しながらも、筒内充填空気量Ｍｃを正確に算出することができる。
【００２８】
このようなモデルの一つに、単位時間当たりにスロットル弁１８を通過する空気の流量（以下、「スロットル弁通過空気流量ｍｔ」と称す）と、スロットル弁１８から吸気弁６までの吸気管１５等の部分（以下、「吸気管部分」と称す）内に存在する空気の圧力（以下、「吸気管内圧力Ｐｍ」と称す）とから、筒内充填空気量Ｍｃを算出するものがある（例えば特許文献１）。このようなモデルでは、筒内に吸入される空気の流量（以下、「筒内吸入空気流量ｍｃ」と称す）（すなわち、吸気管部分から流出する吸気ガスの流量）が、スロットル弁通過空気流量ｍｔ（すなわち、吸気管部分に流入する空気の流量）から単位時間における吸気管内圧力Ｐｍの上昇量に相当する吸気ガスの量（すなわち、吸気管部分内に蓄えられた吸気ガスの量）を減算したものに等しいという質量保存則を用いている。
【００２９】
通常、吸気管部分においては順々に吸気弁が開弁されることによる吸気脈動が発生し、よって吸気管内圧力は大きく変動している。このように大きく変動する吸気管内圧力を用いて上述した質量保存則を用いたモデルを作成すると、モデル式が複雑になり、計算負荷が大きくなってしまう。そこで、従来では、吸気脈動による吸気管内圧力の変動の影響を排除するために、単位時間当たりの吸気管内圧力の変化量（ｄＰｍ／ｄｔ）として例えば、吸気管内圧力センサの検出値とその検出値のなまし値との偏差を用いている。
【００３０】
しかし、吸気脈動による吸気管内圧力の変動は筒内充填空気量に大きく影響しており、したがって、この影響を無視して筒内充填空気量を算出すると、正確な筒内充填空気量を算出することができない。逆に言えば、吸気脈動による吸気管内圧力の変動は筒内充填空気量と密接に関係していることを利用すれば、各気筒への筒内充填空気量を正確に算出することができる。そこで、本発明ではこのことを利用して筒内充填空気量を算出する。
【００３１】
以下、図２および図３を参照して、筒内充填空気量の算出方法について説明する。なお、図２は、吸気管部分におけるモデル（以下、「吸気管モデル」と称す）Ｍ１の基本概念を示している。図３（ａ）は、クランク角に対する流量の変化を示している。図３中の実線ｍｔはスロットル弁通過空気流量を示しており、実線ｍｃｉは全ての気筒への筒内吸入空気流量を示している。また、図３（ｂ）は、クランク角に対する吸気管内圧力の変化を示している。
【００３２】
まず、図２に示した吸気管モデルＭ１について考える。吸気管部分について質量保存則を適用すると、吸気管内圧力Ｐｍと、吸気管部分に流入する空気流量（すなわち、スロットル弁通過空気流量ｍｔ）と、吸気管部分から流出する吸気ガスの流量（すなわち、ｉ番気筒への筒内吸入空気流量ｍｃｉ）とには下記式（２）の関係が成り立つ。
【数１】
2005090437.tif 000003
ここで、Ｔｍは吸気管部分内に存在する空気の温度（以下、「吸気管内温度」と称す）、Ｖｍは吸気管部分の容積、Ｒａは気体定数を空気の平均分子量で除算した値である。したがって、時刻ｔからΔｔ秒間における吸気管内圧力の変化量ΔＰｍは、式（２）を積分することによって下記式（３）のように表すことができる。
【数２】
2005090437.tif 000004
【００３３】
式（３）より、吸気管部分への流入空気量（ｍｔ）が流出空気流量（ｍｃｉ）よりも大きければ吸気管内圧力が上昇し、小さければ吸気管内圧力が降下し、等しければ吸気管内圧力が一定であり、Δｔ秒間における吸気管内圧力の変化量ΔＰｍは吸気管部分内の空気量の変化分に相当することがわかる。なお、機関運転状態が後述するような定常状態にある場合、吸気管部分からの流出空気流量（ｍｃｉ）は吸気弁６の開閉に依存して間欠的であるのに対し、吸気管部分からの流入空気流量（ｍｔ）は吸気管部分が緩衝となりその変化が穏やかである。このため、流出空気流量（ｍｃｉ）と流入空気流量（ｍｔ）との大小関係は反転を繰り返す（図３（ａ）参照）。これは、上記式（２）の右辺のカッコ内の値が一定周期で正負反転を繰り返すこと、すなわち吸気管内圧力が一定周期で上昇・降下を繰り返すことを意味し、吸気管内圧力の脈動を表す。
【００３４】
ここで、図３（ａ）に示したように各気筒の吸気弁６の開弁期間は重複しないと仮定する。この場合、第ｉ気筒への吸入に関して、吸気管内圧力が最大値Ｐｍｍａｘをとるのは、吸気管内圧力の時間微分値が零のとき（ｄＰｍ／ｄｔ＝０）、すなわちスロットル弁通過空気流量ｍｔと第ｉ気筒への筒内吸入空気流量ｍｃｉとの大きさが釣合ったとき（ｍｔ＝ｍｃｉ）であって、筒内吸入ガス量ｍｃｉが増大しているとき、すなわち上記大きさが釣合うまでスロットル弁通過空気流量ｍｔの方が大きかったときである（このときを時刻を最大値時刻ｔｍａｘとする）。一方、第ｉ気筒への吸入に関して、吸気管内圧力が最小値Ｐｍｍｉｎをとるのは、吸気管内圧力の時間微分値が零のときであって、筒内吸入ガス量ｍｃｉが減少しているとき、すなわち上記大きさが釣合うまで筒内吸入ガス量ｍｃｉの方が大きかったときである（このときの時刻を最小値時刻ｔｍｉｎとする）。
【００３５】
したがって、第ｉ気筒への吸気ガスの吸入によって生じる吸気管内圧力の降下量（以下、「吸気管内圧力降下量」と称す）ΔＰｍｄｗｎ（すなわち、吸気管内圧力の最大値Ｐｍｍａｘと最小値Ｐｍｍｉｎとの差分）は、下記式（４）のように表すことができる。なお、式（４）の積分項は図３（ａ）の面積Ａに相当し、ΔＰｍｄｗｎは面積Ａに比例することがわかる。したがって、面積Ａに対応するガス量は、第ｉ気筒に対応する吸気弁が開弁することによる吸気管内圧力の降下量に相当する第ｉ気筒への余分ガス量と称することができる。
【数３】
2005090437.tif 000005
【００３６】
各気筒の吸気弁６の開弁期間は重複しないとの仮定より、上記式（４）は下記式（５）のように変形することができる。
【数４】
2005090437.tif 000006
ここで、式（５）中のスロットル弁通過空気流量ｍｔの積分項は、図３（ａ）の面積Ｂに相当し、Ｍｃｉは図３の面積Ａと面積Ｂとを加算した値となっている。したがって、Ｍｃｉは第ｉ気筒に対応する吸気弁６の開弁期間中に第ｉ気筒の燃焼室５内に充填されたガス量、すなわち筒内充填空気量に相当する。ただし、厳密に言えば、実際の筒内充填空気量は図３の面積Ａおよび面積Ｂに面積Ｃを加えた量に相当するため、上記Ｍｃｉは面積Ｃに相当するガス量を微少として無視した近似値となっている。
【００３７】
したがって、機関運転状態が定常状態にあって且つ各気筒の吸気弁６の開弁期間が重複しない場合には、スロットル弁通過空気流量ｍｔ、吸気管内温度Ｔｍ、吸気管内圧力降下量ΔＰｍｄｗｎを検出または算出することによって、上記式（５）から第ｉ気筒への筒内充填空気量Ｍｃｉを推定することができる。
【００３８】
なお、式（５）を実装するにあたっては、式（５）を下記式（６）のように変形してもよい。
【数５】
2005090437.tif 000007
式（６）において、Δｔｄｗｎは最大値時刻ｔｍａｘから最小値時刻ｔｍｉｎまでの間の時間であって、吸気管内圧力の降下時間を表す。また、式（６）におけるスロットル弁通過空気流量ｍｔは、最大値時刻ｔｍａｘから最小値時刻ｔｍｉｎまでの期間、または吸気弁６の開弁期間中にエアフロメータ１９の検出値を平均した値である。あるいは、最大値時刻ｔｍａｘから最小値時刻ｔｍｉｎまでの期間、または吸気弁６の開弁期間中における実際のスロットル弁通過空気流量の変動が小さいことから、これら期間中の特定の時刻におけるエアフロメータ１９の検出値であってもよい。同様に、式（６）における吸気管内温度Ｔｍも、上記期間中における吸気管内温度センサ４１の検出値を平均した値、または上記期間中の特定の時刻における吸気管内温度センサ４１の検出値である。
【００３９】
また、上記実施形態では、サージタンク１４に吸気管内温度センサ４１が取付けられ、吸気管部分内の吸気ガスの温度を検出しているが、スロットル弁１８の吸気上流側に温度センサを取付けるかまたはエアフロメータ１９と一体的に温度センサを設け、この温度センサによって検出された温度を吸気管内温度として用いてもよい。これは、特に機関運転状態が定常状態にある場合に、吸気管内温度をスロットル弁１８の吸気上流側の空気の温度とほぼ等しいものと近似でき、且つ本実施形態では、第ｉ気筒への筒内充填空気量Ｍｃｉの推定は機関運転状態が定常状態にあるときに行われることによる。
【００４０】
図４を参照して、上述した吸気管モデルＭ１の式（５）を用いた第ｉ気筒への筒内充填空気量の推定の操作手順について説明する。なお、本操作は、所定時間間隔毎および気筒毎に実行され、また、特に機関運転状態が定常状態にあって且つ各気筒の吸気弁６の開弁期間が重複しないときに実行されるのが好ましい。
【００４１】
まず、ステップ１０１では、時間カウンタｎに１が加算される。時間カウンタｎは、前回第ｉ気筒の吸気弁が閉弁してからの本操作の実行回数を表しており、したがって吸気弁閉弁からの経過時間を表す。以下、時間カウンタの値を時刻として説明する。次いで、ステップ１０２では、クランク角センサ４７から現在のクランク角ＣＡが取得される。ステップ１０３では、ステップ１０２において取得されたクランク角ＣＡから開閉弁フラグＶｌｖ（ｎ）にセットされる値が算出される。なお、開閉弁フラグＶｌｖ（ｎ）は、時刻ｎにおける第ｉ気筒の吸気弁６の開閉弁状態を表しており、このときに第ｉ気筒の吸気弁６が開弁しているときには開閉弁フラグＶｌｖ（ｎ）の値が１にセットされ、閉弁しているときには０にセットされる。
【００４２】
次いで、ステップ１０４では、時刻ｎ−１における開閉弁フラグＶｌｖ（ｎ−１）の値が１にセットされており且つ時刻ｎにおける開閉弁フラグＶｌｖ（ｎ−１）の値が０にセットされている状態であるか否かが判定される。すなわち、ステップ１０４では、前回の操作時には吸気弁６が開弁しており今回の操作時には吸気弁６が閉弁しているか否か、つまり、今回の操作時が吸気弁６が閉弁されたときであるか否かが判定される。ステップ１０４において、今回の操作時が吸気弁６が閉弁されたときではないと判定された場合には、ステップ１０５へと進む。
【００４３】
ステップ１０５では、時刻ｎにおける開閉弁フラグＶｌｖ（ｎ）の値が０であるか否か、すなわち第ｉ気筒の吸気弁６が開弁されているか否か判定される。第ｉ気筒の吸気弁６が開弁されていないと判定された場合（Ｖｌｖ（ｎ）＝０）には、ステップ１０６〜ステップ１１２は実行されず、本操作が終了せしめられる。
【００４４】
一方、ステップ１０５において、第ｉ気筒の吸気弁６が開弁されていると判定された場合には、ステップ１０６へと進む。ステップ１０６では、開弁カウンタｍに１が加えられる。なお、開弁カウンタｍは、吸気弁６が開弁されてからの本操作の実行回数を表しており、したがって吸気弁６開弁からの経過時間を表す。ステップ１０７では、吸気管内圧力Ｐｍ、スロットル弁通過空気流量ｍｔ、および吸気管内温度Ｔｍが、それぞれ吸気管内圧力センサ４０、エアフロメータ１９、および吸気管内温度センサ４１から取得される。
【００４５】
ステップ１０８〜１１１では、吸気弁６開弁期間中の吸気管内圧力の最大値Ｐｍｍａｘおよび最小値Ｐｍｍｉｎと、最大値時期ｔｍａｘおよび最小値時期ｔｍｉｎとが更新される。
ステップ１０８では、ステップ１０７で取得した吸気管内圧力Ｐｍが現在記憶されている吸気管内圧力の最大値Ｐｍｍａｘよりも大きいか否か、すなわち取得した吸気管内圧力Ｐｍが吸気弁６が開弁してから最大であるか否かが判定され、取得した吸気管内圧力Ｐｍが最大であると判定された場合（Ｐｍ＞Ｐｍｍａｘ）にのみステップ１０９が実行される。ステップ１０９では、ステップ１０７で取得した吸気管内圧力Ｐｍが吸気管内圧力の最大値Ｐｍｍａｘとして記憶され、現在の時刻ｎが最大値時刻ｔｍａｘとして記憶される。
【００４６】
次いで、ステップ１１０では、ステップ１０７で取得した吸気管内圧力Ｐｍが現在記憶されている吸気管内圧力の最小値Ｐｍｍｉｎよりも小さいか否か、すなわち取得した吸気管内圧力Ｐｍが吸気弁６が開弁してから最小であるか否かが判定され、取得した吸気管内圧力Ｐｍが最小であると判定された場合（Ｐｍ＜Ｐｍｍｉｎ）にのみステップ１１１が実行される。ステップ１１１では、ステップ１０７で取得した吸気管内圧力Ｐｍが吸気管内圧力の最小値Ｐｍｍｉｎとして記憶され、現在の時刻ｎが最小値時刻ｔｍｉｎとして記憶される。
【００４７】
ステップ１１２では、第ｉ気筒の吸気弁６が開弁してからのスロットル弁通過空気流量の積算値Σｍｔにステップ１０７で取得した今回のスロットル弁通過空気流量が加算される。さらに、第ｉ気筒の吸気弁６が開弁してからの吸気管内温度の積算値ΣＴｍにステップ１０７で取得した今回の吸気管内温度Ｔｍが加算される。
【００４８】
一方、ステップ１０４において、今回の操作時が吸気弁６が閉弁されたときであると判定された場合には、ステップ１１３へと進む。ステップ１１３では、吸気弁６開弁期間中におけるスロットル弁通過空気流量の積算値Σｍｔを開弁カウンタの値ｍで除算した値が平均スロットル弁通過空気流量ｍｔａｖｅとされる。この平均スロットル弁通過空気流量ｍｔａｖｅは、吸気弁６の開弁期間中におけるスロットル弁通過空気流量の平均値を表す。また、吸気弁６開弁期間中における吸気管内温度の積算値ΣＴｍを開弁カウンタの値ｍで除算した値が平均吸気管内温度Ｔｍａｖｅとされる。この平均吸気管内温度Ｔｍａｖｅは、吸気弁６の開弁期間中における吸気管内温度の平均値を表す。
【００４９】
次いで、ステップ１１４では、ステップ１０９において更新された吸気管内圧力の最大値Ｐｍｍａｘから、ステップ１１１において更新された吸気管内圧力の最小値Ｐｍｍｉｎを減算した値が吸気管内圧力降下量ΔＰｍｄｗｎとされる（ΔＰｍｄｗｎ＝Ｐｍｍａｘ−Ｐｍｍｉｎ）。ステップ１１５では、ステップ１１１において更新された最小値時刻ｔｍｉｎから、ステップ１０９において更新された最大値時刻ｔｍａｘを減算した値がΔｔｄｗｎとされる（Δｔｄｗｎ＝ｔｍｉｎ−ｔｍａｘ）。
【００５０】
ステップ１１６では、ステップ１１３〜１１５で算出したｍｔａｖｅ、Ｔｍａｖｅ、ΔＰｍｄｗｎおよびΔｔｄｗｎを式（６）に代入することにより第ｉ気筒の燃焼室５への筒内充填空気量Ｍｃｉが算出される。次いで、ステップ１１７では、カウンタｎ、ｍの値が零にリセットされ、Ｐｍｍａｘの値が零に、Ｐｍｍｉｎの値が∞に、積算値ΣｍｔおよびΣＴｍの値が零にそれぞれリセットされる。
【００５１】
ところで、本実施形態の内燃機関の制御装置では、上述したようにして推定された第ｉ気筒への筒内充填空気量Ｍｃｉに基づいて、第ｉ気筒内の混合気の空燃比が目標空燃比となるように第ｉ気筒内へ噴射する燃料噴射弁１１からの燃料噴射量が定められる。目標空燃比は、機関運転状態（例えば、機関回転数や機関負荷）等に基づいてＥＣＵ３１によって決定される。これにより、気筒間に筒内充填空気量のばらつきが生じても、全ての気筒について混合気の空燃比をほぼ正確に目標空燃比に一致させることができ、排気性状の悪化を抑制することができる。
【００５２】
ところが、このように燃料噴射量を決定した場合、気筒間に筒内充填空気量のばらつきが生じると、気筒間で燃料噴射弁１１から噴射される燃料噴射量が異なってしまう。このため、燃料の燃焼により発生してピストン３を押し下げるのに寄与する燃焼エネルギ（以下、単に「燃焼エネルギ」と称す）も気筒間で異なり、よってトルク変動が生じてしまう。したがって、トルク変動の発生を抑制するためには、上述したように各気筒内の混合気の空燃比が目標空燃比となるように燃料噴射量を決定することに加えて、気筒間で燃焼エネルギが等しくなるようにする必要がある。
【００５３】
そこで、本実施形態では、各気筒毎に点火プラグ１０による点火時期を調整することにより、気筒間で燃焼エネルギを均一にそろえる。この様子を、図５を参照して第１気筒と第２気筒とを例にとって説明する。図５は、各気筒における点火時期と燃焼エネルギとの関係を示している。図中、ＴＤＣは各気筒における圧縮上死点を示す。
【００５４】
第１気筒と第２気筒との間に筒内充填空気量のばらつきがあり、第１気筒への筒内充填空気量が第２気筒への筒内充填空気量よりも少なく、図５に示したように第１気筒における点火時期と燃焼エネルギとの関係は実線＃１のようになり、第２気筒における点火時期と燃焼エネルギとの関係が実線＃２のようになっている場合について考える。
【００５５】
この場合、第１気筒については、ノッキング等の発生しない範囲で最も進角側の点火時期、すなわちＥＣＵ３１によって算出された目標点火時期（図中のＣＡ１。以下、「第１点火時期」と称す）に点火プラグ１０による点火が行われる。このとき、第２気筒について、第１点火時期ＣＡ１と同じ点火時期に点火が行われると、発生する燃焼エネルギは第１気筒のものより大きくなってしまう。したがって、第２気筒では、第１気筒において第１点火時期ＣＡ１に点火が行われた場合に発生する燃焼エネルギとほぼ同一の燃焼エネルギが発生するような点火時期であって第１点火時期ＣＡ１よりも遅角側の点火時期（図中のＣＡ２。以下、「第２点火時期」と称す）に点火が行われる。こうすることで、混合気の空燃比を気筒間でほぼ均一に保ちつつ、各気筒において発生する燃焼エネルギを気筒間でほぼ均一に保つことができ、よって排気性状の悪化を抑制しつつトルク変動を抑制することができる。
【００５６】
なお、上記説明では第１気筒と第２気筒のみを例にして説明したが、全ての気筒について（本実施形態のように４気筒の場合には４気筒全てについて）行われる。したがって、全ての気筒間で最も筒内充填空気量が少ない気筒の点火時期が目標点火時期とされ、その気筒で発生する燃焼エネルギが他の気筒で発生する燃焼エネルギと等しくなるように他の気筒の点火時期が定められる。
【００５７】
図６を参照して、各気筒における燃料噴射量および点火時期を定める操作手順について説明する。なお、本操作は、各気筒毎および各サイクル毎に実行される。まず、ステップ１２１において、機関回転数および機関負荷等の機関運転状態に基づいてＥＣＵ３１によって算出された目標空燃比ＡＦｔおよび目標点火時期ＣＡｉｎｊｔが取得される。次いで、ステップ１２２では、図４に示した操作によって算出された第ｉ気筒への筒内充填空気量Ｍｃｉが取得される。
【００５８】
ステップ１２３では、前サイクルにおいて第ｉ気筒への筒内充填空気量Ｍｃｉを取得した後において、全ての気筒について最も少ない筒内充填空気量（以下、「最小筒内充填空気量」と称す）Ｍｃｍｉｎが算出される。例えば、他の全ての気筒への筒内充填空気量よりも第１気筒への筒内充填空気量Ｍｃ１が最も少ない場合、最小筒内充填空気量Ｍｃｍｉｎは第１気筒への筒内充填空気量Ｍｃ１となる。次いで、ステップ１２４では、ステップ１２２において取得された第ｉ気筒への筒内充填空気量Ｍｃｉを、ステップ１２１において取得された目標空燃比ＡＦｔで除算した値が第ｉ気筒における燃料噴射量ＴＡＵｉとされ（ＴＡＵｉ＝Ｍｃｉ／ＡＦｔ）、燃料噴射時にはこの燃料噴射量ＴＡＵｉの燃料が第ｉ気筒の燃料噴射弁１１から噴射される。
【００５９】
ステップ１２５では、ステップ１２２で取得された第ｉ気筒への筒内充填空気量Ｍｃｉから、ステップ１２３で取得された最小筒内充填空気量Ｍｃｍｉｎを減算した差分に基づいて、第ｉ気筒における点火時期の遅角量ΔＣＡｉｎｊｉが算出される。なお、遅角量ΔＣＡｉｎｊｉと上記差分との関係は予め実験的にまたは計算によって算出され、ＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に保存されており、ステップ１２５における遅角量ΔＣＡｉｎｊｉの算出では、このマップが利用される。第ｉ気筒への筒内充填空気量Ｍｃｉが最小筒内充填空気量Ｍｃｍｉｎである場合には、上記差分は零であり、第ｉ気筒における点火時期の遅角量ΔＣＡｉｎｊｉも零とされる。次いで、ステップ１２６では、目標点火時期ＣＡｉｎｊｔにステップ１２５で算出された第ｉ気筒における点火時期の遅角量ΔＣＡｉｎｊｉが加算された値が、第ｉ気筒の点火時期ＣＡｉｎｊｉとされる（ＣＡｉｎｊｉ＝ＣＡｉｎｊｔ＋ΔＣＡｉｎｊｉ）。このようにして算出された第ｉ気筒の点火時期ＣＡｉｎｊｉに、第ｉ気筒の点火プラグ１０が点火される。
【００６０】
次に、本発明の第二実施形態の制御装置について説明する。第二実施形態の制御装置は、基本的に第一実施形態の制御装置と同様であるが、第ｉ気筒への筒内充填空気量の推定の操作手順が異なる。
【００６１】
ところで、吸気管内圧力センサ４０の出力にはノイズが含まれているため、吸気管内圧力センサ４０の出力に基づいて算出される吸気管内圧力降下量ΔＰｄｗｎの値に誤差が生じてしまう場合がある。これに伴って、このΔＰｄｗｎの値を用いて算出される筒内充填空気量Ｍｃｉの値にも誤差が生じてしまう場合がある。このような誤差を含んだ筒内充填空気量Ｍｃｉに基づいて燃料噴射量等を定めると、混合気の実際の空燃比が目標空燃比と一致しなくなったりしてしまう。
【００６２】
そこで、本実施形態では、各気筒について図４の操作によって算出された筒内充填空気量を複数のサイクルに亘って平均化した値（以下、「平均筒内充填空気量Ｍｃｉａｖｅ」と称す）をとることで、上述したような筒内充填空気量Ｍｃｉの誤差を修正する。そして、この平均筒内充填空気量Ｍｃｉａｖｅに基づいて燃料噴射量等を定める。これにより、吸気管内圧力センサ４０の出力にノイズが含まれること等によりΔＰｍｄｗｎの値に誤差が生じても、推定される筒内充填空気量に対する誤差の影響を小さくすることができ、よって、混合気の実際の空燃比を目標空燃比とほぼ一致させることができる。
【００６３】
図７を参照して、第ｉ気筒への筒内充填空気量をサイクル間で平均化して推定する操作手順について説明する。なお、ステップ１４１〜ステップ１５５およびステップ１５９は、それぞれ図４のステップ１０１〜ステップ１１５およびステップ１１７と同様であるため、説明を省略する。
【００６４】
ステップ１５６では、サイクルカウンタの値ｃｙｃに１が加算される。サイクルカウンタは、機関運転開始からのサイクル数を表すカウンタである。次いで、ステップ１５７では、本サイクルｃｙｃにおける筒内充填空気量Ｍｃｉ（ｃｙｃ）が、上記式（５）によって図４のステップ１１６と同様に算出される。
【００６５】
次いで、ステップ１５８では、下記式（７）に示したように、本サイクルｃｙｃから所定数Ｎａｖｅだけ前のサイクル（ｃｙｃ−Ｎａｖｅ）から本サイクルｃｙｃまでの筒内充填空気量Ｍｃｉの合計を所定数Ｎａｖｅで除算した値が平均筒内充填空気量Ｍｃｉａｖｅとして算出される。
【数６】
2005090437.tif 000008
ここで、所定数Ｎａｖｅは予め定められた値である。本実施形態では、この平均筒内充填空気量Ｍｃｉａｖｅが、図６のステップ１２２において用いられ、第ｉ気筒の燃料噴射量および点火時期を算出するのに利用される。
【００６６】
なお、第二実施形態では、図４に示した操作の代わりに図７に示した操作が行われ、それ以外は第一実施形態における操作と同様な操作が行われる。また、上記実施形態では、平均筒内充填空気量Ｍｃｉａｖｅを所定数Ｎａｖｅの筒内充填空気量Ｍｃｉの平均値としているが、加重平均値等他の値としてもよい。
【００６７】
次に、本発明の第三実施形態の内燃機関の制御装置について説明する。第三実施形態の制御装置は、基本的に第一実施形態の制御装置と同様であるが、サージタンク１４を含む吸気管部分やスロットル弁１８の吸気上流側の吸気管には吸気管内温度センサ４１が取付けられていない。以下、図８を参照して、第三実施形態における筒内充填空気量の推定方法について説明する。なお、図８は図３と同様な図である。
【００６８】
ところで、吸気管内圧力が降下しているときのスロットル弁通過空気流量をｍｔｄｗｎとすると、上記式（６）は下記式（８）のように表すことができる。
【数７】
2005090437.tif 000009
ここで、第ｉ気筒の前に吸気弁６が開く気筒を第ｈ気筒とし、図８に示したように、第ｈ気筒への吸入に関して吸気管内圧力が最小値をとってから、第ｉ気筒への吸入に関して吸気管内圧力が最大値をとるまでの期間をΔｔｕｐと定義し、この期間中における吸気管内圧力の上昇量をΔＰｍｕｐとして定義する。
【００６９】
このようにΔＰｍｕｐを定義した場合、吸気管内圧力が上昇している期間中における第ｈ気筒および第ｉ気筒への筒内充填空気量はほぼ零に等しいと近似することができる。このため、上記式（３）は下記式（９）のように変形することができ、吸気管内圧力が上昇しているときのスロットル弁通過空気流量をｍｔｕｐとすると、下記式（１０）のように変形することができる。
【数８】
2005090437.tif 000010
この式（１０）を変形して式（８）に代入すると、下記式（１１）を得ることができる。
【数９】
2005090437.tif 000011
【００７０】
すなわち、式（１１）によれば、第ｉ気筒の吸気弁６を開弁することによる吸気管内圧力の降下量ΔＰｍｄｗｎ、吸気管内圧力の降下時間Δｔｄｗｎ、および吸気管内圧力が降下しているときのスロットル弁通過空気流量ｍｔｄｗｎと、第ｉ気筒の吸気弁６を開弁する前における吸気管内圧力の上昇量ΔＰｍｕｐ、吸気管内圧力の上昇時間Δｔｕｐ、および吸気管内圧力が上昇しているときのスロットル弁通過空気流量ｍｔｕｐとから、第ｉ気筒への筒内充填空気量Ｍｃｉを算出することができる。
【００７１】
したがって、第三実施形態によれば、各気筒の吸気弁６の開弁時期が重複しない場合において、第一実施形態におけるΔＰｍｄｗｎおよびΔｔｄｗｎの検出・算出方法と同様な方法でΔＰｍｕｐおよびΔｔｕｐを検出・算出することにより、如何なる温度センサを用いることなく各気筒への筒内充填空気量を算出することができ、よって製造コストの削減を図ることができる。
【００７２】
なお、上記実施形態では、第ｉ気筒の吸気弁６を開弁することによる吸気管内圧力の降下量ΔＰｍｄｗｎと、第ｉ気筒の吸気弁６を開弁する前における吸気管内圧力の上昇量ΔＰｍｕｐとに基づいて第ｉ気筒への筒内充填空気量Ｍｃｉを算出することとしているが、第ｉ気筒の吸気弁６を開弁する前における吸気管内圧力の上昇量ΔＰｍｕｐの代わりに、第ｉ気筒の吸気弁６を開弁した後における吸気案内圧力の上昇量ΔＰｍｕｐに基づいて算出してもよい。
【００７３】
次に、本発明の第四実施形態の内燃機関の制御装置について説明する。第一実施形態の制御装置は、基本的に各気筒の吸気弁６の開弁時期が重複しない場合について利用される。ところが、第一実施形態の制御装置を各気筒の吸気弁６の開弁時期が重複している場合について利用すると、算出される各気筒への筒内充填空気量Ｍｃｉの誤差が大きくなってしまう。
【００７４】
すなわち、図３（ａ）を用いて説明したように、第一実施形態においては筒内充填空気量は面積Ｃに相当するガス量を微少として無視した近似値となっている。ところが、気筒間の吸気弁６の開弁時期が重複する場合、図９に示したようにスロットル弁通過空気流量ｍｔが大きく、よって面積Ｃに相当するガス量が無視できないほど大きい。
【００７５】
そこで、第四実施形態では、各気筒への筒内充填空気量Ｍｃｉのうち、面積Ａに相当するガス量以外のガス量を、第一実施形態のように長方形の面積として求めるのではなく、台形の面積として求めることとしている。すなわち、第一実施形態における式（６）中のｍｔ・Δｔｄｗｎの代わりにｍｔ・（Δｔｄｗｎ＋Δｔｉｏｃ）／２を用いる。ここで、Δｔｄｗｎは上述したように吸気管内圧力が最大値Ｐｍｍａｘをとるときの最大値時刻ｔｍａｘと最小値Ｐｍｍｉｎをとるときの最小値時刻ｔｍｉｎとの間の時間であり（Δｔｄｗｎ＝ｔｍｉｎ−ｔｍａｘ）、Δｔｉｏｃは第ｉ気筒の吸気弁６が開弁する時刻（開弁時期）ｔｉｏと吸気弁６が閉弁する時刻（閉弁時期）ｔｉｃとの間の時間、すなわち第ｉ気筒の吸気弁６が開弁している時間である（Δｔｉｏｃ＝ｔｉｃ−ｔｉｏ）。したがって、第四実施形態では、上記式（６）は、下記式（１２）のように書き換えて用いられる。
【数１０】
2005090437.tif 000012
【００７６】
式（１２）では、ΔＰｍｄｗｎを含む項が図１０（ｂ）中の面積Ａに相当するガス量を表し、ｍｔを含む項が図１０（ｂ）中の面積Ｂに相当するガス量を表すため、第ｉ気筒への筒内充填空気量Ｍｃｉは図１０（ｂ）中の面積Ａと面積Ｂとを加算した値となっている。図１０（ａ）から分かるように、面積Ｂに相当するガス量以外のガス量を台形として求めることにより、図９に示した面積Ｃに相当するガス量の大部分を筒内充填空気量に含めることができる。したがって、本実施形態によれば、筒内充填空気量Ｍｃｉは、第ｉ気筒の吸気弁６の開弁期間中に第ｉ気筒の燃焼室５内に充填されたガス量をより正確に表す値となっており、各気筒の吸気弁６の開弁時期が重複している場合であっても筒内充填空気量Ｍｃｉの推定誤差を小さく抑えることができる。
なお、第四実施形態の制御装置は、第一実施形態だけでなく、第二実施形態の制御装置と組み合わせて、平均筒内充填空気量を求めるようにしてもよい。
【００７７】
次に、本発明の第五実施形態の内燃機関の制御装置について説明する。第五実施形態の制御装置は、基本的に第一実施形態の制御装置と同様である。ところで、機関回転数、吸気弁の位相角、吸気管内圧力等、内燃機関の運転パラメータがそれぞれ同一である場合、第ｉ気筒への筒内充填空気量Ｍｃｉは第ｉ気筒の吸気弁６の作用角によって一意に決定される。例えば、作用角以外の運転パラメータを固定した場合、筒内充填空気量Ｍｃｉと実際の作用角との関係は図１１に示したような曲線となる。したがって、作用角以外の運転パラメータをそれぞれ特定の値またはその近傍の値に固定した状態で、上記第一第一実施形態から第三実施形態における操作（以下、「空気量推定操作」と称す）よって推定された第ｉ気筒への筒内充填空気量Ｍｃｉから、図１１に示したようなマップに基づいて第ｉ気筒の吸気弁６の実際の作用角を推定することができる。
【００７８】
具体的には、本実施形態では、作用角以外の運転パラメータ（例えば、機関回転数、吸気弁６の位相角、吸気管内圧力の平均値）が特定の値またはその近傍の値をとる場合における筒内充填空気量と作用角との図１１に示したような曲線を予め実験的にまたは計算によって求め、図１１に示したようなマップとしてＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に保存する。そして、内燃機関の運転中に作用角以外の運転パラメータが上記特定の値またはその近傍の値をとっている場合に、上記空気量推定操作によって各気筒への筒内充填空気量Ｍｃｉを推定する。推定された各気筒への筒内充填空気量Ｍｃｉと、上記ＲＯＭ３４に保存されたマップとから、吸気弁６の実際の作用角を算出する。これにより、本実施形態によれば、比較的正確に吸気弁６の実際の作用角を算出することができる。
【００７９】
ところで、吸気弁６を駆動するために電磁式の吸気弁６の可変動弁機構（図示せず）が設けられた場合、可変動弁機構内に用いられるスプリングの劣化等によりＥＣＵ３１から可変動弁機構へ指令される目標作用角と吸気弁６の実際の作用角との間にずれが生じてしまう。また、機械式の可変動弁機構によって吸気弁６が駆動されている場合、可変動弁機構に用いられるカムの摩耗等によりＥＣＵ３１から可変動弁機構へ指令される目標作用角と吸気弁６の実際の作用角との間にずれが生じてしまう。このようなずれが生じると、吸気弁６の作用角を適切に制御することができなくなり、機関出力や燃費または排気性状の悪化を招いてしまう。
【００８０】
そこで、本実施形態では、空気量推定操作に基づいて推定された実際の作用角がＥＣＵ３１から可変動弁機構へ指令された目標作用角と異なる場合には、推定された実際の作用角と目標作用角との差分を補償するような補正をすることにより、吸気弁６の実際の作用角を常に目標作用角に一致させるようにする。
【００８１】
例えば、推定された実際の作用角と目標作用角とが異なる場合に、これらの差分を算出する。そして、次回以降におけるＥＣＵ３１から可変動弁機構へは、目標作用角に上記算出された差分を加算された値が指令される。
【００８２】
したがって、第五実施形態によれば、吸気弁６の実際の作用角を常に目標作用角に一致させるように制御することにより、機関出力や燃費または排気性状の悪化を抑制することができる。
【００８３】
次に、本発明の第六実施形態の内燃機関の制御装置について説明する。第六実施形態の内燃機関の制御装置は、基本的に第一実施形態と同様である。
【００８４】
ところで、第一実施形態から第三実施形態においては、吸気管内圧力センサ４０からの出力に基づいて空気量推定操作によって推定可能な筒内充填空気量は１サイクル前のものである。すなわち、上記実施形態では燃料噴射量等は１サイクル前の筒内充填空気量に基づいて算出される。これは、吸気ガスが完全に筒内に充填された後に筒内充填空気量の推定が行われるため、筒内充填空気量を推定したのと同一のサイクルにおいてその筒内充填空気量に基づいて燃料噴射量等を決定することができないためである。したがって、第一実施形態から第三実施形態においては、サイクル間で筒内充填空気量の変動が小さいかまたはほとんどない場合、すなわち機関運転状態が定常状態にある場合にのみ、算出された筒内充填空気量に基づいて燃料噴射量等を決定することができる。しかしながら、機関運転状態が過渡状態にあってサイクル間で筒内充填空気量が大きく変動してしまう場合には、上記第一実施形態から第三実施形態における空気量推定操作によって推定される筒内充填空気量を利用することはできない。機関運転状態が過渡状態にある場合には、次の筒内充填空気量を予測する必要がある。
【００８５】
このような予測を行うには、例えば、後述する筒内充填空気量モデルＭ１０が用いられる。この筒内充填空気量モデルＭ１０では、後述するように次サイクルの筒内充填空気量（以下、「将来の筒内充填空気量」と称す）を予測することができるが、算出される筒内充填空気量は、各気筒毎の空気量ではなく、全ての気筒における筒内充填空気量の平均値（以下、「将来の平均筒内充填空気量Ｍｃ’」と称す）である。
【００８６】
そこで、本実施形態では、後述する筒内充填空気量モデルＭ１０によって算出された将来の平均筒内充填空気量Ｍｃ’を補正して各気筒毎の将来の筒内充填空気量Ｍｃｉ’を算出する。
【００８７】
具体的には、第一実施形態から第三実施形態における空気量推定操作によって推定された筒内充填空気量の全気筒の平均値を算出し、この全気筒の平均値に対する各気筒の筒内充填空気量の偏差を補正係数ηｉとして算出する。すなわち、第ｉ気筒に対する補正係数ηｉは、下記式（１３）に示したように、上記空気量推定操作によって推定された第ｉ気筒の筒内充填空気量Ｍｃｉを、筒内充填空気量の全気筒の平均値で除算した値である。
【数１１】
2005090437.tif 000013
なお、式（１３）においてＮｃｙｌは気筒数である。また、ΣＭｃｉは１サイクル中における全ての気筒への総筒内充填空気量であり、上記空気量推定操作によって推定された筒内充填空気量Ｍｃｉを１サイクルに亘って合計したものである。
【００８８】
そして、後述する筒内充填空気量モデルＭ１０によって算出された将来の平均筒内充填空気量Ｍｃ’に第ｉ気筒に対する補正係数ηｉを乗算した値が、第ｉ気筒の将来の筒内充填空気量Ｍｃｉ’とされる（Ｍｃｉ’＝ηｉ・Ｍｃ’）。これにより、各気筒間の筒内充填空気量のばらつきを考慮して各気筒毎に正確に将来の筒内充填空気量Ｍｃｉ’を推定することができるようになり、機関運転状態が過渡状態にある場合にも各気筒内の混合気の空燃比を目標空燃比に維持すること等ができる。なお、補正係数ηｉは、機関運転状態が定常状態にある場合には逐次更新され、機関運転状態が過渡状態にある場合には直前の定常状態において最後に更新された値のままとされる。これは、第一実施形態から第三実施形態による過渡状態における筒内充填空気量の推定精度が低いことによる。
【００８９】
なお、上記第六実施形態では、第ｉ気筒に対する補正係数ηｉを複数サイクル間の補正係数の平均値または加重平均値としてもよい。例えば、補正係数の加重平均値ηｉａｖｅは下記式（１４）によって算出される。
【数１２】
2005090437.tif 000014
ここで、ηｉ(n)は今サイクルにおいて式（１３）によって算出された補正係数であり、ηｉ(n-1)は前サイクルにおいて式（１３）によって算出された補正係数である。また、ｓは加重平均の重みであり、０≦ｓ≦１を満たす予め定められた値である。このように補正係数の平均値または加重平均値をとることにより、吸気管内圧力センサ４０のノイズ等によって生じる誤差を補償することができる。
【００９０】
図１２は、第ｉ気筒の将来の筒内充填空気量Ｍｃｉ’を推定する操作手順を示す。本操作は、各気筒毎に行われる。まず、ステップ１６１において、現在の機関運転状態が定常状態であるか否かが判定される。機関運転状態が定常状態であると判断される場合とは、例えば、機関回転数または機関負荷等の運転パラメータが一定期間において所定範囲内に収まっている場合が挙げられる。機関運転状態が定常状態にないと判定された場合には、ステップ１６２〜１６５が実行されない。機関運転状態が定常状態にあると判定された場合には、ステップ１６２へと進む。
【００９１】
ステップ１６２〜１６５では、補正係数ηｉａｖｅの更新が行われる。ステップ１６２では、上記空気量推定操作によって第ｉ気筒への筒内充填空気量Ｍｃｉが推定される。次いで、ステップ１６３において、ステップ１６２で算出された第ｉ気筒への筒内充填空気量Ｍｃｉを加えて、１サイクル中における全ての気筒への総筒内充填空気量ΣＭｃｉが算出される。次いで、ステップ１６４では、ステップ１６２において推定されたＭｃｉと、ステップ１６３において算出されたΣＭｃｉに基づいて、式（１３）により第ｉ気筒に対する補正係数ηｉが算出される。ステップ１６５では、今回および前回ステップ１６４において算出された補正係数ηｉに基づいて、式（１４）により第ｉ気筒に対する補正係数の加重平均値ηｉａｖｅが算出される。
【００９２】
次いで、ステップ１６６では、筒内充填空気量モデルＭ１０によって算出された将来の平均筒内充填空気量Ｍｃ’が取得される。そしてステップ１６７において、ステップ１６５において算出された補正係数の加重平均値ηｉａｖｅに将来の平均筒内充填空気量Ｍｃ’を乗算することで、第ｉ気筒の将来の筒内充填空気量Ｍｃｉ’とされる（Ｍｃｉ’＝ηｉａｖｅ・Ｍｃ’）。
【００９３】
次に、本発明の第七実施形態の内燃機関の制御装置について説明する。第七実施形態の制御装置は基本的に第六実施形態の制御装置と同様であるが、第六実施形態では後述する筒内充填空気量モデルＭ１０によって算出された将来の平均筒内充填空気量Ｍｃ’に各気筒毎の補正係数ηｉを乗算していたのに対して、本実施形態では上記将来の平均筒内充填空気量Ｍｃ’に各気筒毎の補正ガス量ΔＭｉを加算することで、各気筒毎の将来の筒内充填空気量Ｍｃｉ’を算出する（Ｍｃi’＝Ｍｃ’＋ΔＭｉ）。
【００９４】
ここで、補正ガス量ΔＭｉの算出方法について説明する。平均筒内充填空気量に対する各気筒の筒内充填空気量の偏差は、内燃機関の運転パラメータ（例えば、作用角、機関回転数、位相角）の値に応じて変わる。例えば、作用角を例にとると、同一の気筒について作用角が大きいときには偏差は小さく、作用角が小さいときには偏差は大きい。補正ガス量ΔＭｉはこの偏差を補償するためのものであるため、この偏差と同様な値となるように定める必要がある。したがって、作用角ＶＬと補正ガス量ΔＭｉとの関係は図１３に示したように、作用角ＶＬが大きいときには補正ガス量を小さく、また作用角ＶＬが小さいときには補正ガス量を大きく設定する必要がある。
【００９５】
また、作用角ＶＬと上記偏差との関係は気筒間や経時変化等の程度によって異なる。したがって、同様に、作用角ＶＬと補正ガス量ΔＭｉとの関係も、例えば、図１３に示したｏ、ｐ、ｑのように気筒間や経時変化等によって様々な関係となる。
【００９６】
そこで、本実施形態では、まず、作用角ＶＬと補正ガス量ΔＭｉとの関係を予め実験的に求め、マップとしてＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に保存する。そして、或る検出条件のときにおける作用角ＶＬと、そのときの第ｉ気筒への筒内充填空気量Ｍｃｉを第一実施形態から第三実施形態の空気量推定操作により推定する。そして、推定された第ｉ気筒への筒内充填空気量Ｍｃｉからこのサイクルにおいて筒内充填空気量モデルＭ１０によって算出された将来の平均筒内充填空気量Ｍｃ’を減算して、上記或る検出条件における補正ガス量ΔＭｉを算出する。例えば、作用角がＶＬ１であるときに算出された補正ガス量がΔＭｉ１であった場合、図１３に示したようにこの点は曲線ｏ上にあり、したがって、第ｉ気筒に関する補正ガス量の曲線として曲線ｏが採用される。
【００９７】
そして、次サイクル以降においては、第ｉ気筒では各サイクル毎に作用角ＶＬに基づいて図１３に示したマップから補正ガス量ΔＭｉが算出され、第ｉ気筒への将来の筒内充填空気量Ｍｃｉ’は、平均筒内充填空気量Ｍｃ’に上記補正ガス量ΔＭｉが加算された値とされる（Ｍｃｉ’＝Ｍｃ’＋ΔＭｉ）。
【００９８】
このような操作は各気筒毎に行われ、これにより、各気筒間の筒内充填空気量のばらつきを補償して各気筒毎に正確に将来の筒内充填空気量Ｍｃｉ’を算出することができる。
【００９９】
次に、筒内充填空気量モデルＭ１０について説明する。なお、以下では、筒内充填空気量モデルＭ１０によって算出される平均筒内充填空気量をＭｃ’、平均筒内吸入空気流量をｍｃ’とする。
【０１００】
筒内充填空気量モデルＭ１０は、図１４に示したように電子制御スロットルモデルＭ１１、スロットルモデルＭ１２、吸気管モデルＭ１３、吸気弁モデルＭ１４を備える。電子制御スロットルモデルＭ１１には、負荷センサ４６により検出されたアクセルペダル操作量Ａｃｃｐが入力され、実際のスロットル弁１８が所定時間ΔＴ後に到達するスロットル開度（以下、「先読みスロットル開度」と称す）θｔを出力する。スロットルモデルＭ１２には、電子制御スロットルモデルＭ１１から出力された先読みスロットル開度θｔと、大気圧センサ４４によって検出された内燃機関周囲の大気圧（または、吸気管１５に吸入される空気の圧力）Ｐａと、大気温度センサ４３によって検出された内燃機関周囲の大気温度（または、吸気管１５に吸入される空気の温度）Ｔａと、後述する吸気管モデルＭ１３において算出された吸気枝管１３内の圧力（吸気管内圧力）Ｐｍとが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述するスロットルモデルＭ１２のモデル式に代入することで、単位時間当たりにスロットル弁１８を通過する空気の流量（以下、「スロットル弁通過空気流量ｍｔ」と称す）が算出される。スロットルモデルＭ１２において算出されたスロットル弁通過空気流量ｍｔは、吸気管モデルＭ１３へ入力される。
【０１０１】
吸気管モデルＭ１３には、スロットルモデルＭ１２において算出されたスロットル弁通過空気流量ｍｔと、以下で詳述する単位時間当たりに燃焼室５内に流入する吸気ガスの流量（以下、「平均筒内吸入空気流量ｍｃ’」と称す。なお、平均筒内吸入空気流量ｍｃ’の定義については、吸気弁モデルＭ１４において詳述する）とが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述する吸気管モデルＭ１３のモデル式に代入することで、吸気枝管１３およびサージタンク１４内に存在する吸気ガスの圧力（以下、「吸気管内圧力Ｐｍ」と称す）と吸気枝管１３およびサージタンク１４内に存在する吸気ガスの温度（以下、「吸気管内温度Ｔｍ」と称す）とが算出される。吸気管モデルＭ１３において算出された吸気管内圧力Ｐｍと吸気管内温度Ｔｍは共に吸気弁モデルＭ１４へ入力され、さらに吸気管内圧力ＰｍはスロットルモデルＭ１２にも入力される。
【０１０２】
吸気弁モデルＭ１４には、吸気管モデルＭ１３において算出された吸気管内圧力Ｐｍおよび吸気管内温度Ｔｍの他に大気温度Ｔａが入力され、これら入力された各パラメータの値を後述する吸気弁モデルＭ１４のモデル式に代入することで、平均筒内吸入空気流量ｍｃ’が算出される。算出された平均筒内吸入空気流量ｍｃ’は、平均筒内充填空気量Ｍｃ’に変換され、この平均筒内充填空気量Ｍｃ’に基づいて燃料噴射弁からの燃料噴射量が決定される。また、吸気管モデルＭ１３において算出された平均筒内吸入空気流量ｍｃ’は吸気管モデルＭ１３に入力される。
【０１０３】
図１４から分かるように、筒内充填空気量モデルＭ１０では或るモデルにおいて算出されたパラメータの値が別のモデルへの入力値として利用されるので、筒内充填空気量モデルＭ１０全体では、実際に入力される値はスロットル開度θｔ、大気圧Ｐａ、および大気温度Ｔａの三つのパラメータのみであり、これら三つのパラメータから平均筒内充填空気量Ｍｃ’が算出される。
【０１０４】
次に、筒内充填空気量モデルＭ１０の各モデルＭ１１〜Ｍ１４について説明する。
【０１０５】
電子制御スロットルモデルＭ１１は、負荷センサ４６により検出されたアクセルペダル操作量Ａｃｃｐに基づいて、実際のスロットル弁１８が所定時間ΔＴ後に到達するスロットル開度（以下、「先読みスロットル開度」と称す）θｔを推定するモデルである。本実施形態においては、スロットル弁電子制御ロジックにて、負荷センサ４６により検出されたアクセルペダル操作量Ａｃｃｐと、図１５に示したアクセルペダル操作量Ａｃｃｐと目標スロットル開度θｔとの関係を規定するマップとに基づいてスロットル開度θｔが求められる。このようにして求められたスロットル開度θｔはスロットルモデルＭ１２へと送られる。一方、このスロットル開度θｔを所定時間ΔＴ（例えば、６４ｍｓｅｃ）だけ遅延させた値が最終的な目標スロットル開度θｒとして求められ、実際のスロットル開度ＴＡが目標スロットル開度θｒとなるようにステップモータ１７へ駆動信号が送出される。
【０１０６】
このように、目標スロットル開度θｒは、現時点から所定時間ΔＴだけ前の時点におけるアクセルペダル操作量Ａｃｃｐに応じて決定されたスロットル開度θｔと等しい。目標スロットル開度θｒに基づいてスロットル弁１８が駆動されるため、スロットル開度θｔは実際のスロットル弁１８のスロットル開度よりもΔＴだけ先のスロットル開度となっている。逆に言うと、スロットル開度θｔは、実際のスロットル弁１８が所定時間ΔＴ後に到達するスロットル開度となっている。
【０１０７】
スロットルモデルＭ１２では、大気圧Ｐａ、大気温度Ｔａ、吸気管内圧力Ｐｍ、電子制御スロットルモデルＭ１１から出力された先読みスロットル開度θｔから、下記式（１５）に基づいてスロットル弁通過空気流量ｍｔが算出される。ここで、式（１５）におけるμはスロットル弁における流量係数で、スロットル開度θｔの関数であり、よって図１６に示したようなマップから定まる。また、Ａｔはスロットル弁の開口断面積を示し、スロットル開度θｔの関数であり、図１７に示したようなマップから定まる。なお、これら流量係数μおよび開口断面積Ａｔをまとめたμ・Ａｔをスロットル開度θｔから一つのマップで求まるようにしてもよい。また、Ｒａは気体定数に関する定数であり、実際には気体定数を１mol当たりの気体（空気）の質量Ｍlmolで除算した値である。
【数１３】
2005090437.tif 000015
【０１０８】
また、Φ（Ｐｍ／Ｐａ）は下記式（１６）に示した関数であり、この式（１６）におけるκは比熱比（一定値とする）である。この関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）は図１８に示したようなグラフに表すことができるので、このようなグラフをマップとしてＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に保存し、実際には式（１６）を用いて計算するのではなくマップからΦ（Ｐｍ／Ｐａ）の値を求めるようにしてもよい。
【数１４】
2005090437.tif 000016
【０１０９】
これらスロットルモデルＭ１２の式（１５）および式（１６）は、スロットル弁１８上流の気体の圧力を大気圧Ｐａ、スロットル弁１８上流の気体の温度を大気温度Ｔａ、スロットル弁１８の下流の気体の圧力を吸気管内圧力Ｐｍとして、図１９に示したようなスロットル弁１８のモデルに対して、質量保存則、エネルギ保存則および運動量保存則を適用し、さらに気体の状態方程式、比熱比の定義式、およびマイヤーの関係式を利用することによって得られる。
【０１１０】
吸気管モデルＭ１３では、スロットル弁通過空気流量ｍｔ、平均筒内吸入空気流量ｍｃ’、および大気温度Ｔａから、下記式（１７）および式（１８）に基づいて吸気管内圧力Ｐｍおよび吸気管内温度Ｔｍが算出される。なお、式（１７）および式（１８）におけるＶｍはスロットル弁１８から吸気弁６までの吸気管１３等の部分（以下、「吸気管部分」と称す）の容積に等しい定数である。
【数１５】
2005090437.tif 000017
【０１１１】
ここで、吸気管モデルＭ１３について図２０を参照して説明する。吸気管部分の総気体量（総吸気ガス量）をＭとすると、総気体量Ｍの時間的変化は、吸気管部分に流入する気体の流量、すなわちスロットル弁通過空気流量ｍｔと、吸気管部分から流出する気体の流量、すなわち平均筒内吸入空気流量ｍｃ’との差に等しいため、質量保存則により下記式（１９）が得られ、この式（１９）および気体の状態方程式（Ｐｍ・Ｖｍ＝Ｍ・Ｒ・Ｔｍ）より、式（１７）が得られる。
【数１６】
2005090437.tif 000018
【０１１２】
また、吸気管部分の気体のエネルギＭ・Ｃｖ・Ｔｍの時間的変化量は、吸気管部分に流入する気体のエネルギと吸気管部分から流出する気体のエネルギとの差に等しい。このため、吸気管部分に流入する気体の温度を大気温度Ｔａ、吸気管部分から流出する気体の温度を吸気管内温度Ｔｍとすると、エネルギ保存則により下記式（２０）が得られ、この式（２０）および上記気体の状態方程式より、式（１８）が得られる。
【数１７】
2005090437.tif 000019
【０１１３】
吸気弁モデルＭ１４では、吸気管内圧力Ｐｍ、吸気管内温度Ｔｍ、および大気温度Ｔａから、下記式（２１）に基づいて、平均筒内吸入空気流量ｍｃ’が算出される。なお、式（２１）におけるａ、ｂは、機関回転数Ｎｅから、さらに吸気弁６の位相角（バルブタイミング）および作用角を変更できる可変動弁機構を備えた内燃機関の場合には吸気弁６の位相角、作用角から定まる値である。
【数１８】
2005090437.tif 000020
【０１１４】
上述した吸気弁モデルＭ１４について図２１を参照して説明する。一般に、吸気弁６が閉じたときに燃焼室５内に吸入されている吸気ガスの量である平均筒内充填空気量Ｍｃ’は、吸気弁６が閉弁するとき（吸気弁閉弁時）に確定し、吸気弁閉弁時の燃焼室５内の圧力に比例する。また、吸気弁閉弁時の燃焼室５内の圧力は吸気弁上流の気体の圧力、すなわち吸気管内圧力Ｐｍと等しいとみなすことができる。したがって、平均筒内充填空気量Ｍｃ’は、吸気管内圧力Ｐｍに比例すると近似することができる。
【０１１５】
ここで、単位時間当たりに吸気管部分から流出する全吸気ガスの量を平均化したもの、または単位時間当たりに吸気管部分から全ての燃焼室５に吸入される吸気ガスの量を一つの気筒の吸気行程に亘って（後述するように本実施形態ではクランク角１８０°分）平均化したものを平均筒内吸入空気流量ｍｃ’（以下で詳述する）とすると、平均筒内充填空気量Ｍｃ’が吸気管内圧力Ｐｍに比例することから、平均筒内吸入空気流量ｍｃ’も吸気管内圧力Ｐｍに比例すると考えられる。このことから、理論および経験則に基づいて、上記式（２１）が得られる。なお、式（２１）における値ａは比例係数であり、機関回転数Ｎｅ、吸気弁６のリフト量指示値ＶＬ、吸気弁６の位相角指示値ＶＴをパラメータとした三次元マップから求まる。なお、この三次元マップは、予め実験的にまたは計算によって求められ、ＥＣＵ３１のＲＯＭ３４に保存されている。値ｂは燃焼室５内に残存していた既燃ガスを表す値（排気弁８閉弁時に燃焼室５内に残る既燃ガス量を後述する時間ΔＴ180°で除算したものと考えられる）である。また、実際の運転では過渡時に吸気管内温度Ｔｍが大きく変化する場合があるため、これに対する補正として理論および経験則に基づいて導かれたＴａ／Ｔｍが乗算されている。
【０１１６】
ここで、平均筒内吸入空気流量ｍｃ’について、図２２を参照して内燃機関が４気筒である場合について説明する。なお、図２２は横軸がクランクシャフトの回転角度、縦軸が単位時間当たりに吸気管部分から燃焼室５に実際に流入する吸気ガスの流量である。図２２に示したように、４気筒の内燃機関では、吸気弁６が例えば１番気筒、３番気筒、４番気筒、２番気筒の順に開弁し、各気筒に対応する吸気弁６の開弁量に応じて吸気管部分から各気筒の燃焼室５内へ吸気ガスが流入する。例えば、吸気管部分から各気筒の燃焼室５内に流入する吸気ガスの流量の変位は図２２に破線で示した通りであり、これを総合して吸気枝管１３から全気筒の燃焼室に流入する吸気ガスの流量は図２２に実線で示した通りである。また、例えば１番気筒への平均筒内充填空気量Ｍｃ’は図２２に斜線で示した通りである。
【０１１７】
これに対して、実線で示した吸気管から全ての気筒の燃焼室に流入する吸気ガスの量を平均化したものが平均筒内吸入空気流量ｍｃ’であり、図中に一点鎖線で示す。そして、この一点鎖線で示した平均筒内吸入空気流量ｍｃ’に、４気筒の場合にはクランクシャフトが１８０°（すなわち、４ストローク式内燃機関において１サイクル中にクランクシャフトが回転する角度７２０°を気筒数で割った角度）回転するのにかかる時間ΔＴ180°を乗算したものが平均筒内充填空気量Ｍｃ’となる。したがって、吸気弁モデルＭ１４で算出された平均筒内吸入空気流量ｍｃ’にΔＴ180°を乗算することで、平均筒内充填空気量Ｍｃ’が算出される（Ｍｃ’＝ｍｃ’・ΔＴ180°）。より詳細には、平均筒内充填空気量Ｍｃ’が吸気弁閉弁時の圧力に比例することを考慮して、吸気弁閉弁時の平均筒内吸入空気流量ｍｃ’にΔＴ180°を乗算したものが平均筒内充填空気量Ｍｃ’とされる。
【０１１８】
次に、上記筒内充填空気量モデルＭ１０を内燃機関の制御装置に実装して、実際に平均筒内充填空気量Ｍｃ’を算出する場合について説明する。平均筒内充填空気量Ｍｃ’は筒内充填空気量モデル１０を用いて、上記式（１５）、式（１７）、式（１８）、および式（２１）を解くことにより表される。この場合、ＥＣＵ３１で処理するために、これらの式を離散化する必要がある。時刻ｔ、計算間隔Δｔを用いて式（１５）、式（１７）、式（１８）、および式（２１）を離散化すると、それぞれ下記式（２２）、式（２３）、式（２４）、および式（２５）が得られる。なお、吸気管内温度Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）は、式（２３）および式（２４）によってそれぞれ算出されたＰｍ／Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）およびＰｍ（ｔ＋Δｔ）から、式（２６）によって算出される。
【数１９】
2005090437.tif 000021
【０１１９】
このようにして実装された筒内充填空気量モデルＭ１０では、スロットルモデルＭ１２の式（２２）で算出された時刻ｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ）と、吸気弁モデルＭ１４の式（２５）で算出された時刻ｔにおける平均筒内吸入空気流量ｍｃ’（ｔ）とが、吸気管モデルＭ１３の式（２３）および式（２４）に代入され、これにより時刻ｔ＋Δｔにおける吸気管内圧力Ｐｍ（ｔ＋Δｔ）および吸気管内温度Ｔｍ（ｔ＋Δｔ）が算出される。次いで、算出されたＰｍ（ｔ＋Δｔ）およびＴｍ（ｔ＋Δｔ）は、スロットルモデルＭ１２および吸気弁モデルＭ１４の式（２２）および式（２５）に代入され、これにより時刻ｔ＋Δｔにおけるスロットル弁通過空気流量ｍｔ（ｔ＋Δｔ）および平均筒内吸入空気流量ｍｃ’（ｔ＋Δｔ）が算出される。そして、このような計算を繰り返すことによって、先読みスロットル開度θｔ、大気圧Ｐａ、および大気温度Ｔａから、任意の時刻ｔにおける平均筒内吸入空気流量ｍｃ’が算出され、算出された平均筒内吸入空気流量ｍｃ’に上記時間ΔＴ180°を乗算することで、任意の時刻ｔにおける平均筒内充填空気量Ｍｃ’が算出される。特に、先読みスロットル開度θｔが実際のスロットル弁１８のスロットル開度よりもΔＴだけ早いスロットル開度となっているため、算出される平均筒内充填空気量Ｍｃ’も将来の値となっている。
【０１２０】
なお、内燃機関の始動時には、すなわち時刻ｔ＝０においては、吸気管内圧力Ｐｍは大気圧と等しい（Ｐｍ（０）＝Ｐａ）とされ、吸気管内温度Ｔｍは大気温度と等しい（Ｔｍ（０）＝Ｔａ）とされて、各モデルＭ１１〜Ｍ１３における計算が開始される。
【０１２１】
なお、上記筒内充填空気量モデルＭ１０では、大気温度Ｔａおよび大気圧Ｐａが一定であるとしているが、時刻によって変化する値としてもよく、例えば、大気温度を検出するための大気温度センサによって時刻ｔにおいて検出された値を大気温度Ｔａ（ｔ）、大気圧を検出するための大気圧センサによって時刻ｔにおいて検出された値を大気圧Ｐａ（ｔ）として上記式（２２）、式（２４）、および式（２５）に代入するようにしてもよい。
【０１２２】
なお、本明細書において、機関運転状態が定常状態にある場合とは、内燃機関の運転パラメータ（例えば、機関回転数、機関負荷、筒内充填空気量等）がほとんど変動せずにほぼ一定に維持されているような運転状態を意味し、一方、機関運転状態が過渡状態にある場合とは、内燃機関の運転パラメータが大きく変動しているような運転状態を意味する。
【図面の簡単な説明】
【０１２３】
【図１】本発明の内燃機関の制御装置が用いられる内燃機関全体を示す図である。
【図２】本発明の吸気管モデルの基本概念を示す図である。
【図３】クランク角に対する流量の変化および吸気管内圧力の変化を示す図である。
【図４】各気筒への筒内充填空気量の推定の操作手順を示すフローチャートである。
【図５】各気筒における点火時期と燃焼エネルギとの関係を示す。
【図６】各気筒における燃料噴射量および点火時期を定める操作手順を示すフローチャートである。
【図７】各気筒への筒内充填空気量をサイクル間で平均化して推定する操作手順を示すフローチャートである。
【図８】第三実施形態における筒内充填空気量の推定方法を説明するための図３と同様な図である。
【図９】気筒間の吸気弁６の開弁時期が重複する場合におけるクランク角に対する流量の変化を示す図である。
【図１０】クランク角に対する流量の変化を示す図である。
【図１１】筒内充填ガス量と作用角との関係を示す図である。
【図１２】第ｉ気筒の将来の筒内充填空気量Ｍｃｉ’を推定する操作手順を示すフローチャートである。
【図１３】作用角と補正ガス量ΔＭｉとの関係を示す図である。
【図１４】本発明で用いられる吸入ガス量モデルを示す図である。
【図１５】アクセルペダル操作量と目標スロットル開度との関係を示す図である。
【図１６】スロットル開度と流量係数との関係を示す図である。
【図１７】スロットル開度と開口断面積との関係を示す図である。
【図１８】関数Φ（Ｐｍ／Ｐａ）を示す図である。
【図１９】スロットルモデルの基本概念を示す図である。
【図２０】吸気管モデルの基本概念を示す図である。
【図２１】吸気弁モデルの基本概念を示す図である。
【図２２】筒内充填空気量および筒内吸気ガス量の定義に関する図である。
【符号の説明】
【０１２４】
１…機関本体
５…燃焼室
６…吸気弁
７…吸気ポート
８…排気弁
１１…燃料噴射弁
１３…下流側吸気管
１４…サージタンク
１５…上流側吸気管
１８…スロットル弁
１９…エアフロメータ
３１…ＥＣＵ（電子制御ユニット）
４０…吸気管内圧力センサ
４１…吸気管内温度センサ
【図１】
2005090437.tif 000022
【図２】
2005090437.tif 000023
【図３】
2005090437.tif 000024
【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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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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【図１８】
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【図１９】
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【図２０】
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【図２１】
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【図２２】
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